重大危险源分级标准(征求意见稿)

重大危险源分级标准（征求意见稿）

1适用范围

本规范规定了重大危险源评估分级的方法和程序。

本规范为重大危险源评估分级技术规范，适用于包括储罐区、库区、生产场所等重大危险源。

2规范性引用文件

下列文件中的条款，通过本规范的引用而成为本标准的条款。凡是标注日期的引用文件，其随后所有的修改单（不包括勘误的内容）或修订版均不适用于本规范，然而，鼓励根据本规范达成协议的各方研究是否可使用这些文件的最新版本。凡是不注日期的引用文件，其最新版本适用于本规范。

《中华人民共和国安全生产法》《危险化学品安全管理条例》《安全生产许可证条例》《重大危险源辨识》（GB18218）《安全评价通则》

《关于规范重大危险源监督与管理工作的通知》(安监总协调字[2005]125号)

3术语和定义

下列术语和定义适用于本规范。 3.1重大危险源major hazard installations

重大危险源是指长期地或者临时地生产、搬运、使用或者储存危险物品，且

危险物品的数量等于或超过临界量的单元（包括场所和设施）。

4重大危险源分级判据

重大危险源分级判据如表1所示。

表1 重大危险源分级判据

①一级重大危险源：可能造成死亡30人（含30人）以上的重大危险源； ②二级重大危险源：可能造成死亡10-29人的重大危险源； ③三级重大危险源：可能造成死亡3-9人的重大危险源； ④四级重大危险源：可能造成死亡1-2人的重大危险源。

5重大危险源死亡人数及财产损失计算方法

可能造成的死亡人数评价程序为：

①将重大危险源的周边区域划分成等间隔的网格区，用一笛卡尔坐标体系的网格覆盖城市的区域地图(如图1所示)，网格间距大小取决于当地人口密度，以不影响计算结果为准。

②确定每一网格内的人员数量，通过火灾(室内火灾除外)、爆炸、毒物泄漏扩散事故后果模型计算重大危险源事故在每一网格中心处产生的热辐射、超压或毒物浓度的数值，然后通过热辐射、冲击波超压、中毒概率函数将其其转化为造成死亡的概率。

③将每一网格中心的死亡率与人口数量相乘，即得到死亡的人数。 ④将所有网格的死亡人数求和，即得到总的死亡人数。具体用下式表示：

NDiSvi （1）

i1

式中，N为总的死亡人数，Di为第i个网格的人口密度，S为网格面积，vi

为第i个网格的个人死亡率，n为网格的数目。

图1 死亡人数计算原理示意图

采用财产损失半径的方法评估事故后果造成的损失，并假定此半径内没有损失的财产与此半径外损失的财产相互抵消，或者说此半径内的财产完全损失，此半径外的财产完全无损失。财产损失半径通过火灾、爆炸事故后果模型确定。

财产损失半径按下式计算：

Ri

KiWTNT

1/3

1/6

31752

1WTNT

（2）

式中，Ri为i区半径，m；Ki为常量。

热辐射对建筑物的影响直接取决于热辐射强度的大小及作用时间的长短，以引燃木材的热通量作为对建筑物破坏财产损失半径，计算公式如下：

q6730t4/525400 （3） tW/Mc （4）

式中，q为引燃木材的热通量（W/m2），t为热辐射作用时间，即火灾持续时间（s）。

6重大危险源评价分级程序

重大危险源的评价分级程序如下图所示。如果一种危险物质具有多种事故形态，按照后果最严重的事故形态考虑，即遵循“最大危险原则”。各类重大危险源具体事故情景选择、后果计算及死亡概率计算过程参见附录A。

图2 重大危险源评价分级程序

附录A：重大危险源事故后果模型

A.1 储罐区重大事故后果分析

A.1.1 储罐区的主要事故后果类型 A.1.1.1池火灾

易燃液体如汽油、苯、甲醇、乙酸乙酯等，一旦从储罐及管路中泄漏到地面后，将向四周流淌、扩展，形成一定厚度的液池，若受到防火堤、隔堤的阻挡，液体将在限定区域（相当于围堰）内得以积聚，形成一定范围的液池。这时，若遇到火源，液池可能被点燃，发生地面池火灾。 A.1.1.2蒸气云爆炸

易燃易爆气体如H2、天然气等，泄漏后随着风向扩散，与周围空气混合成易燃易爆混合物，在扩散扩过程中如遇到点火源，延迟点火，由于存在某些特殊原因和条件，火焰加速传播，产生爆炸冲击波超压，发生蒸气云爆炸。

易燃易爆的液化气体如液化石油气、液化丙烷、液化丁烷等，其沸点远小于环境温度，泄漏后将会由于自身的热量、地面传热、太阳辐射、气流运动等迅速蒸发，在液池上面形成蒸气云，与周围空气混合成易燃易爆混合物，并且随着风向扩散，扩散扩过程中如遇到点火源，也会发生蒸气云爆炸。 A.1.1.3喷射火

对于易燃易爆气体如H2、天然气，以及易燃易爆的液化气体来说，泄漏后可能因摩擦产生的静电立即点火，产生喷射火。 A.1.1.4沸腾液体扩展蒸气云爆炸

易燃易爆的液化气体容器在外部火焰的烘烤下可能发生突然破裂，压力平衡被破坏，液体急剧气化，并随即被火焰点燃而发生爆炸，产生巨大的火球。这种事故被称为沸腾液体扩展为蒸气云爆炸。 A.1.1.5中毒事故

毒性的液化气体如液氯、液氨等，由于沸点小于环境温度，泄漏后会因自身热量、地面传热、太阳辐射、气流运动等迅速蒸发，生成有毒蒸气云，密集在泄漏源周围，随后由于环境温度、地形、风力和湍流等因素影响产生漂移、扩散，

范围变大，浓度减小。 A.1.2储罐区主要事故后果模型 A.1.2.1池火灾事故后果模型

池火灾火焰的几何尺寸及辐射参数按如下步骤计算。 ①计算池直径

根据泄漏的液体量和地面性质，按下式可计算最大可能的池面积。

SW/Hmin

（1）

为液体的密度式中，S为液池面积（m2），W为泄漏液体的质量（kg），（kg/m3）

Hmin为最小油层厚度（m）。

最小物料层厚度与地面性质对应关系见表1。

表1 不同性质地面物料层厚度表

②确定火焰高度

计算池火焰高度的经验公式如下：

h42[mf/(0gD)]0.61 （2）

式中：L为火焰高度（m），D为池直径（m），mf为燃烧速率（kg/m2s）， ρ0为空气密度（kg/m3），g为引力常数。

③计算火焰表面热通量

假定能量由圆柱形火焰侧面和顶部向周围均匀辐射，用下式计算火焰表面的热通量： q0

0.25D2HCmff0.25DDL

（3）

式中，q0为火焰表面的热通量（kw/m2），ΔHC为燃烧热（kJ/kg），π为圆周率，f为热辐射系数（可取为0.15），mf为燃烧速率（kg/m2s），其它符号同前。

④目标接收到的热通量的计算

目标接收到的热通量q(r)的计算公式为：

q(r)q0(10.058lnr)V （4）式中，q(r)为目标接收到的热通量（kw/m2），q0为由式（3）计算的火焰表面的热通量（kw/m2），r为目标到油区中心的水平距离（m），V为视角系数。

⑤视角系数的计算

角系数V与目标到火焰垂直轴的距离与火焰半径之比s，火焰高度与直径之比h有关。

V(VV2VH)

（5）

VHAB （6）

0.5

b1s1120.5

A(b1/s)tan/(b1)b1s1 （7）

0.5

1a1s120.5

B(a1/s)tan/(a1)

a1s1 （8）

VVtan1(h/(s21)0.5)/sh(JK)/s （9）

0.5

aa1s1Jtan10.52a1s1a1 （10）

Ktan1s1/s1 （11）

0.5

a(h2s21)/(2s) （12）

b(1s2)/(2s) （13）

其中A、B、J、K、VH、VV是为了描述方便而引入的中间变量，π为圆周率。

A.1.2.2蒸气云爆炸事故后果模型

蒸气云爆炸产生的冲击波超压是其主要危害。冲击波超压可通过传统的TNT

当量系数法进行计算，将事故爆炸产生的爆炸能量等同于一定当量的TNT，也可根据爆炸能量直接计算。

（1）TNT当量法 ①确定闪蒸系数

在热力学数据资料的基础上，用下式估算燃料的闪蒸部分。

CpT

F1exp

L （14）

式中，F为蒸发系数，Cp为燃料的平均比热(kJ/kgK)，ΔT为环境压力下容器内温度与沸点的温差(K)，L为汽化热(kJ/kg)。

②计算云团中燃料的质量：

Wf2FW （15）

式中，Wf 为云团中燃料的质量(kg)，W为泄漏的燃料的质量(kg)，F为闪蒸系数。

③计算TNT当量：

（16） WTNTeWfHf/HTNT

式中，WTNT为燃料的TNT当量(kg)，Wf为云团中燃料的质量(kg)，Hf为燃料的燃烧热(MJ/kg)，HTNT为TNT的爆热(MJ/kg)，αe为TNT当量系数，推荐αe=0.03。

④将实际距离转化为无因次距离：

1/3

RR/WTNT

（17）

无因次超压（

×9806.65Pa

）

式中，R为离爆炸点的实际距离(m)，R为无因次距离(m)。

在离爆炸点距离为R处，根据相应的R值，查图1得到超压，进而预测人员受伤害和建筑受破坏的情况。

（2）直接计算法

在得到云团中燃料的质量的情况下，可按下式直接计算爆炸冲击波超压Δp。

ln(ps/pa)0.91261.5058(lnZ)0.1675(lnZ)20.0320(lnZ)3 （18）

（0.3≤Z≤12）

zR/(

E) （19） Pa

E1.8WQC （20）

式中，Δps为冲击波正相最大超压（Pa），Z为无量纲距离，Pa为环境压力，R为目标到爆源的水平距离（m），E为爆源总能量（J），α为蒸气云当量系数，一般取0.04，W为蒸气云中对爆炸冲击波有实际贡献的燃料质量（Kg），QC为燃料的燃烧热（J/Kg）。

A.1.2.3喷射火事故后果模型

加压的可燃物泄漏时形成射流，如果在泄漏裂口处被点燃，则形成喷射火。假定火焰为圆锥形，并用从泄漏处到火焰长度4/5处的点源模型来表示。

①火焰长度计算

喷射火的火焰长度可用如下方程得到：

(HCm)0.444

L （21）

161.66

式中，L为火焰长度（m），HC为燃烧热（J/kg），m为质量流速（kg/s）。 ②热辐射的通量计算

距离火焰点源为X(m)处接收到的热辐射通量可用下式表示：

q

fHCm

（22） 2

4X1000

式中，q为距离X处接收的热辐射的通量（KW/m2），f为热辐射率，τ为大气传输率。

大气传输率τ按下式计算：

10.0565lnX （23）

A.1.2.4沸腾液体扩展为蒸气云爆炸事故后果模型

计算主要包括如下步骤。 ①火球直径

D2.665W0.327 （24）

式中，D为火球直径（m），W为火球中消耗的可燃物质量（Kg）。对单罐储存，W取罐容量的50%；对双罐储存，W取罐容量的70%；对多罐储存，W取罐容量的90%。

②火球持续时间

t1.089W0.327 （25）

式中，t为火球持续时间（s），W同式（24）。 ③火球抬升高度

火球在燃烧时，将抬升到一定高度。火球中心距离地面的高度H由下式估计：

HD （26）

④火球表面热辐射能量

假设火球表面热辐射能量是均匀扩散的。火球表面热辐射能量SEP由下式计算：

SEPFsmHa/(D2t) （27）

式中，Fs为火球表面辐射的能量比，Ha为火球的有效燃烧热（J/Kg）。 Fs与储罐破裂瞬间储存物料的饱和蒸气压力P（MPa）有关：

Fs0.27P0.32 （28）

对于因外部火灾引起的BLEVE事故，上式中的P值可取储罐安全阀启动压力Pv（MPa）的1.21倍，即：

P1.21Pv （29）

Ha由下式求得：

HaHcHvCpT （30）

式中，Hc为燃烧热（J/kg），Hv为常沸点下的蒸发热（J/kg），Cp为恒压比热（J/(kg.K)），T为火球表面火焰温度与环境温度之差（K），一般来说T=1700K。

⑤视角系数

视角系数F的计算公式如下：

F((D/2)/r)2 （31）

式中，r为目标到火球中心的距离（m）。令目标与储罐的水平距离为X（m），则：

r(X2H2)0.5 （32）

⑥大气热传递系数

火球表面辐射的热能在大气中传输时，由于空气的吸收及散射作用，一部分能量损失掉了。假定能量损失比为α，则大气热传递系数a1。α和大气中的CO2和H2O的含量、热传输距离及辐射光谱的特性等因素有关。

a可由以下的经验公式来求取：

a2.02(pwr')0.09 （33）

式中，pw为环境温度下空气中的水蒸气压（N/m2），r为目标到火球表面的距离（m）。

pwpWRH （34）

0pw式中，为环境温度下的饱和水蒸气压（N/m2），RH为相对湿度。

r'rD/2 （35）

⑦火球热辐射强度分布函数

在不考虑障碍物对火球热辐射产生阻挡作用的条件下，距离储罐X处的热辐射强度q（W/m2）可由下式计算：

qSEPFa （36）

A.1.2.5中毒事故后果模型

（1）泄漏模型 ①液体泄漏速率模型

液体泄漏可根据流体力学中的柏努力方程计算泄漏量。当裂口不规则时，可采取等效尺寸代替；当泄漏过程中压力变化时，则往往采用经验公式。柏努力方程如下：

QCdA

2(PP0)



2gh

（37）

式中，Q为液体泄漏速率(kg/s)，Cd为无量纲泄漏系数，是液体密度(kg/m3)，A是泄漏孔面积(m2)，P为罐压(Pa)，P0为大气压力(Pa)，g为引力常数(9.8m/s2)，h为液压高度(m)。

液体出口速度可按下式计算：

u

CdA （38）

式中，u为液体出口速度（m/s），其他符号如前。持续时间按下式计算：

ts[u0/(Cdg)](AT/A) （39）

式中，u0为初始流速（m/s），AT为罐内液面积(m2)。

泄漏系数Cd的取值通常可从标准化学工程手册中查到。对于管道破裂，Cd的典型取值为0.8。表2为常用的液体泄漏系数数据。

表2 液体泄漏系数Cd

这个方法没有考虑泄漏速率对时间的依赖关系（压力随时间而降低以及液压高度下降）。因此，计算出的泄漏速率是保守的最大可能泄漏速率。

②气体泄漏模型

压力气体泄漏通常以射流的方式发生，泄漏的速度与其流动的状态有关，其特征可用临界流（最大出口速度等于声速）或亚临界流来描述。

Perry等人用如下的关系式作为临界流的判断准则：当式（40）成立时，气体流动属音速流动；当式（41）成立时，气体流动属亚音速流动。

P02Pk1

kk1

（40）

P02Pk1

kk1

（41）

式中，P0为环境大气压力(Pa)，P为容器压力(Pa)，k为气体的绝热指数，即定压比热CP和定容比热Cv之比。

对于很多气体，临界比值（P/Po）c r近似为2，也就是说储压近似等于大气压力的两倍，此时流体泄漏的出口速度近似等于声速。临界流的质量泄漏速率可按下式计算：

QCdMk2

RTk1

k1k1

（42）

气体呈亚音速流动时，其泄漏量为：

QYCdAP

Mk2

RTk1

k1k1

（43）

式中，Q是气体泄漏速率（kg／s），Cd为气体泄漏稀疏，A为裂口面积（m2），

M是气体相对分子质量，R是普适气体常数（8.31436 J mol-1K-1），T是气体的储存温度（K），Y为气体膨胀因子，按式（44）计算。

1k1

Y

k12

k1

k1

PP0

k1

kP10 （44） P

上述考虑的为理想气体的不可逆绝热扩散过程。此外，没有考虑气体泄漏速率随时间的变化，因此使用初始储存条件必然导致保守的结果。

③两相流泄漏模型

Cude在1975年建议了两相流泄漏关系式。假设源容器和泄漏点之间的管道长度和管道直径之比L／D>12，泄漏点压力与泄漏点上流压力之比Pc/P=0.55。具体计算方法如下：

第一步，按下式计算两相流的质量分数：

Mv

(TTC)Cp

（45）

式中，MV为蒸发的液体占液体总量的比例，Tc是对应于泄漏点压力Pc的平衡

温度（K），T是对应于泄漏点上流压力P的平衡温度（K），CP是液体的定压比热[J／（kg·K）〕，Hv是液体的蒸发热（J/kg）。第二步，按下式计算两相流的平均密度：



（46）

1MV

V



1

式中，、v和1分别是两相流、蒸气和液体的密度（kg／m3）。第三步，按下式计算两相流的质量泄漏速率Q（kg／S）：

QACd2(PPC) （47）

式中，Cd为泄漏系数，多数情况下，取Cd＝0.8，A为裂口面积（m2），P为两相混合物的压力（Pa），PC为临界压力（Pa）。

如果L／D

QQV1(Q1QV1)(12L/D)/10 （48）

式中，Q、QV1和Q1分别为两相流实际泄漏速率、按式（43）计算出的两相流泄漏速率和纯液体泄漏速率（kg／S）。

如果L/D≤2，一般认为泄漏为纯液体泄漏。

（3）非重气云扩散模型 ①瞬间泄漏扩散模型

2x(xVt)2y

C(x,y,z,t,He)exp3/222(2)xyz22xy





(zH)(zH)expexp22

22zZ

（49）

②连续泄漏扩散模型

y2(zH)2(zH)22Q'

C(x,y,z,t,He)exp2expexp （50） 2222Vyz22zZy

式中，C为气云中危险物质浓度（kg／m3）,He为泄漏源有效高度（m），Q为

源瞬间泄漏量（kg），Q’为源连续泄漏速率（kg／s），V为风速（m／s），t为泄漏后的时间（s），x、y和z分别为x、y和ｚ方向的扩散系数（ｍ）。

对于连续泄漏，平均时间取10min。其中σx，σy，σz与地面的有效粗糙度有关。地面有效粗糙度长度如下表所示。

表3 地面有效粗糙度长度表

有效粗糙度Z0≤0.1m地区的扩散参数按下表选取。

表4 Z0≤0.1m地区的扩散参数

有效粗糙度Z0≥0.1m的粗糙地形扩散系数为：

yy0fy zz0fz

fy(Z0)1a0Z0

fz(x,Z0)(b0c0lnx)(d0e0lnx)1Z0f0g0

式中，σy0、σ

lnx

按表4中的数值取值。其他系数按表5取值。

表5 不同大气稳定度下的系数值

式（49）和式（50）中泄漏源有效高度是指泄漏气体形成的气云基本上变成水平状时气云中心的离地高度。在大多数问题中，泄漏源有效高度难以与泄漏源实际高度相一致。事实上，它等于泄漏源实际高度加泄漏源抬升高度。泄漏源抬升高度可以用下面的公式近似计算：

HVsd[1.50.268Pa(TsTa)Tsd]/V （51）

或

1

H2.4Vsd/V （52）

式中：ΔH是泄漏源抬升高度（m），Vs是气云出口速度（m／s），d是出口直径（m），V是环境风速(m/s)，pa是环境大气压力（Pa），Ts是气云出口温度（K），Ta是环境大气温度（K）。

计算出泄漏源抬升高度以后，将泄漏源抬升高度与泄漏源实际高度相加就得到了泄漏源有效高度。

（3）重气云扩散模型

常用模型有盒子模型和平板模型两类。盒子模型用来描述瞬间泄漏形成的重气云团的运动，平板模型用来描述连续泄漏形成的重气云羽的运动。这两类模型的核心是因空气进入而引起的气云质量增加速率方程。

①盒子模型

盒子模型使用如下假设：

I、重气云团为正立的坍塌圆柱体，圆柱体初始高度等于初始半径的一半。 II、在重气云团内部，温度、密度和危险气体浓度等参数均匀分布。 III、重气云团中心的移动速度等于风速。重气扩散的盒子模型示意图如下图所示。

图2 重气云团盒子模型

坍塌圆柱体的径向蔓延速度由下式确定：

1/2

Vfdr/dtg(a)/ah （53）



式中，Vf为圆柱体的径向蔓延速度(m/s)，r为圆柱体半径(m)，h为圆柱体高度(m)，t为泄漏后时间(s)。

等式两边同时乘以2r，上式变成下面的形式：

//2



dr2/dt2g(a)/ahr2

1/2



1/2

（54）

由于假设重气云团和环境之间没有热量交换，重气云团的浮力将守恒，即：

g(a)/aVg(a)/aVO （55）

将上式代入式(53)，积分后得到：



r2ro22g(oa)/aVO/t （56）

1/2

式中，ro为重气云团的初始半径(m)，V0为重气云团的初始体积(m3)，O为重气云团的初始密度(kg/m3)。

由于假设重气云团是圆柱体，初始高度等于初始半径的一半，因此重气云团初始半径的计算公式为：

ro(2VO/)1/3 （57）

随着空气的不断进入，云团的高度和体积也将不断变化。云团体积随时间的变化速率由下式确定：

dV/dt(R2)VT(2Rh)VE （58）

式中，重气云团体积VR2h，VT和VP分别为空气从顶部和边缘进入重气云团的速率(m/s)。

由于重气云团内部危险气体质量守恒，因此，在重气云团扩散过程中，下式存立：

C/COVO/V(horo2)/(hr2) （59）

式中，CO和C分别为初始时刻和t时刻重气云团内部危险物质浓度(kg/m3)。任意时刻重气云团的半径按式(56)计算。如果知道任意时刻重气云团高度的计算公式，利用上式就可计算任意时刻重气云团内部危险物质浓度。但这里不准备采用先推导重气云团高度的计算公式，然后计算重气云团体积和危险物质浓度的方法。而是先采用量纲分析法求重气云团的体积和浓度，然后利用上式反推重气云团的高度。

1/3无量纲量V/VO与x/VO之间存在如下函数关系：

VVo(x/Vo1/3)1.5,xVo1/3 （60）

式中，x为下风向距离(m)。它与时间、风速之间的关系为：

xVt （61）

将上式代入式(52)，得到：

CCo(x/Vo1/3)1.5,xVo1/3 （62）

将圆柱形重气云团的体积Vr2h代入式(60)，可推导出

hVo(x/Vo1/3)1.5/(r2),xVo1/3 （63）

随着空气的不断进入，重气云团的密度将不断减小，重气坍塌引起的扩散将逐步让位于环境湍流引起的扩散。

目前，判断重气坍塌过程终止的准则主要有： I、ε准则

定义(pa)/a。ε准则认为，如果ε小于或等于某个临界值(在0.001～0.01之间)，重气坍塌引起的扩散将让位于环境湍流引起的扩散。

下面推导转变发生的位置，令：

EgV(pa)/agV

（64）

将式（60）代入式（64），得到：

EgVo(x/Vo1/3)1.5 （65）

从上式求出x，得到：

xE2/3Vo1/3(g)2/3 （66）

由于不考虑云团与环境之间的热交换，云团浮力守恒，故E=E0。代入上式得到转变点对应的下风向距离为：

2/31/3

xfEoVo(gcr)2/3 （67）

II、 Ri准则

对于瞬间泄漏，定义Richardson数Ri(g(pa)/a)V1/3/V*2。Ri准则认为，如果Ri小于或等于某个临界值(在1～10之间)，重气坍塌引起的扩散将让位于环境湍流引起的扩散。

由于云团内部浮力守恒，因此

EoEgV(a)/a （68）

对上式进行恒等变换，得到：

(a)/aEo/(gV) （69）

将式（69）代入Richardson数的定义式，得到：

RiEo/(xVo1/3V*2) （70）

从上式求出转变点下风向距离x，得到：

xfEo/(RicrVo1/3V*2) （71）

III、Vf准则

定义重气云团径向蔓延速度Vf＝dr/dt。Vf准则认为，如果Vf小于或等于某个临界值，重气坍塌引起的扩散将让位于环境湍流引起的扩散。

不同研究人员提出的重气云扩散阶段终止时的临界Vf值相差很大。例如，van Ulden认为，重气云扩散阶段终止的条件是Vf＝2V*，Germeles和Drake认为，重气云扩散阶段终止的条件是Vf＝V, Cox和 Carpenter认为，重气云扩散阶段终止的条件是Vf＝dσy/dt，σy为横风向扩散系数(m)，Eidsvik（1980）认为，重气云扩散阶段终止的条件是Vf＝0.39V*。这些准则覆盖范围很宽，从Vf

＝0.02V到Vf＝V(假设摩擦速度V*＝V／15）。Germeles和Drake提出的准则太严，按照他们提出的准则，即使存在重气云扩散阶段，这个阶段持续的时间也很短。不过，多数研究人员认为，Vf的临界值具有与V*相同的数量别。

②平板模型

平板模型使用了如下假设：

I、重气云羽横截面为矩形，横风向半宽为b(m)，垂直方向高度为h(m)。在泄漏源点，云羽半宽为高度的两倍，即：bo＝2hO。

II、重气云羽横截面内，浓度、温度、密度等参数均匀分布。 III、重气云羽的轴向蔓延速度等于风速。

在重气云羽的扩散过程中，横截面半宽的变化由下式确定：

Vdb/dx(gh(a)/a)1/2 （72）

由于假设重气云羽与环境之间无热量交换，重气云羽的浮力通量在扩散过程中守恒，即：

2gVbh(a)/a2gVboho(oa)/a （73）

将式（73）代入式（72），积分后得到：

bbo{11.5[gho(oa)/a]1/2x(Vbo)1}2/3 （74）

由于重气云羽初始半宽等于初始高度的两倍，重气云羽的初始体积通量为：

Vo'2bohoVboV （75）

从上式可以求出重气云羽的初始半宽：

bo2ho(Vo'/V)1/2 （76）

随着空气的进入，不仅重气云羽的横风向水平尺寸要增大，重气云羽的高度也要增加。重气云羽高度的变化与下风向距离间的关系由下式确定：

dh(we/v)dx （77）

式中，We为空气卷吸系数，且假设空气卷吸系数由下式确定：

We3.5V*'/(11.67Ri) （78）

式中，Ri为当地 Richardson数。

上式表明，随着 Richardson数的增加，空气卷吸系数减小。 Richardson

数的定义为：

Ri[g((pa)/a]h/V*'2 （79）

式中，V*'是垂直方向的特征湍流速度(m/s)，由下式确定：

V*'1.3(V*/V)[(4/9)(db/dt)2V2]1/2 （80）

式中，V*是摩擦速度。

由于xVt，因此，db/dtVdb/dx，结合式（74），得到：

db/dt(2/3)(Vebo){1.5[gho(oa)/a]1/2(Vebo)1}{11.5[gho(oa)/a]

1/2

x(Vebo)}

11/3

（81）

求解由式（78）～式（81）组成的联立方程组，可以求得任意下风向距离重气云羽的高度。

由于重气云羽横截面上危险物质通量守恒，因此

2bhVC2bohoVCo （82）

上式两边同时除以2bhV，得到重气云羽中危险物质浓度的计算公式：

CbohoCo/(bh) （83）

式中，C表示重气云羽内危险物质浓度(kg/m3)，下标0指初始条件。无论是重气云团扩散，还是重气云羽扩散，一旦满足前面讨论过的转变条件，重力驱动扩散将转变为环境湍流驱动扩散。

为了将转变前后两个不同的扩散过程有机衔接起来，需要进行虚源计算。所谓虚源，是指位于转变点上游某处的虚拟泄漏源。虚源计算的目的是确定虚源与转变点之间的距离。进行虚源计算时应遵循下面的原则：

在相同的泄漏和扩散条件（相同源强、相同地形、相同气象条件等）下，利用重气云扩散模型对实源泄漏进行扩散分析得到的转变点所在位置危险物质浓度等于利用高斯模型对虚源泄漏进行扩散分析得到的转变点所在位置危险物质浓度。

虚源计算时假设转变点的下风向扩散系数x、横风向扩散系数y和垂直方向扩散系数z分别由下面三个公式计算：

xy （瞬间泄漏才需要）（84）

yb/21/2 （85） zh/21/2 （86）

因此，如果知道扩散系数与下风向距离的关系，就可以计算出虚源与转变点之间的距离。

例如，如果y0.1x，那么，虚源与转变点之间的距离xv10b/21/2。

A.2 库区重大事故后果分析

A.2.1 库区的主要事故类型

根据储存场所的不同以及储存危险品特性的不同，库区主要的事故后果类型如下：

（1）仓库中存储TNT等爆炸性物品时，容易发生凝聚相含能材料爆炸，产生非常严重的后果。由于爆炸性物品不得露天堆放，只能存储在仓库中，因此通常发生的是受限空间的爆炸。

（2）易燃、易爆的气体（包括液化气体）如液化石油气钢瓶等在仓库中存储时，发生泄漏并在扩散过程中遇到点火源，则很容易发生蒸气云爆炸事故。

（3）有毒气体（包括液化气体）如液氯、液氨钢瓶在仓库中存储时，发生泄漏并扩散很容易引起中毒事故。

（4）易燃液体如苯、甲醇等瓶装、桶装的化工原料在仓库中存储时，泄漏后很容易引发室内池火灾。

（5）易燃固体、自燃物品、遇湿易燃物品等瓶装、桶装、袋装的物品在仓库中存储时，容易发生室内固体火灾事故。

（6）易燃液体的桶装的化工原料在堆场中存储时，泄漏后很容易引发大面积的池火灾。

（7）易燃固体物品在堆场中存储时，容易发生固体火灾事故。 A.2.2 库区的主要事故后果模型 A.2.2.1凝聚相含能材料爆炸

凝聚相含能材料爆炸能产生多种破坏效应，如热辐射、一次破片作用、有毒

气体产物的致命效应，但破坏力最强，破坏区域最大的是冲击波的破坏效应，因此，爆炸模型主要考虑冲击波的伤害作用。

凝聚相含能材料的爆炸冲击波超压Δp可按下式计算：

10.1567Z3(p5)

（87） ps321

0.137Z0.119Z0.269Z0.019(1p10)

psp/p0 （88）

EzR/() （89）

E1.8WQC （90）

式中，Z为无量纲距离，Δp为目标处的超压值（Pa），p0为环境压力，R为目标到爆源的水平距离（m），E为爆源总能量（J），W为含能材料的质量（Kg），QC为爆炸物的爆热（J/Kg）。 A.2.2.2蒸气云爆炸

见A.1.3节蒸气云爆炸事故后果模型。 A.2.2.3毒物的泄漏扩散

见A.1.3节中毒事故后果模型。 A.2.2.4池火灾

见A.1.3节池火灾事故后果模型。 A.2.2.5固体火灾

固体火灾的热辐射参数按点源模型估计。此模型认为火焰射出的能量为燃烧的一部分，并且辐射强度与目标至火源中心距离的平方成反比。

q(r)

fMCHC

（91） 4r2

式中，q(r)为目标接收到的辐射强度（W/m），f为辐射系数，可取f=0.25，MC为燃烧速率（kg/s），HC为燃烧热（J/kg），r为目标至火源中心的水平距离（m）。

A.3 生产场所重大事故后果分析

A.3.1 生产场所主要事故类型

生产场所的事故类型非常复杂，因反应介质、工艺设备与机器、操作条件的

不同而不同，常见的危害较大的主要包括以下几类：

（1）爆炸 ①物理爆炸

化工容器及设备由于设计、制造、腐蚀或低温、材料缺陷、交变载荷的作用，使得器壁的平均应力超过材料的屈服点或强度极限，导致脆性疲劳、疲劳破裂和应力腐蚀破裂发生物理爆炸，也可因安全泄放装置失灵、液化气体充装过量、严重受热膨胀、违章超负荷运行等发生物理爆炸。常见的如水夹汽包、化工容器、液化器气瓶等的爆炸。

②化学爆炸

化工设备和机器内的物质发生极迅速、剧烈的化学反应而产生高温高压可引发瞬间的爆炸现象。一般可分为简单分解爆炸、复杂分解爆炸和爆炸性混合物爆炸。在化工、石油化工生产中发生的化学爆炸绝大部分是爆炸性混合物爆炸。例如由于负压操作、系统串气、水封不严或失效，空气串入到装置中，形成爆炸性混合物，发生化学爆炸；再如硝化反应过程中，由于温度控制不良，很容易引起爆炸。

③蒸气云爆炸

化工设备和机器由于密封装置失效、设备管道腐蚀、磨损或疲劳破裂、断裂以及安装检修不良、操作失误等原因，可燃性气体从化工装置、设备、管道内泄漏或喷射，扩散到周围环境中，达到爆炸极限，若遇到明火或高温很就会发生蒸气云爆炸。

（2）燃烧

当化工设备和机器由于密封装置失效、设备管道腐蚀、磨损或疲劳破裂、断裂以及安装检修不良、操作失误等原因导致物料泄漏时，对于易燃液体而言，泄漏后形成一定范围的液池，若遇到火源，液池可能被点燃，发生地面池火灾；对于易燃气体而言，泄漏后立即遇到明火或高温，或因高速摩擦产生静电而产生喷射火，也可延时点火产生闪火。

含有易燃易爆液化气体的容器在外部火焰的烘烤下可能沸腾液体扩展为蒸气爆炸，产生巨大的火球。

（3）中毒

在化工、石化生产中，由于设备密封不严、严重腐蚀穿孔、疲劳破裂、磨损、超压引起的设备与管道突然断裂、开错阀门、阀门密封不严、水封失效等原因，很容易造成毒性气体的泄漏，向周围环境扩散，造成人员的中毒事故。

主要化工设备和机器的事故类型及损坏尺寸见下表。

表 6主要化工设备和机器的事故类型及损坏尺寸

A.3.2生产场所主要事故后果模型 A.3.2.1物理爆炸

物理爆炸就是物质状态参数（温度、压力、体积）迅速发生变化，在瞬间放出大量能量并对外做功的现象。物理爆炸的特点是在爆炸现象发生过程中，导致

爆炸发生的介质的化学性质不发生变化，发生变化的仅是介质的状态参数。

物理爆炸如压力容器破裂时，气体膨胀所释放的能量（即爆破能量）不仅与气体压力和容器的体积有关，而且与介质在容器内的物性相态有关。

当压力容器中介质为压缩气体，即以气态形式存在而发生物理爆炸时，其释放的爆破能量为：

k1

0.pV)]103 （92） Eg[1(k1p

式中，Eg为气体的爆破能量（kJ）， p为容器内气体的绝对压力（MPa），V为容器的容积（m3），k为气体的绝热指数，即气体的定压比热与定容比热之比。

当介质全部为液体时，鉴于通常用液体加压时所做的功作为常温液体压力容器爆炸时释放的能量，爆破能量计算模型如下：

(p1)2VtEl （93）

式中，El为常温液体压力容器爆炸时释放的能量（kJ），p为液体的绝对压力（Pa），V为容器的体积（m），t为液体在压力p和温度T下的压缩系数（Pa

－1

）。

而液化气体一般在容器内以气液两态存在。当容器破裂发生爆炸时，除了气

体的急剧膨胀做功外，还有过热液体激烈的蒸发过程。在大多数情况下，这类容器内的饱和液体占有容器介质重量的绝大部分，它的爆破能量比饱和气体大得多，一般计算时不考虑气体膨胀做的功。

过热状态下液体在容器破裂时释放出爆破能量可按下式计算：

E[(H1H2)(S1S2)T1]W （94）

式中，E为过热状态液体的爆破能量（kJ），H1为爆炸前液化液体的焓（kJ/kg），H2为在大气压力下饱和液体的焓（kJ/kg），S1为爆炸前饱和液体的熵（kJ/(kg·℃)），S2为在大气压力下饱和液体的熵（kJ/(kg·℃)），T1为介质在大气压力下的沸点（℃），W为饱和液体的质量（kg）。

压力容器爆破时，爆破能量向外释放以冲击波能量、碎片能量和容器残余变

形能量三种形式表现出来。根据介绍，后二者所消耗的能量只占总爆破能量的3％～15%，也就是说大部分能量产生空气冲击波。 A.3.2.2化学爆炸

对于简单分解爆炸、复杂分解爆炸产生的爆炸可用凝聚相含能材料爆炸模型计算见A.2.3节；对于爆炸性混合物气体爆炸，可用蒸气云爆炸事故后果模型，见A.1.3节。 A.3.2.3池火灾

见A.1.3节池火灾事故后果模型。 A.3.2.4沸腾液体扩展蒸气云爆炸

见A.1.3节沸腾液体扩展蒸气云爆炸事故后果模型。 A.3.2.5蒸气云爆炸

见A.1.3节蒸气云爆炸事故后果模型。 A.3.2.6喷射火

见A.1.3节喷射火事故后果模型。 A.3.2.7闪火模型

闪火是可燃性气体或蒸气泄漏到空气中，与之混合后被点燃而发生的一种非爆炸性的燃烧过程。闪火的主要危害来自热辐射和火焰直接接触。可燃物云团的大小决定了可能造成直接火焰接触危害的面积，而云团的大小则部分取决于扩散和泄漏条件。

在闪火模型中，假定闪火是一个火焰以恒定速度传播的过程。闪火模型的几何关系如图3所示。

图3 闪火模型

①火焰高度

火焰可视高度可用近似的半经验公式计算：

H20d[(s2/gd)(0/a)2(wr2/(1w)3)]1/3 （95）

式中，H为火焰可视高度(m)，d为云团厚度(m)，s为燃烧速度(m/s)，g为重力加速度(m/s2)，ρa为空气密度(kg/m3)，ρ0为燃—气混合物的密度(kg/m3)，

r为理想配比下空气与燃料的质量比，w=[υ-υst]/[α(1-υst)](当υ>υst)，w=0(当υ≤υst)，α为恒定压力下理想配比时燃烧的膨胀比(碳氢化合物一般取α=8)，φ为燃料所占混合物的体积比，φst为理想配比时燃料占的体积比。

燃烧速度 s=2.3 Uww。

如果知道蒸气云团的组成和火焰的几何形状，就可以计算闪火产生的热辐射影响。

②火焰宽度

火焰宽度W随时间变化关系：

W2[R2(RSt)2]1/2 （96）

③热辐射能

平面物体单位面积上接收的辐射能由下式计算：

qEFa （97）

式中， E为辐射能(KW/m2)，F为几何视角系数，τ

为大气传输率。

在保守计算场合，若是干燥晴朗的天气一般可取τa=1，已知湿度时可用

alog(14.1RH0.108X0.13) （98）

式中，RH为相对湿度，X为到目标物的距离(m)。 ④几何视角因子

假设辐射面和接受面是两个互相平行的平面，则F可用Fmax表示，计算关系如下：

Fmax=(Fh2+FV2)0.5 （99） Fh=[tan-1(1/Xr)-AXrtan-1(A)] /π Fv=[HrAtan-1(A)+(B/Hr)tan-1(B)] /π A=1/(Hr2+Xr2)0.5

B=Hr/(1+Xr2)0.5 Hr=H/b Xr=X/b b=1/2W

当Xr和Hr给定时，可以根据以上公式计算出最大视角系数F，也可以查表7或图4得到F值。

图4 最大视角系数

表7 最大视角系数Fmax的值

A.3.2.8中毒事故

见A.1.3节中毒事故后果模型。

A.4 死亡概率的计算方法

A.4.1火灾死亡概率计算方法

首先通过火灾的事故后果模型得出计算位置处的热辐射通量数值，然后通过火灾热辐射概率方程确定死亡概率。

火灾的事故后果主要包括：池火灾、喷射火、闪火、非腾液体扩展蒸气云爆火球（Bleve）、固体火灾。

 池火灾事故后果模型见A.1.3节。  喷射火事故后果模型见A.1.3节。  闪火模型见A.3.3节。

 沸腾液体扩展蒸气云爆炸事故后果模型见A.1.3节。  固体火灾模型见A.2.3节。

热辐射伤害的概率方程通常使用彼德森（Pietersen）1990年提出的概率方程。

皮肤裸露时的死亡几率为：

Pr36.382.56ln(tq4/3)二度烧伤几率：一度烧伤几率：

（100）

Pr43.143.0188ln(tq4/3)Pr39.833.0186ln(tq4/3)

（101）

（102）

式中，q为人体接收到的热通量（W/m2），t为人体暴露于热辐射的时间（s），Pr为人员伤害几率。

同裸露人体的情况相比，由于服装的防护作用，人体实际接收的热辐射强度有所减少，人体实际接收的热辐射强度qc（W/m2）为：

qcq （103）

式中，β为有服装保护时人体的热接收率，这里取β=0.4。

A.4. 2 爆炸死亡概率计算方法

首先通过爆炸的事故后果模型得出计算位置处的冲击波超压数值，然后通过冲击波超压概率方程确定死亡概率。

爆炸事故后果主要包括：物理爆炸、蒸气云爆炸、凝聚相含能材料爆炸。  凝聚相含能材料爆炸后果模型见A.2.3节；  蒸气云爆炸事故后果模型见A.1.3节；  物理爆炸见A.3.3节。

冲击波超压伤害概率方程通常使用Purdy等人的经典概率方程。

Y2.471.43logp （104）

A.4. 3 毒物泄漏中毒死亡概率计算方法

首先通过气体的扩散模型得出计算位置处的毒性气体浓度数值，然后通过毒物中毒概率方程确定死亡概率。

毒物泄漏扩散引发中毒主要包括：非重气扩散、重气扩散。  非重气云扩散模型见A.1.3节；  重气云扩散模型见A.1.3节。

概率值Y与接触毒物浓度及接触时间的关系如下：

YAB1nCnt

 （105）

式中，A、B、n为取决于毒物性质的常数；C为接触毒物的浓度，ppm；t为接触毒物的时间，min。

表8 一些毒性物质的常数

一般说来，接触毒物的时间不会超过30min。因为在这段时间里人员可以逃离现场或采取保护措施。

重大危险源分级标准（征求意见稿）

1适用范围

本规范规定了重大危险源评估分级的方法和程序。

本规范为重大危险源评估分级技术规范，适用于包括储罐区、库区、生产场所等重大危险源。

2规范性引用文件

《中华人民共和国安全生产法》《危险化学品安全管理条例》《安全生产许可证条例》《重大危险源辨识》（GB18218）《安全评价通则》

《关于规范重大危险源监督与管理工作的通知》(安监总协调字[2005]125号)

3术语和定义

下列术语和定义适用于本规范。 3.1重大危险源major hazard installations

重大危险源是指长期地或者临时地生产、搬运、使用或者储存危险物品，且

危险物品的数量等于或超过临界量的单元（包括场所和设施）。

4重大危险源分级判据

重大危险源分级判据如表1所示。

表1 重大危险源分级判据

5重大危险源死亡人数及财产损失计算方法

可能造成的死亡人数评价程序为：

③将每一网格中心的死亡率与人口数量相乘，即得到死亡的人数。 ④将所有网格的死亡人数求和，即得到总的死亡人数。具体用下式表示：

NDiSvi （1）

i1

式中，N为总的死亡人数，Di为第i个网格的人口密度，S为网格面积，vi

为第i个网格的个人死亡率，n为网格的数目。

图1 死亡人数计算原理示意图

财产损失半径按下式计算：

Ri

KiWTNT

1/3

1/6

31752

1WTNT

（2）

式中，Ri为i区半径，m；Ki为常量。

热辐射对建筑物的影响直接取决于热辐射强度的大小及作用时间的长短，以引燃木材的热通量作为对建筑物破坏财产损失半径，计算公式如下：

q6730t4/525400 （3） tW/Mc （4）

式中，q为引燃木材的热通量（W/m2），t为热辐射作用时间，即火灾持续时间（s）。

6重大危险源评价分级程序

图2 重大危险源评价分级程序

附录A：重大危险源事故后果模型

A.1 储罐区重大事故后果分析

A.1.1 储罐区的主要事故后果类型 A.1.1.1池火灾

对于易燃易爆气体如H2、天然气，以及易燃易爆的液化气体来说，泄漏后可能因摩擦产生的静电立即点火，产生喷射火。 A.1.1.4沸腾液体扩展蒸气云爆炸

范围变大，浓度减小。 A.1.2储罐区主要事故后果模型 A.1.2.1池火灾事故后果模型

池火灾火焰的几何尺寸及辐射参数按如下步骤计算。 ①计算池直径

根据泄漏的液体量和地面性质，按下式可计算最大可能的池面积。

SW/Hmin

（1）

为液体的密度式中，S为液池面积（m2），W为泄漏液体的质量（kg），（kg/m3）

Hmin为最小油层厚度（m）。

最小物料层厚度与地面性质对应关系见表1。

表1 不同性质地面物料层厚度表

②确定火焰高度

计算池火焰高度的经验公式如下：

h42[mf/(0gD)]0.61 （2）

式中：L为火焰高度（m），D为池直径（m），mf为燃烧速率（kg/m2s）， ρ0为空气密度（kg/m3），g为引力常数。

③计算火焰表面热通量

假定能量由圆柱形火焰侧面和顶部向周围均匀辐射，用下式计算火焰表面的热通量： q0

0.25D2HCmff0.25DDL

（3）

式中，q0为火焰表面的热通量（kw/m2），ΔHC为燃烧热（kJ/kg），π为圆周率，f为热辐射系数（可取为0.15），mf为燃烧速率（kg/m2s），其它符号同前。

④目标接收到的热通量的计算

目标接收到的热通量q(r)的计算公式为：

⑤视角系数的计算

角系数V与目标到火焰垂直轴的距离与火焰半径之比s，火焰高度与直径之比h有关。

V(VV2VH)

（5）

VHAB （6）

0.5

b1s1120.5

A(b1/s)tan/(b1)b1s1 （7）

0.5

1a1s120.5

B(a1/s)tan/(a1)

a1s1 （8）

VVtan1(h/(s21)0.5)/sh(JK)/s （9）

0.5

aa1s1Jtan10.52a1s1a1 （10）

Ktan1s1/s1 （11）

0.5

a(h2s21)/(2s) （12）

b(1s2)/(2s) （13）

其中A、B、J、K、VH、VV是为了描述方便而引入的中间变量，π为圆周率。

A.1.2.2蒸气云爆炸事故后果模型

蒸气云爆炸产生的冲击波超压是其主要危害。冲击波超压可通过传统的TNT

当量系数法进行计算，将事故爆炸产生的爆炸能量等同于一定当量的TNT，也可根据爆炸能量直接计算。

（1）TNT当量法 ①确定闪蒸系数

在热力学数据资料的基础上，用下式估算燃料的闪蒸部分。

CpT

F1exp

L （14）

式中，F为蒸发系数，Cp为燃料的平均比热(kJ/kgK)，ΔT为环境压力下容器内温度与沸点的温差(K)，L为汽化热(kJ/kg)。

②计算云团中燃料的质量：

Wf2FW （15）

式中，Wf 为云团中燃料的质量(kg)，W为泄漏的燃料的质量(kg)，F为闪蒸系数。

③计算TNT当量：

（16） WTNTeWfHf/HTNT

式中，WTNT为燃料的TNT当量(kg)，Wf为云团中燃料的质量(kg)，Hf为燃料的燃烧热(MJ/kg)，HTNT为TNT的爆热(MJ/kg)，αe为TNT当量系数，推荐αe=0.03。

④将实际距离转化为无因次距离：

1/3

RR/WTNT

（17）

无因次超压（

×9806.65Pa

）

式中，R为离爆炸点的实际距离(m)，R为无因次距离(m)。

在离爆炸点距离为R处，根据相应的R值，查图1得到超压，进而预测人员受伤害和建筑受破坏的情况。

（2）直接计算法

在得到云团中燃料的质量的情况下，可按下式直接计算爆炸冲击波超压Δp。

ln(ps/pa)0.91261.5058(lnZ)0.1675(lnZ)20.0320(lnZ)3 （18）

（0.3≤Z≤12）

zR/(

E) （19） Pa

E1.8WQC （20）

A.1.2.3喷射火事故后果模型

加压的可燃物泄漏时形成射流，如果在泄漏裂口处被点燃，则形成喷射火。假定火焰为圆锥形，并用从泄漏处到火焰长度4/5处的点源模型来表示。

①火焰长度计算

喷射火的火焰长度可用如下方程得到：

(HCm)0.444

L （21）

161.66

式中，L为火焰长度（m），HC为燃烧热（J/kg），m为质量流速（kg/s）。 ②热辐射的通量计算

距离火焰点源为X(m)处接收到的热辐射通量可用下式表示：

q

fHCm

（22） 2

4X1000

式中，q为距离X处接收的热辐射的通量（KW/m2），f为热辐射率，τ为大气传输率。

大气传输率τ按下式计算：

10.0565lnX （23）

A.1.2.4沸腾液体扩展为蒸气云爆炸事故后果模型

计算主要包括如下步骤。 ①火球直径

D2.665W0.327 （24）

②火球持续时间

t1.089W0.327 （25）

式中，t为火球持续时间（s），W同式（24）。 ③火球抬升高度

火球在燃烧时，将抬升到一定高度。火球中心距离地面的高度H由下式估计：

HD （26）

④火球表面热辐射能量

假设火球表面热辐射能量是均匀扩散的。火球表面热辐射能量SEP由下式计算：

SEPFsmHa/(D2t) （27）

式中，Fs为火球表面辐射的能量比，Ha为火球的有效燃烧热（J/Kg）。 Fs与储罐破裂瞬间储存物料的饱和蒸气压力P（MPa）有关：

Fs0.27P0.32 （28）

对于因外部火灾引起的BLEVE事故，上式中的P值可取储罐安全阀启动压力Pv（MPa）的1.21倍，即：

P1.21Pv （29）

Ha由下式求得：

HaHcHvCpT （30）

式中，Hc为燃烧热（J/kg），Hv为常沸点下的蒸发热（J/kg），Cp为恒压比热（J/(kg.K)），T为火球表面火焰温度与环境温度之差（K），一般来说T=1700K。

⑤视角系数

视角系数F的计算公式如下：

F((D/2)/r)2 （31）

式中，r为目标到火球中心的距离（m）。令目标与储罐的水平距离为X（m），则：

r(X2H2)0.5 （32）

⑥大气热传递系数

a可由以下的经验公式来求取：

a2.02(pwr')0.09 （33）

式中，pw为环境温度下空气中的水蒸气压（N/m2），r为目标到火球表面的距离（m）。

pwpWRH （34）

0pw式中，为环境温度下的饱和水蒸气压（N/m2），RH为相对湿度。

r'rD/2 （35）

⑦火球热辐射强度分布函数

在不考虑障碍物对火球热辐射产生阻挡作用的条件下，距离储罐X处的热辐射强度q（W/m2）可由下式计算：

qSEPFa （36）

A.1.2.5中毒事故后果模型

（1）泄漏模型 ①液体泄漏速率模型

QCdA

2(PP0)



2gh

（37）

液体出口速度可按下式计算：

u

CdA （38）

式中，u为液体出口速度（m/s），其他符号如前。持续时间按下式计算：

ts[u0/(Cdg)](AT/A) （39）

式中，u0为初始流速（m/s），AT为罐内液面积(m2)。

泄漏系数Cd的取值通常可从标准化学工程手册中查到。对于管道破裂，Cd的典型取值为0.8。表2为常用的液体泄漏系数数据。

表2 液体泄漏系数Cd

这个方法没有考虑泄漏速率对时间的依赖关系（压力随时间而降低以及液压高度下降）。因此，计算出的泄漏速率是保守的最大可能泄漏速率。

②气体泄漏模型

压力气体泄漏通常以射流的方式发生，泄漏的速度与其流动的状态有关，其特征可用临界流（最大出口速度等于声速）或亚临界流来描述。

Perry等人用如下的关系式作为临界流的判断准则：当式（40）成立时，气体流动属音速流动；当式（41）成立时，气体流动属亚音速流动。

P02Pk1

kk1

（40）

P02Pk1

kk1

（41）

式中，P0为环境大气压力(Pa)，P为容器压力(Pa)，k为气体的绝热指数，即定压比热CP和定容比热Cv之比。

QCdMk2

RTk1

k1k1

（42）

气体呈亚音速流动时，其泄漏量为：

QYCdAP

Mk2

RTk1

k1k1

（43）

式中，Q是气体泄漏速率（kg／s），Cd为气体泄漏稀疏，A为裂口面积（m2），

M是气体相对分子质量，R是普适气体常数（8.31436 J mol-1K-1），T是气体的储存温度（K），Y为气体膨胀因子，按式（44）计算。

1k1

Y

k12

k1

k1

PP0

k1

kP10 （44） P

上述考虑的为理想气体的不可逆绝热扩散过程。此外，没有考虑气体泄漏速率随时间的变化，因此使用初始储存条件必然导致保守的结果。

③两相流泄漏模型

第一步，按下式计算两相流的质量分数：

Mv

(TTC)Cp

（45）

式中，MV为蒸发的液体占液体总量的比例，Tc是对应于泄漏点压力Pc的平衡



（46）

1MV

V



1

式中，、v和1分别是两相流、蒸气和液体的密度（kg／m3）。第三步，按下式计算两相流的质量泄漏速率Q（kg／S）：

QACd2(PPC) （47）

式中，Cd为泄漏系数，多数情况下，取Cd＝0.8，A为裂口面积（m2），P为两相混合物的压力（Pa），PC为临界压力（Pa）。

如果L／D

QQV1(Q1QV1)(12L/D)/10 （48）

式中，Q、QV1和Q1分别为两相流实际泄漏速率、按式（43）计算出的两相流泄漏速率和纯液体泄漏速率（kg／S）。

如果L/D≤2，一般认为泄漏为纯液体泄漏。

（3）非重气云扩散模型 ①瞬间泄漏扩散模型

2x(xVt)2y

C(x,y,z,t,He)exp3/222(2)xyz22xy





(zH)(zH)expexp22

22zZ

（49）

②连续泄漏扩散模型

y2(zH)2(zH)22Q'

C(x,y,z,t,He)exp2expexp （50） 2222Vyz22zZy

式中，C为气云中危险物质浓度（kg／m3）,He为泄漏源有效高度（m），Q为

源瞬间泄漏量（kg），Q’为源连续泄漏速率（kg／s），V为风速（m／s），t为泄漏后的时间（s），x、y和z分别为x、y和ｚ方向的扩散系数（ｍ）。

对于连续泄漏，平均时间取10min。其中σx，σy，σz与地面的有效粗糙度有关。地面有效粗糙度长度如下表所示。

表3 地面有效粗糙度长度表

有效粗糙度Z0≤0.1m地区的扩散参数按下表选取。

表4 Z0≤0.1m地区的扩散参数

有效粗糙度Z0≥0.1m的粗糙地形扩散系数为：

yy0fy zz0fz

fy(Z0)1a0Z0

fz(x,Z0)(b0c0lnx)(d0e0lnx)1Z0f0g0

式中，σy0、σ

lnx

按表4中的数值取值。其他系数按表5取值。

表5 不同大气稳定度下的系数值

HVsd[1.50.268Pa(TsTa)Tsd]/V （51）

或

1

H2.4Vsd/V （52）

计算出泄漏源抬升高度以后，将泄漏源抬升高度与泄漏源实际高度相加就得到了泄漏源有效高度。

（3）重气云扩散模型

①盒子模型

盒子模型使用如下假设：

图2 重气云团盒子模型

坍塌圆柱体的径向蔓延速度由下式确定：

1/2

Vfdr/dtg(a)/ah （53）



式中，Vf为圆柱体的径向蔓延速度(m/s)，r为圆柱体半径(m)，h为圆柱体高度(m)，t为泄漏后时间(s)。

等式两边同时乘以2r，上式变成下面的形式：

//2



dr2/dt2g(a)/ahr2

1/2



1/2

（54）

由于假设重气云团和环境之间没有热量交换，重气云团的浮力将守恒，即：

g(a)/aVg(a)/aVO （55）

将上式代入式(53)，积分后得到：



r2ro22g(oa)/aVO/t （56）

1/2

式中，ro为重气云团的初始半径(m)，V0为重气云团的初始体积(m3)，O为重气云团的初始密度(kg/m3)。

由于假设重气云团是圆柱体，初始高度等于初始半径的一半，因此重气云团初始半径的计算公式为：

ro(2VO/)1/3 （57）

随着空气的不断进入，云团的高度和体积也将不断变化。云团体积随时间的变化速率由下式确定：

dV/dt(R2)VT(2Rh)VE （58）

式中，重气云团体积VR2h，VT和VP分别为空气从顶部和边缘进入重气云团的速率(m/s)。

由于重气云团内部危险气体质量守恒，因此，在重气云团扩散过程中，下式存立：

C/COVO/V(horo2)/(hr2) （59）

1/3无量纲量V/VO与x/VO之间存在如下函数关系：

VVo(x/Vo1/3)1.5,xVo1/3 （60）

式中，x为下风向距离(m)。它与时间、风速之间的关系为：

xVt （61）

将上式代入式(52)，得到：

CCo(x/Vo1/3)1.5,xVo1/3 （62）

将圆柱形重气云团的体积Vr2h代入式(60)，可推导出

hVo(x/Vo1/3)1.5/(r2),xVo1/3 （63）

随着空气的不断进入，重气云团的密度将不断减小，重气坍塌引起的扩散将逐步让位于环境湍流引起的扩散。

目前，判断重气坍塌过程终止的准则主要有： I、ε准则

定义(pa)/a。ε准则认为，如果ε小于或等于某个临界值(在0.001～0.01之间)，重气坍塌引起的扩散将让位于环境湍流引起的扩散。

下面推导转变发生的位置，令：

EgV(pa)/agV

（64）

将式（60）代入式（64），得到：

EgVo(x/Vo1/3)1.5 （65）

从上式求出x，得到：

xE2/3Vo1/3(g)2/3 （66）

由于不考虑云团与环境之间的热交换，云团浮力守恒，故E=E0。代入上式得到转变点对应的下风向距离为：

2/31/3

xfEoVo(gcr)2/3 （67）

II、 Ri准则

由于云团内部浮力守恒，因此

EoEgV(a)/a （68）

对上式进行恒等变换，得到：

(a)/aEo/(gV) （69）

将式（69）代入Richardson数的定义式，得到：

RiEo/(xVo1/3V*2) （70）

从上式求出转变点下风向距离x，得到：

xfEo/(RicrVo1/3V*2) （71）

III、Vf准则

定义重气云团径向蔓延速度Vf＝dr/dt。Vf准则认为，如果Vf小于或等于某个临界值，重气坍塌引起的扩散将让位于环境湍流引起的扩散。

②平板模型

平板模型使用了如下假设：

I、重气云羽横截面为矩形，横风向半宽为b(m)，垂直方向高度为h(m)。在泄漏源点，云羽半宽为高度的两倍，即：bo＝2hO。

II、重气云羽横截面内，浓度、温度、密度等参数均匀分布。 III、重气云羽的轴向蔓延速度等于风速。

在重气云羽的扩散过程中，横截面半宽的变化由下式确定：

Vdb/dx(gh(a)/a)1/2 （72）

由于假设重气云羽与环境之间无热量交换，重气云羽的浮力通量在扩散过程中守恒，即：

2gVbh(a)/a2gVboho(oa)/a （73）

将式（73）代入式（72），积分后得到：

bbo{11.5[gho(oa)/a]1/2x(Vbo)1}2/3 （74）

由于重气云羽初始半宽等于初始高度的两倍，重气云羽的初始体积通量为：

Vo'2bohoVboV （75）

从上式可以求出重气云羽的初始半宽：

bo2ho(Vo'/V)1/2 （76）

随着空气的进入，不仅重气云羽的横风向水平尺寸要增大，重气云羽的高度也要增加。重气云羽高度的变化与下风向距离间的关系由下式确定：

dh(we/v)dx （77）

式中，We为空气卷吸系数，且假设空气卷吸系数由下式确定：

We3.5V*'/(11.67Ri) （78）

式中，Ri为当地 Richardson数。

上式表明，随着 Richardson数的增加，空气卷吸系数减小。 Richardson

数的定义为：

Ri[g((pa)/a]h/V*'2 （79）

式中，V*'是垂直方向的特征湍流速度(m/s)，由下式确定：

V*'1.3(V*/V)[(4/9)(db/dt)2V2]1/2 （80）

式中，V*是摩擦速度。

由于xVt，因此，db/dtVdb/dx，结合式（74），得到：

db/dt(2/3)(Vebo){1.5[gho(oa)/a]1/2(Vebo)1}{11.5[gho(oa)/a]

1/2

x(Vebo)}

11/3

（81）

求解由式（78）～式（81）组成的联立方程组，可以求得任意下风向距离重气云羽的高度。

由于重气云羽横截面上危险物质通量守恒，因此

2bhVC2bohoVCo （82）

上式两边同时除以2bhV，得到重气云羽中危险物质浓度的计算公式：

CbohoCo/(bh) （83）

虚源计算时假设转变点的下风向扩散系数x、横风向扩散系数y和垂直方向扩散系数z分别由下面三个公式计算：

xy （瞬间泄漏才需要）（84）

yb/21/2 （85） zh/21/2 （86）

因此，如果知道扩散系数与下风向距离的关系，就可以计算出虚源与转变点之间的距离。

例如，如果y0.1x，那么，虚源与转变点之间的距离xv10b/21/2。

A.2 库区重大事故后果分析

A.2.1 库区的主要事故类型

根据储存场所的不同以及储存危险品特性的不同，库区主要的事故后果类型如下：

（2）易燃、易爆的气体（包括液化气体）如液化石油气钢瓶等在仓库中存储时，发生泄漏并在扩散过程中遇到点火源，则很容易发生蒸气云爆炸事故。

（3）有毒气体（包括液化气体）如液氯、液氨钢瓶在仓库中存储时，发生泄漏并扩散很容易引起中毒事故。

（4）易燃液体如苯、甲醇等瓶装、桶装的化工原料在仓库中存储时，泄漏后很容易引发室内池火灾。

（5）易燃固体、自燃物品、遇湿易燃物品等瓶装、桶装、袋装的物品在仓库中存储时，容易发生室内固体火灾事故。

（6）易燃液体的桶装的化工原料在堆场中存储时，泄漏后很容易引发大面积的池火灾。

（7）易燃固体物品在堆场中存储时，容易发生固体火灾事故。 A.2.2 库区的主要事故后果模型 A.2.2.1凝聚相含能材料爆炸

凝聚相含能材料爆炸能产生多种破坏效应，如热辐射、一次破片作用、有毒

气体产物的致命效应，但破坏力最强，破坏区域最大的是冲击波的破坏效应，因此，爆炸模型主要考虑冲击波的伤害作用。

凝聚相含能材料的爆炸冲击波超压Δp可按下式计算：

10.1567Z3(p5)

（87） ps321

0.137Z0.119Z0.269Z0.019(1p10)

psp/p0 （88）

EzR/() （89）

E1.8WQC （90）

见A.1.3节蒸气云爆炸事故后果模型。 A.2.2.3毒物的泄漏扩散

见A.1.3节中毒事故后果模型。 A.2.2.4池火灾

见A.1.3节池火灾事故后果模型。 A.2.2.5固体火灾

固体火灾的热辐射参数按点源模型估计。此模型认为火焰射出的能量为燃烧的一部分，并且辐射强度与目标至火源中心距离的平方成反比。

q(r)

fMCHC

（91） 4r2

式中，q(r)为目标接收到的辐射强度（W/m），f为辐射系数，可取f=0.25，MC为燃烧速率（kg/s），HC为燃烧热（J/kg），r为目标至火源中心的水平距离（m）。

A.3 生产场所重大事故后果分析

A.3.1 生产场所主要事故类型

生产场所的事故类型非常复杂，因反应介质、工艺设备与机器、操作条件的

不同而不同，常见的危害较大的主要包括以下几类：

（1）爆炸 ①物理爆炸

②化学爆炸

③蒸气云爆炸

（2）燃烧

含有易燃易爆液化气体的容器在外部火焰的烘烤下可能沸腾液体扩展为蒸气爆炸，产生巨大的火球。

（3）中毒

主要化工设备和机器的事故类型及损坏尺寸见下表。

表 6主要化工设备和机器的事故类型及损坏尺寸

A.3.2生产场所主要事故后果模型 A.3.2.1物理爆炸

爆炸发生的介质的化学性质不发生变化，发生变化的仅是介质的状态参数。

物理爆炸如压力容器破裂时，气体膨胀所释放的能量（即爆破能量）不仅与气体压力和容器的体积有关，而且与介质在容器内的物性相态有关。

当压力容器中介质为压缩气体，即以气态形式存在而发生物理爆炸时，其释放的爆破能量为：

k1

0.pV)]103 （92） Eg[1(k1p

式中，Eg为气体的爆破能量（kJ）， p为容器内气体的绝对压力（MPa），V为容器的容积（m3），k为气体的绝热指数，即气体的定压比热与定容比热之比。

当介质全部为液体时，鉴于通常用液体加压时所做的功作为常温液体压力容器爆炸时释放的能量，爆破能量计算模型如下：

(p1)2VtEl （93）

式中，El为常温液体压力容器爆炸时释放的能量（kJ），p为液体的绝对压力（Pa），V为容器的体积（m），t为液体在压力p和温度T下的压缩系数（Pa

－1

）。

而液化气体一般在容器内以气液两态存在。当容器破裂发生爆炸时，除了气

过热状态下液体在容器破裂时释放出爆破能量可按下式计算：

E[(H1H2)(S1S2)T1]W （94）

压力容器爆破时，爆破能量向外释放以冲击波能量、碎片能量和容器残余变

形能量三种形式表现出来。根据介绍，后二者所消耗的能量只占总爆破能量的3％～15%，也就是说大部分能量产生空气冲击波。 A.3.2.2化学爆炸

见A.1.3节池火灾事故后果模型。 A.3.2.4沸腾液体扩展蒸气云爆炸

见A.1.3节沸腾液体扩展蒸气云爆炸事故后果模型。 A.3.2.5蒸气云爆炸

见A.1.3节蒸气云爆炸事故后果模型。 A.3.2.6喷射火

见A.1.3节喷射火事故后果模型。 A.3.2.7闪火模型

在闪火模型中，假定闪火是一个火焰以恒定速度传播的过程。闪火模型的几何关系如图3所示。

图3 闪火模型

①火焰高度

火焰可视高度可用近似的半经验公式计算：

H20d[(s2/gd)(0/a)2(wr2/(1w)3)]1/3 （95）

式中，H为火焰可视高度(m)，d为云团厚度(m)，s为燃烧速度(m/s)，g为重力加速度(m/s2)，ρa为空气密度(kg/m3)，ρ0为燃—气混合物的密度(kg/m3)，

燃烧速度 s=2.3 Uww。

如果知道蒸气云团的组成和火焰的几何形状，就可以计算闪火产生的热辐射影响。

②火焰宽度

火焰宽度W随时间变化关系：

W2[R2(RSt)2]1/2 （96）

③热辐射能

平面物体单位面积上接收的辐射能由下式计算：

qEFa （97）

式中， E为辐射能(KW/m2)，F为几何视角系数，τ

为大气传输率。

在保守计算场合，若是干燥晴朗的天气一般可取τa=1，已知湿度时可用

alog(14.1RH0.108X0.13) （98）

式中，RH为相对湿度，X为到目标物的距离(m)。 ④几何视角因子

假设辐射面和接受面是两个互相平行的平面，则F可用Fmax表示，计算关系如下：

Fmax=(Fh2+FV2)0.5 （99） Fh=[tan-1(1/Xr)-AXrtan-1(A)] /π Fv=[HrAtan-1(A)+(B/Hr)tan-1(B)] /π A=1/(Hr2+Xr2)0.5

B=Hr/(1+Xr2)0.5 Hr=H/b Xr=X/b b=1/2W

当Xr和Hr给定时，可以根据以上公式计算出最大视角系数F，也可以查表7或图4得到F值。

图4 最大视角系数

表7 最大视角系数Fmax的值

A.3.2.8中毒事故

见A.1.3节中毒事故后果模型。

A.4 死亡概率的计算方法

A.4.1火灾死亡概率计算方法

首先通过火灾的事故后果模型得出计算位置处的热辐射通量数值，然后通过火灾热辐射概率方程确定死亡概率。

火灾的事故后果主要包括：池火灾、喷射火、闪火、非腾液体扩展蒸气云爆火球（Bleve）、固体火灾。

 池火灾事故后果模型见A.1.3节。  喷射火事故后果模型见A.1.3节。  闪火模型见A.3.3节。

 沸腾液体扩展蒸气云爆炸事故后果模型见A.1.3节。  固体火灾模型见A.2.3节。

热辐射伤害的概率方程通常使用彼德森（Pietersen）1990年提出的概率方程。

皮肤裸露时的死亡几率为：

Pr36.382.56ln(tq4/3)二度烧伤几率：一度烧伤几率：

（100）

Pr43.143.0188ln(tq4/3)Pr39.833.0186ln(tq4/3)

（101）

（102）

式中，q为人体接收到的热通量（W/m2），t为人体暴露于热辐射的时间（s），Pr为人员伤害几率。

同裸露人体的情况相比，由于服装的防护作用，人体实际接收的热辐射强度有所减少，人体实际接收的热辐射强度qc（W/m2）为：

qcq （103）

式中，β为有服装保护时人体的热接收率，这里取β=0.4。

A.4. 2 爆炸死亡概率计算方法

首先通过爆炸的事故后果模型得出计算位置处的冲击波超压数值，然后通过冲击波超压概率方程确定死亡概率。

冲击波超压伤害概率方程通常使用Purdy等人的经典概率方程。

Y2.471.43logp （104）

A.4. 3 毒物泄漏中毒死亡概率计算方法

首先通过气体的扩散模型得出计算位置处的毒性气体浓度数值，然后通过毒物中毒概率方程确定死亡概率。

毒物泄漏扩散引发中毒主要包括：非重气扩散、重气扩散。  非重气云扩散模型见A.1.3节；  重气云扩散模型见A.1.3节。

概率值Y与接触毒物浓度及接触时间的关系如下：

YAB1nCnt

 （105）

式中，A、B、n为取决于毒物性质的常数；C为接触毒物的浓度，ppm；t为接触毒物的时间，min。

表8 一些毒性物质的常数

一般说来，接触毒物的时间不会超过30min。因为在这段时间里人员可以逃离现场或采取保护措施。

重大危险源分级标准(征求意见稿)

相关文章