在环境和低温下，欠膨胀无氢射流延迟点火产生的爆炸波
大家晚上好，让我带领大家一起读一篇文献吧。作者在首先便强调了高压设备或储罐释放的欠膨胀氢气喷流延迟点燃会产生冲击波，能够伤害人员并损坏财产，基于对这种现象的78次实验分析建立的，实验范围涵盖氢存储压力0.5–65.0MPa和释放直径0.5–52.5mm的广泛区间，做了相关研究。研究发现，生成的冲击波随喷流快速燃烧部分与冲击波之间距离的平方反比衰减。该相关性被用于计算五种典型氢应用的危害距离，以危害阈值为标准。观察到，在车载储氢罐压力为70MPa的情况下，当热激活压力释放装置（TPRD）直径从2mm减小到0.5mm时，对人体的“无危害”距离从10.5m减少到2.6m。这个部分主要是介绍了前人的研究结果，我给总结了一下；从65MPa储存装置通过10mm孔口释放的氢气喷射流延迟点燃后，在释放点4m处会产生20kPa的爆轰超压，这一超压值超过了严重伤害阈值16.5kPa以上试验的总结：实验研究表明，冲击波超压强烈依赖于释放条件，即压力和喷口直径，以及点火参数，即延迟时间和位置。由于选择条件的实验数量有限，因此无法预测任意条件下延迟点燃氢气未膨胀喷流产生的最大可能冲击波超压。这里是试验条件HSL在中等储存压力20MPa和不同喷嘴直径下进行了水平释放测试，包括3.2、6.4和9.5毫米的喷嘴直径[3]。最大爆燃超压由位于喷射轴线垂直方向1.5米处、喷射轴线距离释放点2米处的传感器测量。对于直径为6.4毫米的喷嘴，进行了总共七次测试，点火位置为喷射轴线方向距离喷嘴2米处，点火延迟时间变化范围为0至2秒。图1a显示了实验中记录的最大超压。五次点火延迟在0.5至1.2秒范围内的测试被纳入分析（这一系列在表1中标记为HSL-1）。另外两次点火延迟为800毫秒，点火位置分别为3米和4米的测试被标记为HSL-2系列。图1b表明，最大超压在距离喷嘴2米的点火位置被记录。进一步远离喷嘴的点火位置会导致超压分别降低约三倍和五倍，对于距离为3米和4米及以上的点火位置。当喷气在6米和8米处点火时，超压无法记录，而当点火器放置在释放点10米处时，喷气完全没有点火。本研究还包括对3.2毫米和9.5毫米喷嘴直径（HSL-3）进行的三项测试2.2.科学支持（PS）实验这些实验是针对0.35升容量的瓶子释放氢气，并且释放直径分别为3毫米、4毫米和10毫米[4]。储存压力要么是10兆帕（PS-3,4）要么是20兆帕（PS-1,2,5）。总共进行了184次不同点火延迟和位置的测试，用于相关性开发。对于每个点火位置，这里只选择了不同点火延迟中产生最大超压的测试用于分析以建立保守的相关性。这总共产生了34次测试。最大超压记录在与喷射物同一高度的传感器上，距离释放点0.8米，距离喷射轴0.5米。唯一的例外是PS-3测试中的传感器，它距离释放点0.4米。2.3.新能源和工业技术发展组织（NEDO）实验3.相似性分析延迟点燃氢气超扩张射流产生的超压主要受两个参数影响，即氢气储存压力和释放喷嘴直径。这两个参数的增加都会增加射流中快速燃烧湍流氢气-空气混合物的体积，从而增加爆轰波的超压。分析的第一步是考虑储存条件的影响。根据实验观察，可以合理假设，随着储存压力的增加，名义喷嘴出口直径也会增加（因此射流中快速燃烧混合物的体积也会增加）。名义喷嘴出口直径与储存压力的平方根成正比[17]。因此，第一个无量纲参数取为Π1=𝑃𝑠/𝑃0，其中𝑃0是环境压力（Pa）。声学理论认为，在球对称情况下，由膨胀球体，即无加减速的“活塞”运动所产生的超压与“活塞”的速度平方成正比。因此，可以假设只有喷流中最快速燃烧的氢气-空气混合物部分决定了爆炸波的最大超压。超出这一浓度范围的氢气燃烧对最大压力的贡献可以忽略不计。这一假设与研究[18]的结论一致，在该研究中观察到，只有在泄压舱内燃烧速率在最大值95%到100%范围内的一小部分非均匀氢气-空气混合物定义了最大泄压爆燃超压。让我们定义在喷流中可燃氢-空气混合物中氢浓度最高的区域。该区域的气体最大膨胀速度可以考虑层流燃烧速度𝑆𝑢(m/s)、燃烧产物膨胀系数𝐸𝑖(-)、火焰本身产生的Karlovitz湍流𝜒𝐾(-)、湍流火焰中的优先扩散现象，即前导点概念火焰加速𝜒𝑙𝑝(-)和流动湍流𝜒𝑡(-)的影响，并使用数据[19]计算“活塞”速度𝑆𝑝𝑣(m/s)。𝑆𝑝𝑣=𝑆𝑢·(𝐸𝑖−1)·𝜒𝐾·𝜒𝑙𝑝·𝜒𝑡图2显示了“活塞”速度的四个分量𝑆𝑝𝑣随混合气体中氢分子分数的变化情况。在欠扩张喷流的强湍流条件下，𝜒𝐾=(𝐸𝑖−1)/3−−√的理论最大值被假设。估计任意释放和点火条件下的流动湍流效应𝜒𝑡并非易事，因为这可能会因场景而异。然而，可以使用Yakhot的超越方程来评估流动湍流的贡献𝜒𝑡，该方程源自重整化群理论[20]：𝜒𝑡=exp(𝑢′𝑆𝑡)2，其中𝑢′是脉动速度分量（m/s），𝑆𝑡是湍流燃烧速度（m/s）𝑆𝑡=𝑆𝑢·𝜒𝐾·𝜒𝑙𝑝·𝜒𝑡。𝜒𝑡项依赖于喷流的脉动速度，而喷流的脉动速度又与喷流速度成正比。喷流轴向速度衰减由释放喷嘴处的性质决定，这些性质取决于第一无量纲参数Π1=𝑃𝑠/𝑃0所考虑的储存压力。然而，流体湍流还取决于具体情况，例如点火延迟和释放系统，比如初始释放阶段点火或准稳态喷流条件下的点火，点火位置和能量等。因此，对于任意的释放和点火条件，无法准确估计参数𝜒𝑡仅作为氢分子分数的函数，该参数不会包含在仅以氢浓度在喷流中作为函数估计最大值𝑆𝑝𝑣的分析中。图2显示了根据方程(1)定义的“活塞”速度分量，排除𝜒𝑡如上所述，作为混合气体中氢分子分数的函数。根据声学理论，定义爆轰波中最大生成压力的“活塞”最大速度在假设中心为30%混合物时，对于体积分数25–35%的近化学计量混合物达到最大值。图2.“活塞”速度的组成部分，𝑆𝑝𝑣（m/s），作为氢气在氢气-空气混合物中摩尔分数的函数——𝑆𝑢：层流燃烧速度（m/s）；𝜒𝐾：卡洛维茨因子，考虑火焰本身产生的湍流（-）；𝜒𝑙𝑝：考虑湍流火焰中选择性扩散现象的因子（-）；𝐸𝑖：燃烧产物膨胀系数（-）。在射流轴上对应空气中有30%体积分数氢气的位置（𝐶30%）在我们的模型中被取作快速燃烧湍流氢气-空气混合物的中心，该混合物将发生燃烧并产生向外传播的冲击波。该中心的位置可以用动量占优的欠膨胀射流的相似律[17]来计算：𝑥=5.4𝜌𝑁𝜌𝑆−−−√𝑑𝐶𝑚,30%,其中𝜌𝑁和𝜌𝑆分别是实际喷管出口和周围空气中的氢气密度（𝑘𝑔𝑚3），𝐶𝑚,30%是与空气的化学计量混合物中氢的质量（而非体积）浓度，𝑑是实际（而非假定的）喷管出口直径（米）。25-35%易燃云团的中心，即30%混合物的位置，与实验中的压力传感器或“目标”（人类或结构）位置之间的距离用𝑅𝑤表示（米）。实验表明，爆炸波的超压取决于释放直径[1,3]。显然，随着喷流距离的增加，爆炸波的超压会减小。因此，定义第二个无量纲参数为喷口直径𝑑与距离𝑅𝑤之比Π2=𝑑/𝑅𝑤。这两个无量纲参数可以根据相似性分析规则组合成一个无量纲数：Π=Π1𝑚·Π2𝑛=(𝑃𝑠𝑃0)𝑚·(𝑑𝑅𝑤)𝑛.因此，爆轰冲击波中的无量纲超压∆𝑃𝑒𝑥𝑝/𝑃0可以表示为式（3）中的无量纲参数的函数：∆𝑃𝑒𝑥𝑝𝑃0=𝑓[(𝑃𝑠𝑃0)𝑚·(𝑑𝑅𝑤)𝑛].推导出的保守相关性将在下一节中根据超压测量和条件与实验数据进行校准，包括针对不同幂次m和n的优化。4.相关系数校准生成的冲击波压力强烈受点火源位置和释放开始后的点火延迟影响。点火位置可以位于喷射流的氢富集或氢贫乏部分，从而影响火焰传播模式，即燃烧过程，从而产生超压。点火延迟决定了氢喷射的点火是在喷射流初始的高湍流非稳态阶段发生，还是在压力随设备泄压而逐渐减小的稳定喷射阶段发生。例如，HSL-1测试记录的超压从点火延迟为400毫秒时的最小值3.7千帕（此时可燃包层刚刚达到点火源位置）增加到点火延迟为600毫秒时的最大值19.4千帕（此时点火发生在接近化学计量混合物的区域），见图1a。进一步增加点火延迟导致记录的超压下降，到点火延迟为2秒时降至9.5千帕。方程（4）中的无量纲参数由储存压力、释放喷嘴出口直径和目标位置定义。因此，对于相同的储存压力和释放喷嘴直径（决定以下图表的横坐标），但不同的点火参数（即点火延迟和位置），预期会出现实验无量纲超压的分散情况。本研究旨在基于实验建立保守的相关性，用于确定由延迟点火生成的氢气射流的最大超压，适用于任意点火条件。因此，仅使用相同释放条件但不同点火参数下测量的最大超压比∆𝑃𝑒𝑥𝑝/𝑃0来建立保守的相关性。这适用于实验系列HSL-1和2，PS-1到PS-5，PRESLHY-6、7、8C和4C。实验系列NEDO-1：GE7A、GE7B和GE8使用相同的释放条件。在这之中，仅展示NEDO-1：GE8的测试结果，因为它们使用了最多的压力传感器并记录了最高的超压。特别需要注意的是，在特定实验中记录的最大压力并不一定是仅在实验中选择了“合适的”点火位置和延迟时间下可以达到的最大理论值。通过在无量纲参数(𝑃𝑠𝑃0)𝑚的幂m从0.25到1.50和无量纲参数(𝑑𝑅𝑤)𝑛的幂n从1到3的范围内变化，使用实验数据来校准由方程(4)表示的相关性。首先通过改变幂m来研究爆轰波超压与储存压力之间的关系。让我们比较将m从0.25变到0.5，再到1，最后变到1.5时，n保持为2（评估范围内的平均值）的效果。图3显示了无量纲实验测得的超压与无量纲参数之间的散点图。应注意图3a-d中的刻度不同，以便更好地可视化绘制数据的分布。可以观察到，当m=1和m=2（固定n=2）时，对于低储存压力（PRESLHY-5，压力0.5MPa）的试验，其对相关性的表示效果较差，绘制的数据在横轴方向上有较大的散点，偏离了m=0.25和m=0.5时观察到的接近线性分布。m=0.5的幂次提供了数据集最小的散点，并且与回归线上的数据点拟合得更好，相比m=0.25有65%的相对改进。这一观察结果与名义喷嘴直径与其快速燃烧混合物体积成正比一致，即𝑃𝑠−−√。然后将m=0.5的值应用于相关性的公式中，以估算延迟点燃湍流欠膨胀氢气射流后的冲击波超压。图3.无量纲爆轰超压∆𝑃𝑒𝑥𝑝/𝑃0与无量纲参数(𝑃𝑠𝑃0)𝑚和(𝑑𝑅𝑤)𝑛的函数关系，其中功率m取四个不同值，功率n=2。从以往的研究中我们知道，静止混合物在开放大气中气体燃烧产生的冲击波随距离源的距离呈反比衰减，即1/𝑅𝑤，因此在方程（4）中将功率n=2改为n=1是合理的[21,22]。然而，这一观察是基于静止气体混合物燃烧的研究。另一方面，研究表明[23,24]，对于高爆炸药，超压随距离的衰减与距离的三次方成反比，即功率变化到n=3也需要进行研究。通过改变无量纲参数(𝑑𝑅𝑤)𝑛的功率n来研究冲击波超压随距离的衰减比例。.图4使用方程（4）的无量纲坐标，展示了表1中记录的爆轰超压分布，对于固定值m=0.5，n=1（图4a）、n=2（图4b）和n=3（图4c）三种不同的n值。n=2的值提供了比n=1更好的低储存压力（PRESLHY-5，压力0.5MPa）测试的表示，并且与n=3相比，数据集的散射最小（相对改进+37%）。这表明，湍流氢-空气混合物的爆轰/爆轰在喷射中衰减得比静止的氢-空气混合物的爆轰更快，但比高爆炸药产生的爆波衰减得慢。因此，选择n=2来定义相关性。图4.无量纲爆轰超压∆𝑃𝑒𝑥𝑝/𝑃0与无量纲参数(𝑃𝑠𝑃0)𝑚和(𝑑𝑅𝑤)𝑛的函数关系，对于三种不同的功率n值和功率m=0.5的常数值。图5显示了验证试验中无量纲实验记录的爆轰超压分布，作为从推导出的无量纲参数函数（见表1）。图5还包含了表2中总结的低温氢气点火试验的表示。应当指出的是，在实验中观察到的最大超压并不一定能够再现理论上的最大值，因为实验中点火延迟和位置并未完全再现，以实现所选储存压力和喷嘴直径下的理论最大超压。这一显而易见的事实解释了图5中给出的相关性中实验超压的散点分布，以及需要绘制保守的相关性线，使其位于所有实验数据之上。图5.延迟点火的湍流氢超膨胀射流冲击波超压的保守相关性（实线表示，符号表示实验数据）。图5中实线表示的保守相关性可用于计算任意储存压力、温度和释放喷嘴直径条件下欠膨胀自由氢喷射延迟点火的最大爆轰超压。它可以写为：∆𝑃𝑒𝑥𝑝𝑃0=5000·[(𝑃𝑠𝑃0)0.5·(𝑑𝑅𝑤)2]0.95.这种相关性是从广泛的独特实验数据中推导出来的，可以用于氢安全工程，通过爆轰波超压计算由未充分膨胀的氢气射流在延迟点燃后的危害距离，适用于任意储存压力和泄漏直径，例如全管径破裂时的管道直径等。图5表明，该相关性很好地代表了在常温和低温条件下储存和设备的射流。这与PRESLHY中的实验观察一致，在PRESLHY中，记录的最大超压仅轻微受氢储存温度的影响[8]。该相关性适用于自由射流在开放大气中的释放，无论是垂直向上还是水平方向。该相关性还适用于在无射流撞击的情况下，射流在轴向距离衰减到下限可燃浓度（LFL）之前的延迟点燃。对于延迟点燃的可燃射流，存在屏障或限制会影响最终的超压。实验[25]表明，在储存压力为20MPa的情况下，距离喷流轴线2.6米处垂直于喷流轴线的壁的存在，可以使释放点附近的超压增加2.6倍，相对于自由喷流的16kPa超压。这可能对应于从封闭空间中的TPRD释放时车辆及其可能乘客的位置。最大记录的超压为直径9.5mm的孔口和倾斜90°的壁时的42.2kPa。当喷流撞击倾斜60°的壁时，超压进一步增加了1.4倍，达到57.2kPa。随着喷嘴直径的减小，喷流撞击对超压的影响逐渐减小。例如，对于直径3.2mm的释放，当实验配置中包括垂直于喷流轴线的壁时，超压从3.5kPa增加到4.1kPa。当喷流撞击倾斜60°的壁时，超压增加到8.6kPa。在PRESLHY项目中制定的安全设计和操作液氢系统及基础设施的指南、以及关于法规、规范和标准（RCS）的建议中，已经包含了保守相关性。需要注意的是，该相关性适用于验证范围内自由氢喷流，包括储存温度在80-300K、储存压力在0.5-65.0MPa以及释放直径在0.5-52.5mm范围内的释放。对于参数超出此验证范围的喷流估算，应谨慎处理。5.保守相关性应用示例5.1.直接问题：已知目标位置的超压计算让我们考虑一个额定工作压力为NWP=70MPa（𝑃𝑠）的机载氢气储存罐，配备直径𝑑=2mm的温度压力释放装置。储存温度等于环境温度，假设为288K。环境压力为101,325kPa。该情景为一个水平自由射流，起源于坐标（𝑥,𝑦,𝑧）=（0,1,0）的位置，例如，在事故中车辆部分翻转时。让我们估算射流同一高度处的最大冲击波超压，即轴向距离射流轴2米和径向距离2米处，即目标坐标（𝑥𝑡,𝑦𝑡,𝑧𝑡）=（2,1,2）处。应执行以下计算步骤：使用相似定律，方程（2），计算射流轴上氢气体积浓度等于30%的位置。距离𝑥30%计算为1.67米。在我们的模型中，该位置对应于射流中快速燃烧的氢气-空气混合物中心，体积浓度为25-35%。射流中快速燃烧混合物的中心与目标位置之间的距离可以通过定义的坐标计算得出：𝑅𝑤=(𝑥30%−𝑥𝑡)2+(𝑦30%−𝑦𝑡)2+(𝑧30%−𝑧𝑡)2−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−√=2.03m.因此，目标位置的冲击波超压可以通过式（5）计算得出：∆𝑃𝑡=𝑃0·5000·[(𝑃𝑠𝑃0)0.5·(𝑑𝑅𝑤)2]0.95=21.9kPa.这超过了16.5kPa的重大伤害阈值。可以推荐使用带有微通道（TPRD-less）的储氢罐来减少TPRD直径或采用在火灾中自我泄压的防爆设计。5.2.逆问题：已知爆轰超压危害/损伤计算危险距离所开发的相关性可用于计算在选定的危害或损害标准下，对于定义的储氢和释放参数，爆破波超压达到的危害距离。以下示例描述了如何从压力危害源估算危害距离，以防止对人体造成有害影响。在[28]中接受的人体从压力效应的危害标准应用于评估由自由湍流氢气射流延迟点火引起的爆破波超压的危害距离。假设“无危害”超压阈值为1.35kPa，根据[29]中提出的危害标准。将“受伤”和“致命”阈值分别设为16.5kPa和100kPa，遵循[30]中接受的危害标准。类似于之前的例子，考虑一个来自储罐的氢气喷流，该储罐的压力为𝑃𝑠=70MPa，储存温度为288K，喷流直径为𝑑=2mm。方程（5）可以重写为计算快速燃烧云团中心与达到“无害”超压1.35kPa的位置∆𝑃𝑛𝑜−ℎ𝑎𝑟𝑚之间的距离，如下所示：𝑅𝑛𝑜_ℎ𝑎𝑟𝑚=𝑑·(𝑃𝑠𝑃0)0.25·[5000·(𝑃0∆𝑃𝑛𝑜ℎ𝑎𝑟𝑚)]11.9/=8.8m对于“伤害”和“死亡”危害距离，可以使用相应的压力阈值遵循相同的程序：𝑅𝑖𝑛𝑗𝑢𝑟𝑦=𝑑·(𝑃𝑠𝑃0)0.25·[5000·(𝑃0∆𝑃𝑖𝑛𝑗𝑢𝑟𝑦)]11.9/=2.4m𝑅𝑓𝑎𝑡𝑎𝑙𝑖𝑡𝑦=𝑑·(𝑃𝑠𝑃0)0.25·[5000·(𝑃0∆𝑃𝑓𝑎𝑡𝑎𝑙𝑖𝑡𝑦)]11.9/=0.9m由爆炸波强度定义的释放源的最大危害距离将在喷流轴线上达到，并可计算为：𝑥𝑛𝑜_ℎ𝑎𝑟𝑚=𝑥30%+𝑅𝑛𝑜_ℎ𝑎𝑟𝑚=10.5m“伤害”和“死亡”限值释放源的距离可以类似地根据公式（11）计算，分别得到距离为4.1m和2.6m。图6显示了按照接受的危害标准获得的自由湍流氢气射流延迟点火后得到的危险距离/区域的图形表示。该射流起源于坐标(0,0)处，距离70MPa储罐1米，TPRD直径为2毫米。图6.对应三个危害距离（分别对应三种对人体造成危害的压力阈值——致命、受伤和无害）的四个危害区域（致命、严重受伤、轻微受伤和无害）。这些危害区域是从TPRD=2mm和氢气储存压力70MPa的自由水平射流中得出的。为了计算由自由氢湍流未膨胀射流延迟点燃产生的最大冲击波超压，这里应用了保守的相关公式。值得注意的是，在实际确定危害距离时，不仅需要考虑压力效应，还需要考虑射流火灾的热效应，这种火灾最有可能在射流点燃后形成。以下是五个相关性应用的其他示例。第一个示例包括一个车载储氢罐压力为70MPa的氢动力车辆，以及与TPRD直径分别为0.5mm、1mm和2mm相关的三种释放场景，分别为Vehicle(a)、Vehicle(b)和Vehicle(c)。第二个示例是一个车载储氢系统压力为70MPa的氢动力列车，TPRD直径为5mm。第三个示例是一个车载储氢罐压力为35MPa的氢动力公交车，TPRD=5mm。第四个示例涉及压力为5.8MPa的氢气管道，类似于[31]中描述的情况，管道直径分别为114mm和220mm，假设管道全截面破裂的场景。第五个示例是从加氢站的储氢系统通过直径为5mm的管道释放，压力为95MPa。在所有场景中，储氢系统温度均为288K。表3列出了每个场景的释放参数。表3.评估压力效应及相关释放参数对人体危害距离的氢气应用。字母(a)–(c)代表同一应用示例下的不同释放场景。表4报告了与三种危害标准“无危害”、“受伤”和“死亡”相关的危害区域的径向扩展，这些距离是使用方程（5）中的相关性计算得出的。这些危害距离是从快速燃烧的氢-空气云的中心计算出来的，即在喷射轴上氢体积浓度为30%的位置。表4还报告了从释放源的最大危害距离（括号内表示）。表4.使用保守的相关性方程（5）计算的，由[29,30]中的危害阈值定义的快速燃烧混合物中心的危害距离，适用于所考虑的应用示例。字母(a)–(c)代表与同一应用示例相关的不同释放场景。可以观察到，在车辆的情况下，当TPRD直径从几家OEM目前应用的2mm减小到0.5mm时，对人类的“无害”距离从10.5m减少到2.6m。这意味着TPRD尺寸的减小导致“无害”距离与车辆尺寸相当。对于TPRD=5mm的情况，这被认为是氢驱动列车场景中的假设，此时应确保26.2m的距离以防止对人体造成有害影响。在存储压力为35MPa的情况下，这一距离略微减少到21.7m。应采用新的工程解决方案来减小或消除TPRD，例如使用自泄压（无TPRD）的氢存储罐，从而将危险距离减少到实际上为零。对于输送氢气的管道，估计保守的“无害”距离可以高达302米，管道直径为114毫米；甚至对于直径为220毫米的管道，该距离可以更大，达到583米。对于直径分别为114毫米的管道(a)和220毫米的管道(b)，致死和受伤的危险距离分别为61米和105米，以及117.6米和202.8米。管道的地下位置、压力损失和浮力效应可能会减少危险距离，但对此场景的精确分析超出了本研究的范围。应该指出的是，本示例中考虑的管道直径超出了该相关性的验证范围（最大至52.5毫米），因此这些估计值应谨慎使用。6.结论该研究的原创性在于相似性分析与大量独特实验数据的互补使用，这些数据是在不同的氢气释放条件（储存压力和温度、释放直径）和点火条件（延迟时间和点火源位置）下获得的，用于推导延迟点燃欠扩张氢气射流后爆轰波超压衰减的保守相关性。保守相关性是在认识到实验数据自然会从特定释放条件下理论上最大爆轰波超压（取决于未知的“最优”点火源延迟时间和位置）向下分散这一事实的基础上推导出来的。本文的意义在于首次推导出计算爆轰波超压的关联式，该爆轰波超压是由自由未膨胀氢气射流的延迟点燃后产生的。该关联式可以作为氢气安全工程的工具，用于计算任意氢气释放条件下的最大爆轰波超压，即氢气储存压力和温度以及释放直径。该关联式已被纳入PRESLHY项目[26,27]的法规、规范和标准指南中，并将作为HyTunnel-CS项目利益相关方建议的一部分。本研究的严谨性得到了一套全面的实验数据的支持，用于建立关联式。该关联式已通过在80-300K的储存温度范围′内进行的氢气释放实验数据进行验证，包括低温释放，储存压力为0.5-65.0MPa，以及释放直径在0.5-52.5mm范围内的实验数据。本文来源：https://www.mdpi.com/2673-4141/3/4/27：文章写的很好，有相关计算超压的公式和危险距离。感兴趣的同学可以点击左下角阅读原文，把这些计算公式总结下来，等我看看有没有时间，我等给大家总结一下。来源：气瓶设计的小工程师
