氫動力船加注過程高壓氫氣泄漏數(shù)值模擬

摘 要：該文針對氫動力船加注過程中可能發(fā)生的高壓氫氣泄漏問題進行了數(shù)值模擬研究。首先，通過與已有實驗結(jié)果對比，驗證了CFD虛噴嘴模型和分層流動模型的有效性。其次，結(jié)合氫動力船實際加注場景，著重分析風(fēng)速、障礙物對高壓氫氣擴散行為的影響。最后，利用半球擴散模型劃分疏散區(qū)域，提高氫動力船加注過程的安全性。結(jié)果表明：分層流動模型與實驗結(jié)果擬合性更好；高速的風(fēng)可阻止氫氣上浮，增加氫氣泄漏距離，降低氫氣濃度；泄漏源下游設(shè)置障礙物一定程度上縮短了易燃云在水平方向上的擴散距離。

關(guān)鍵詞：氫氣；泄漏；數(shù)值模型；氫動力船

中圖分類號：TK91" " " " " " " " " " " " "文獻標(biāo)志碼：A

0 引 言

航運界主要通過傳統(tǒng)推力裝置完成海上輸運任務(wù)，與之伴生的傳統(tǒng)能源消耗與環(huán)境惡化等問題也日益凸顯。氫能作為21世紀最具發(fā)展?jié)摿Φ目稍偕鍧嵞茉粗?，對國家的?jīng)濟發(fā)展和科技革新具有重要的戰(zhàn)略意義［1］。新型氫動力船的發(fā)展既給航運界注入全新生命力，也為實現(xiàn)碳達峰，碳中和“雙碳”目標(biāo)提供全新發(fā)展方向［2］。目前，氫動力船基于燃料電池、儲氫模塊利用氫能工作，加注流程的高度復(fù)雜性、氫氣易燃易爆等特性使氫動力船在氫氣儲存、運輸和加注等環(huán)節(jié)均具有潛在的危險性。國內(nèi)對氫動力船特有的安全性問題研究不多，文章借鑒高壓儲氫技術(shù)的安全性分析方法，研究氫動力船在加注過程中可能出現(xiàn)的高壓氫氣泄漏安全性問題。

目前，高壓儲氫技術(shù)在汽車、航天、航運等領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用［3］。然而，儲氫系統(tǒng)復(fù)雜、材料特殊，加之氫氣易燃易爆、點火能量低等特點，使氫能在制-儲-運等環(huán)節(jié)均具有潛在的泄漏和燃爆危險［4］。如2019年美國加州化工廠氫氣爆炸事件。氫泄漏是引發(fā)氫安全性問題的關(guān)鍵因素，一些國際科研機構(gòu)開展了大量實驗研究，確定高壓欠膨脹射流較亞音速射流具有復(fù)雜的激波結(jié)構(gòu)，濃度衰減更復(fù)雜［5-7］。桑迪亞國家實驗室（Sandia National Laboratories，SNL） ［8］通過實驗確定馬赫數(shù)與前后壓強比有關(guān)。氫氣點燃或引爆實驗確定激波通過壓縮加熱空氣產(chǎn)生燃燒條件［9］。實驗成本高、實驗儀器精度低等問題日益凸顯使數(shù)值模擬成為研究高壓氣態(tài)氫泄漏擴散規(guī)律的主流工具。復(fù)雜的激波結(jié)構(gòu)促使高壓氫氣射流數(shù)值模擬采用“虛噴嘴”方式模擬氫氣泄漏出口處的流動狀態(tài)［10］，一些研究也證明了“虛噴嘴模型”的適用性［9，11］，但需要對網(wǎng)格進行精細化調(diào)整?？紤]到以理論模型為支撐的“虛噴嘴模型”很難應(yīng)用于有限空間或障礙物存在的條件下，李雪芳等［12］從實際氣體狀態(tài)出發(fā)，提出的分層流動模型顯著提高了模擬的適用性和準確度。各行業(yè)在此模型基礎(chǔ)上進行大量仿真，研究泄漏位置、風(fēng)向、壓強以及空間封閉性對氫氣泄漏擴散規(guī)律的影響［13-15］。余亞波［16］研究氫燃料電池車艙內(nèi)氫氣泄漏行為，李峰等［17］研究燃料電池船艙內(nèi)氫氣濃度變化規(guī)律。值得注意的是，根據(jù)分析結(jié)果進行應(yīng)急管理才是解決氫安全性問題的有效方法，也是本文的最終目的。目前存在一些模型可劃分安全范圍，但適用范圍小，王林元等［18］提出修改后的半球擴散模型為事故應(yīng)急救援決策提供參考。多項研究［19-20］應(yīng)用半球擴散模型提出高壓儲罐氣體或液化氣體泄漏后的防護措施。

綜上，關(guān)于高壓氫氣的安全性研究主要集中在封閉和半封閉空間內(nèi)，對于開放式環(huán)境下氫動力船加注過程的氫安全性行為進行系統(tǒng)性評價較少涉及。為此，本文通過與高壓氫氣泄漏試驗結(jié)果進行對比，驗證數(shù)值模擬方法，比較虛噴嘴模型與分層流動模型對于結(jié)果預(yù)測的準確性。其次，針對氫動力船加注過程中可能發(fā)生的高壓氫氣泄漏問題開展數(shù)值研究，參照氫動力船體布局，建立實際工程模型，研究高壓儲罐加注過程中發(fā)生破裂后氫氣泄漏擴散行為。最后，使用半球擴散模型劃分安全區(qū)域，為人員及設(shè)備安全提供保障。

1 數(shù)值計算模型

氫氣射流中存在復(fù)雜的激波結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致數(shù)值模擬一方面需要龐大的計算網(wǎng)格提高精度；另一方面，需要較小的時間步實現(xiàn)收斂，耗費大量計算資源。虛噴嘴模型［21］的建立簡化激波結(jié)構(gòu)，節(jié)約計算成本。然而，實際物理意義的缺失，加之射流分區(qū)流動狀態(tài)的忽略降低了模型精度?；诖藛栴}，李雪芳等［12］提出分層流動模型表示高壓氫氣的分層流動狀態(tài)。兩模型均簡化了激波結(jié)構(gòu)，前者忽略邊界層引起的流動分層，在流場遠端模擬效果不如后者。分層流動模型在虛噴嘴模型基礎(chǔ)上考慮分層流動，并未完全解決激波結(jié)構(gòu)問題。本文結(jié)合實驗數(shù)據(jù)，通過氫氣流場濃度變化驗證兩個模型的有效性。

1.1 虛噴嘴模型

如圖1所示，為簡化高壓氫氣形成的高壓欠膨脹射流，Birch等［10］在Birch84模型基礎(chǔ)上加入質(zhì)量守恒和動量守恒條件，重新考慮虛噴嘴處氣流速度，建立的Birch87模型［21］更好反映高壓欠膨脹射流下游的濃度衰減情況。

L1處質(zhì)量流量[Q1]如式（1）所示。

[Q1=π4CDd2eρ1V1] （1）

式中：[Q1]——L1處氫氣質(zhì)量流量，kg/s；[CD]——流量系數(shù)，解決速度不均勻性；[de]——泄漏口直徑，mm；[ρ1]——L1處氫氣密度，kg/m3；[V1]——L1處氫氣體積，m3。

同理得L2處質(zhì)量流量[Q2]，模型假設(shè)L1與L2處質(zhì)量流量相等，得：

[dpsde2=CDV1V2·ρ1ρ2] （2）

式中：[dps]——虛噴嘴直徑，mm；[ρ2]——L2處氫氣密度，kg/m3。

應(yīng)用可壓縮流動理論和理想氣體定律，根據(jù)L0處氣體流動情況可確定L1實際流動情況（限于篇幅，L1處壓強、溫度不逐一列出）。

[ρ1=p02γ+11/（γ-1）WRT1] （3）

[V1=2γγ+1·RT0W] （4）

式中：[p0]——儲壓，Pa；[γ]——氫氣比熱比，J/（kg·K）；[W]——分子質(zhì)量，g/mol；[R]——通用氣體常數(shù)，J/（mol·K）；[T1]——氫氣溫度，K。

L1和L2處動量守恒，即：

[ρ1V1A1=ρ2V2A2] （5）

[ρ2V22A2=ρ1V21A1C2D+（p1-p2）A1] （6）

根據(jù)式（5）、式（6）得：

[V2=V1CD+p1-p2ρ1V1CD] （7）

L2處的氣體密度根據(jù)理想氣體定律求解，結(jié)合式（6）、式（4）、式（7），可得虛噴嘴直徑為：

[dpsde2=CDp0pa2γ+11/γ-11（γC2D+1）] （8）

式中：[pa]——環(huán)境壓強，Pa；[A1、A2]——L1與L2處泄漏口面積，m2。

本文選用Birch87模型模擬出口處氫氣流動狀態(tài)，參數(shù)設(shè)置與分層流動模型基本相同，使用3種網(wǎng)格（32155、56412、77712）進行無關(guān)性驗證，3種網(wǎng)格模擬結(jié)果相差不大，故模型采用最大網(wǎng)格數(shù)進行計算。

1.2 分層流動模型

如圖2所示，高壓欠膨脹射流發(fā)展形成核心區(qū)和邊界層區(qū)，經(jīng)過馬赫盤后形成不同成分、不同流速的分層狀態(tài)。分層流動模型（圖3）根據(jù)Nobel-Abel方程考慮高壓氣流的不均勻分布。其中，將等效入口1處純氫氣流速假設(shè)為經(jīng)馬赫盤減速后的核心區(qū)氣流，等效入口2處氫氣和空氣混合流速假設(shè)為邊界層區(qū)氣流。

假設(shè)氣流從儲罐到泄出過程為等熵過程，滿足Nobel-Abel方程等熵關(guān)系：

[p0（ν0-b）=p1（ν1-b）] （9）

式中：[ν]——氣體比容，[ρ=1/ν]，m3/kg；[b]——氣體常數(shù)，J/（kg·K）。

出口處的氣流速度[U1]為當(dāng)?shù)芈曀伲瑫r滿足能量守恒：

[U1=ν1ν1-bγRT1] （10）

式中：[U1]——當(dāng)?shù)芈曀?，m/s。

根據(jù)Nobel-Abel方程和能量守恒方程，聯(lián)立式（9）、式（10）求出泄漏出口處氣流物性參數(shù)，同時確定其質(zhì)量流量：

[M1=π4d1U1ρ1] （11）

式中：[M1]——質(zhì)量流量，kg/s。

正激波與滯止壓強和環(huán)境壓強相關(guān)，馬赫數(shù)[Ma]根據(jù)式（12）求出：

[p0pa=1+γ-12Ma2γ/（γ-1）] （12）

正激波前后壓強滿足式關(guān)系：

[p2bp2a=2γγ+1（Ma22a-1）+1] （12）

式中：[Ma2a]——馬赫盤2a處馬赫數(shù)，見圖2。

模型假設(shè)馬赫盤后方壓強為環(huán)境壓強，聯(lián)立式（12）、式（13）可確定Ma，由此根據(jù)式確定馬赫盤后方流速：

[U2b=Ma2bγRT] （13）

馬赫盤直徑[dM]與[γ]之間關(guān)系滿足式（15）：

[dMde=αLMde1-γ+1γγ+1γ-1-1/2] （14）

式中：[p2a]、[p2b]——馬赫盤前后壓強，Pa；[dM]——馬赫盤直徑，mm；[LM]——馬赫盤到泄漏出口的距離，mm。

根據(jù)聯(lián)立式（15）～式（17）確定馬赫盤面積和馬赫盤后方質(zhì)量流量：

[A2=π4d2M] （15）

[QM2=V2bA2/ν2b] （16）

已知[A2]，可得邊界層面積[A3]，根據(jù)質(zhì)量、動量、能量守恒方程及混合氣體定律，可確定邊界層區(qū)混合氣體質(zhì)量流量及氫氣含量[Y3]：

[Y3=A3V3/ν3] （17）

模型采用隱式非穩(wěn)態(tài)求解器，對流項使用二階迎風(fēng)差分格式，使用理想氣體可壓縮模型計算混合氣體物性。湍流模型使用Realizable[κ-ε]兩層模型。采用多面體網(wǎng)格對計算域進行網(wǎng)格劃分，泄漏出口處做網(wǎng)格細化處理，其他地方采用稀疏處理。建立3種不同網(wǎng)格（36811、42129、84566）對模型進行無關(guān)性驗證。結(jié)果顯示網(wǎng)格對計算影響不大，故模型采用最大網(wǎng)格數(shù)進行模擬。

2 實驗建模

2.1 實驗描述

健康與安全實驗室（Health amp; Safety Laboratory，HLS）［5］針對高壓氫氣泄漏問題開展了多組實驗。實驗采用兩種排放系統(tǒng)：高壓和低壓排放系統(tǒng)。本文選擇高壓排放系統(tǒng)進行模型驗證，從不同孔徑（1、3、4、6、12 mm）和不同泄漏壓強（1～15 MPa）組合中選擇第7組數(shù)據(jù)進行模型驗證。在混凝土地面安置10 m×50 m大小的實驗臺，距水平地面1.5 m處放置17.2 MPa的供壓系統(tǒng)模擬高壓氫氣射流。在距泄漏源3～11 m放置13個傳感器監(jiān)測O2濃度，如圖4所示［5］。

2.2 幾何建模

根據(jù)HLS實驗建立幾何模型，將流體域簡化為長方體，長×寬×高為17 m×12 m×7.5 m，泄漏源位于對稱面[y=6 m]處，其坐標(biāo)為（2，6，1.5），指向[x]正方向。如圖5所示。為了清楚觀察不同工況下氫氣的擴散云圖及參數(shù)變化，本文取模型對稱面[y=6 m]處建立二維模型，并設(shè)置氫氣濃度監(jiān)測點，對各位置進行實時監(jiān)測。

2.3 模型驗證

根據(jù)HLS-7［7］實驗比較兩個模型的精確度。設(shè)置入口壓強為10 MPa，風(fēng)速1.2 m/s，泄漏速率0.04 kg/m3，模型均采用Realizable[κ-ε]湍流模型和多組分輸運模型。

圖6為實驗結(jié)果與兩個模型的氫氣濃度曲線圖?？煽闯?，分層流動模型計算結(jié)果優(yōu)于虛噴嘴模型，這也從一方面驗證了模型的合理性。但模型預(yù)測值略低于實驗測量值，這是因為實驗數(shù)據(jù)經(jīng)過平均化處理導(dǎo)致結(jié)果略高；再者，模型通過經(jīng)驗公式計算得到經(jīng)過激波結(jié)構(gòu)的相關(guān)數(shù)據(jù)，導(dǎo)致計算結(jié)果偏保守；且核心區(qū)與邊界層區(qū)經(jīng)過馬赫盤之后會出現(xiàn)明顯的速度不均勻現(xiàn)象，即流動分層，流動分層模型通過多個虛擬入口模擬氫的分層流動現(xiàn)象，而虛噴嘴模型忽略分層現(xiàn)象導(dǎo)致計算結(jié)果不準確。綜合考慮多種因素，分層流動模型計算結(jié)果明顯好于虛噴嘴模型，故本文采用分層流動模型討論風(fēng)速及障礙物對高壓氫氣射流行為的影響。

為更加準確描述氫氣擴散的物理現(xiàn)象，將每個監(jiān)測點處進行誤差計算，如表1所示。從表中可看出，模型數(shù)據(jù)與實驗結(jié)果誤差維持在10%以內(nèi)，而在3～5 m處誤差較大。盡管該模型考慮了許多影響因素，但模擬參數(shù)與實際場景參數(shù)設(shè)置之間仍存在數(shù)據(jù)、人為及環(huán)境誤差。

3 氫氣泄漏影響因素分析

高壓氫氣泄漏行為受多種因素影響，如風(fēng)速風(fēng)向、障礙物、溫度等。本文為滿足實際工程需要，主要分析風(fēng)速、障礙物對氫氣逸散的影響。

3.1 風(fēng) 速

在內(nèi)河中，風(fēng)速是影響火災(zāi)氫、爆炸氫分布的關(guān)鍵因素，是氫氣擴散的重要原因。本節(jié)主要研究風(fēng)速對氫氣擴散的影響。

調(diào)查當(dāng)?shù)貎?nèi)河的全年平均風(fēng)速為3.5 m/s，設(shè)置氫氣泄漏速度均為0.35 kg/m3，考慮環(huán)境風(fēng)速為0.0、1.0、3.5、5.0 m/s，比較風(fēng)速對氫氣擴散行為的影響。圖7將不同風(fēng)速下泄漏源軸線處的氫氣體積分數(shù)進行對比。

由圖7可知，隨著風(fēng)速的增大，下風(fēng)向氫氣的最遠擴散距離明顯增大，在距泄漏源2～3 m處可燃氫體積分數(shù)下降速度較快，隨后氫氣體積分數(shù)下降放緩直至趨于穩(wěn)定。在無風(fēng)狀態(tài)下，高壓氫氣射流初始動量起主導(dǎo)作用，氫氣與周圍空氣的相互作用造成動量損失，浮力逐漸占據(jù)主導(dǎo)地位；在有風(fēng)狀態(tài)下，隨著距離的增加，風(fēng)速的影響越來越顯著，阻礙氫氣在高度方向上的擴散，增加氫氣在水平方向的擴散距離。由此可知，風(fēng)速對氫氣擴散的影響十分明顯，增大的風(fēng)速阻礙了氫氣的上升，進一步增加氫氣下風(fēng)向擴散距離。

3.2 障礙物

研究表明，泄漏源下游設(shè)置障礙物對氫氣的泄漏擴散行為影響較大［22-23］。本小節(jié)主要研究泄漏源下游障礙物對高壓氫氣泄漏擴散行為的影響。

在泄漏源下游6 m處設(shè)置障礙物，長×寬×高為0.01 m×0.5 m×3 m，假設(shè)環(huán)境風(fēng)速3.5m/s，其余設(shè)置與上文相同，計算得到（圖8）高壓氫氣泄漏擴散云圖（以氫氣摩爾分數(shù)為依據(jù)，如圖例所示）。

高壓氫氣流場受到障礙物阻礙作用發(fā)生聚集，濃度達到飽和后，迫使混合云團向更高處擴散。雖然障礙物的存在縮短了易燃氫（gt;0.04%）在水平方向上的擴散距離，但也增加了在垂直方向上的擴散范圍，同時障礙物上游區(qū)域因氫氣淤積導(dǎo)致氫氣燃爆的可能性增大。

4 實際工程模擬

參照液化天然氣（liquefied natural gas，LNG） 船對船加注模型建立氫動力船加注模型，通過計算流體動力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）研究高壓氫氣在加注過程中發(fā)生泄漏時的擴散行為，根據(jù)仿真結(jié)果，利用半球擴散模型計算疏散距離，為后續(xù)工作提供數(shù)據(jù)參考，保證生命財產(chǎn)安全。

4.1 氫動力船加注過程數(shù)值模擬

建立簡化船對船加注模型研究氫動力船加注過程中氫氣泄漏后在外界的流場分布，如圖9所示。

將加注船與氫動力船簡化為兩個長方體模型，通過管道8將加注船儲罐2、3中高壓氫氣輸送到氫動力船艙室5、6、7中，在加注過程中，因為閥門密閉性、管道老化等問題發(fā)生氫氣泄漏。通過仿真分析高壓氫氣發(fā)生泄漏后駕駛室1、4內(nèi)人員安全及艙室設(shè)備安全，劃分安全疏散距離。

采用多面體網(wǎng)格劃分模型，在泄漏孔處進行網(wǎng)格細化，總網(wǎng)格數(shù)為1218451，進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，符合要求。采用分層流動模型研究高壓氫氣泄漏過程，在泄漏口上風(fēng)向設(shè)置梯度風(fēng)5 m/s，并在上風(fēng)向設(shè)置障礙物。泄漏孔設(shè)置為質(zhì)量流量出口，風(fēng)速入口設(shè)置為速度進口，出口設(shè)置為壓力出口，其余邊界作壁面處理。時間步取0.02 s，模擬時長為150 s。得到氫氣泄漏后的濃度分布云圖（圖10a）和等值面（圖10b）。

從圖10中可看出，受風(fēng)速和障礙物影響，氫氣泄漏與空氣摻雜形成的混合云團在垂直方向擴散范圍較小；在橫向，受風(fēng)速影響沿進風(fēng)口方向擴散，但下風(fēng)向氫氣濃度明顯減小，且受障礙物影響，擴散范圍明顯減小。由此可見，合理利用環(huán)境因素、障礙物可大大降低爆炸氫的擴散范圍，最大程度保障人員及設(shè)備安全。

4.2 半球擴散模型

半球擴散模型利用經(jīng)驗公式模擬液化氣體或高壓氣體發(fā)生泄漏后的擴散過程，并假設(shè)擴散云團呈半球形。

設(shè)高壓氣體體積為[V]，儲罐內(nèi)壓強為[P]，氣體泄漏后壓強為[P0]，根據(jù)式（19）～式（20）聯(lián)立可計算泄漏半徑[R]。

[Vg=PVP0] （19）

[R=Vgc0.667π=3Vgc2.09443] （20）

式中：[Vg]——氫氣泄漏體積，m3；[P]——儲壓，Pa；[R]——泄漏半徑，m；[c]——氫氣濃度，%。

根據(jù)氫氣危險濃度（4%～75%）將危險區(qū)域劃分為3個區(qū)域：緊急撤離區(qū)、影響區(qū)、疏散區(qū)。如圖11所示。

4.3 確定疏散范圍

根據(jù)數(shù)值模擬中氫氣危險濃度等值面確定泄漏體積Vg，利用式計算擴散半徑R1、R2。

[R1=Vgc0.667π=3Vgc2.09443=5174.452.09443=13.51 mR2=Vgc2.09443=970212.09443=35.91 mS1=πR212≈0.0286 km2S2=（2R1+2R2）R22=（R1+R2）R2=0.1774 km2] （21）

經(jīng)計算，在下風(fēng)向40 m扇形區(qū)域約0.1774 km2范圍應(yīng)組織人員疏散；其中下風(fēng)側(cè)半徑15 m的半圓區(qū)域約0.0286 km2范圍內(nèi)應(yīng)緊急撤離。

通過半球擴散模型與仿真結(jié)果相結(jié)合的方法劃分疏散范圍，充分考慮了氣體的理化性質(zhì)、泄漏體積等因素，通過真實的仿真數(shù)據(jù)來代替經(jīng)驗公式中理論模型，結(jié)果更加準確、更符合實際應(yīng)用，可最大程度保證人員及設(shè)備安全。在實際工程應(yīng)用中，可通過調(diào)整船體方向來順應(yīng)風(fēng)向位置。

5 結(jié) 論

本文通過與高壓氫氣泄漏實驗結(jié)果對比，分析CFD虛噴嘴模型和分層流動模型對高壓氫氣泄漏問題的適用性，建立高壓氫氣泄漏的二維連續(xù)性CFD模型。選取環(huán)境風(fēng)速和障礙物兩個主要變量，分析其對高壓氫擴散的影響。最后，建立三維船對船加注模型，模擬高壓氫泄漏過程，結(jié)合半球擴散模型確定了疏散范圍。主要結(jié)論如下：

1）由于分層流動模型考慮了激波效應(yīng)和邊界層，其仿真結(jié)果優(yōu)于虛噴嘴模型，誤差在7%以內(nèi)。

2）風(fēng)速增強了氫氣的逸散。當(dāng)風(fēng)速較大時，氫氣能量損失嚴重，風(fēng)速占據(jù)主導(dǎo)作用，阻止氫氣上浮，卷吸氫氣向更遠方向擴散，因此也降低了混合云團中氫氣濃度。

3）泄漏源下游障礙物的存在雖在一定程度上降低了可燃云團在水平方向的燃爆范圍，但垂直方向及障礙物上游處可燃云團濃度增加，同樣增大了氫氣云團燃爆的危險性。

4）針對環(huán)境變量對氫氣逸散行為的影響規(guī)律，結(jié)合實際工程問題進行CFD模擬，將仿真結(jié)果與半球擴散模型相結(jié)合，可有效確定安全疏散距離。

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NUMERICAL SIMULATION OF HIGH PRESSURE HYDROGEN

LEAKAGE DURING HYDROGEN POWERED SHIP REFUELING

Kong Xiangyu1，Hu Shihong3，Kang Jichuan2，Yan Fasuo2，Liu Dahui4，Dong Yan1，2

（1. Yantai Research Institute of Harbin Engineering University， Yantai 266000， China；

2. College of Shipbuilding Engineering， Harbin Engineering University， Harbin 150001， China；

3. Marine Design and Research Institute of China， Shanghai 200011， China；

4. CIMC Offshore Engineering Institute Co.， Ltd.， Yantai 264670， China）

Abstract：In this paper， a numerical study is conducted to investigate the possible high pressure hydrogen leakage during the refueling process of hydrogen powered vessels. The virtual nozzle model and flow partitioning model used in the CFD simulation for the leakage are verified by comparing with existing experimental results. The effects of wind speed and obstacles on the high-pressure hydrogen diffusion behavior were analyzed based on actual refueling scenarios of hydrogen powered vessels. The hemispherical diffusion model is used to determine the evacuation area to improve the safety during the refueling process. The results show that the performance of the flow partitioning model is better. The high-speed wind can prevent the hydrogen from floating， increase the hydrogen leakage distance and reduce the hydrogen concentration. The obstacles placed downstream of the leakage location can shorten the diffusion distance of flammable clouds in the horizontal direction to a certain extent.

Keywords：hydrogen； leakage； numerical models； hydrogen powered vessels