高壓氚氣泄漏事故模擬與應(yīng)急通風(fēng)優(yōu)化方法

蔡幸福， 李昌均,2， 薛冬林， 霍勇剛， 王浩偉

(1.火箭軍工程大學(xué) 核工程學(xué)院，陜西 西安 710025； 2.空軍工程大學(xué) 研究生院，陜西 西安 710051； 3.火箭軍裝備部裝備項(xiàng)目管理中心，陜西 西安 710051)

氚是氫的放射性同位素[1]，其化學(xué)性質(zhì)活潑，易發(fā)生氧化和置換反應(yīng)，滲透能力強(qiáng)，被廣泛應(yīng)用于軍事和民用領(lǐng)域，在氚氣的生產(chǎn)、貯存和使用過程中，由于自然災(zāi)害或人為失誤等原因，氚氣包容物可能因意外力的作用產(chǎn)生破損，導(dǎo)致氚泄漏事故發(fā)生，一旦發(fā)生氚泄漏事故，將給人員和環(huán)境帶來放射性危害[2]。因此，氚安全是人類有效利用氚的核心內(nèi)容，開展事故情況下的氚氣泄漏、擴(kuò)散行為及應(yīng)急處置方法研究，對(duì)核安全管理、核事故應(yīng)急處置具有重要現(xiàn)實(shí)意義和理論價(jià)值，是當(dāng)前氚安全研究的熱點(diǎn)問題[3]。

國內(nèi)外主要從試驗(yàn)和模擬2方面開展了氚泄漏行為和應(yīng)急處置研究。在試驗(yàn)研究方面，主要以美國洛斯阿拉莫斯國家實(shí)驗(yàn)室的氚系統(tǒng)測(cè)試組件(tritium system test assembly，TSTA)和日本原子能院的氚安全Caisson組件(caisson assembly for tritium safety，CATS)為主，TSTA項(xiàng)目始于1978年，試驗(yàn)裝置體積約為3 000 m3，旨在開發(fā)、設(shè)計(jì)和演示聚變反應(yīng)堆氚處理系統(tǒng)的技術(shù)和安全運(yùn)行狀況，開展了多次氚氣有意釋放試驗(yàn)，得到了不同組分、不同氚量、不同泄漏位置、不同通風(fēng)條件下的氚氣泄漏、擴(kuò)散及除氚效率數(shù)據(jù)，2003年退役[4-8]；CATS是美日合作項(xiàng)目，建造于1998年，試驗(yàn)裝置體積為12.07 m3，旨在開展大量的聚變反應(yīng)堆安全試驗(yàn)研究，如氚限制性能演示驗(yàn)證、動(dòng)態(tài)模擬代碼開發(fā)、早期氚行為數(shù)據(jù)積累以及新安全設(shè)備功能測(cè)試等[9-18]。在模擬研究方面，主要基于TSTA和CATS試驗(yàn)數(shù)據(jù)，開展了計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬研究，先后開發(fā)和使用的軟件程序包括：CFX-F3D[5]、FLOW-3D[6]、TBEHAVIOR、GASFLOW-II和Fluent[13]，驗(yàn)證的氚氣擴(kuò)散模型包括：RNG模型[14]、Launder-Sharma模型[15]、Launder-Spalding模型[16]、k-ε湍流模型[17]等，氚氣早期釋放行為均采用停留時(shí)間函數(shù)進(jìn)行描述[18]；國內(nèi)也針對(duì)中國聚變工程試驗(yàn)堆開展了氚泄漏數(shù)值模擬研究，LI Wei等[19]基于Fluent軟件的開展了氚緩慢泄漏與擴(kuò)散的數(shù)值模擬研究，獲取了開放空間、密閉空間2種不同場(chǎng)景的亞音速氚射流、速度剖面、氚擴(kuò)散距離以及沿射流軌跡的氚濃度；WEI Shiping等[20-21]研究了TEP氚處理管線雙端斷裂疊加手套箱破口的氚泄漏事故，評(píng)估了通風(fēng)、溫濕度、同位素交換率及壁面材料對(duì)除氚效率的影響；南華大學(xué)建立了氚提取系統(tǒng)手套箱和操作間的實(shí)際尺寸三維幾何模型，使用Fluent軟件模擬了逆流回?zé)崞骱蛿U(kuò)散器的氚泄漏和擴(kuò)散，分析了通風(fēng)對(duì)氚泄漏、擴(kuò)散和濃度分布的影響，并評(píng)估了操作間的輻射危險(xiǎn)[22-23]；哈爾濱工程大學(xué)設(shè)計(jì)開發(fā)了不確定性分析平臺(tái)CUSA，也可為氚泄漏與擴(kuò)散精確數(shù)值模擬提供有意義的借鑒[24]。

目前，絕大多數(shù)研究成果集中在聚變堆氚氣的緩慢泄漏與擴(kuò)散行為研究，對(duì)高壓容器氚泄漏的研究較少，解放軍火箭軍工程大學(xué)在該方面作出了初步研究成果[25-27]，仍需從應(yīng)急處置角度出發(fā)，給出特定場(chǎng)景下最佳通風(fēng)位置及所需的最短通風(fēng)時(shí)間。本文針對(duì)高壓貯氚容器氚泄漏問題，建立了基于AN-EOS的氚氣泄漏行為模型，編寫用戶定義函數(shù)(user defined function，UDF)接口代碼，實(shí)現(xiàn)與Fluent求解器耦合計(jì)算，并開展氚泄漏事故數(shù)值模擬和應(yīng)急通風(fēng)優(yōu)化研究，給出最佳通風(fēng)位置下的最短應(yīng)急通風(fēng)時(shí)間。

1 高壓氚氣泄漏行為模型

1.1 AN-EOS模型

描述高壓氣體泄漏的熱力學(xué)模型主要有2類：理想氣體模型和實(shí)際氣體狀態(tài)方程模型[28]，理想氣體模型假定氣體壓縮因子為1，實(shí)際氣體狀態(tài)方程是經(jīng)過大量實(shí)驗(yàn)對(duì)理想氣體狀態(tài)方程修正后的半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?。AN-EOS模型是在理想氣體模型基礎(chǔ)上，考慮了氣體分子體積的影響，對(duì)氣體壓縮因子修正后得到的氣體狀態(tài)方程。在高壓儲(chǔ)存條件下，氣體分子行為偏離理想氣體行為，AN-EOS模型比理想氣體模型更能準(zhǔn)確地描述氣體泄漏的物理特性[29]，因此，本文選用AN-EOS模型開展高壓氚氣泄漏的瞬態(tài)行為研究，AN-EOS模型形式為：

p(v-b)=RgT

(1)

式中：p為壓強(qiáng)；v為比體積；b為氣體分子比積體修正項(xiàng)，b=7.691×10-3m3/kg；Rg為氣體常數(shù)；T為溫度。

假定氣體的泄漏過程為等熵過程，由AN-EOS模型可得：

p(v-b)k=c

(2)

式中：k為比熱容比；c為常量。

定容積貯存容器高壓氣體泄漏過程主要分為2個(gè)階段：音速流動(dòng)階段和亞音速流動(dòng)階段。容器內(nèi)壓強(qiáng)與環(huán)境壓強(qiáng)之比大于臨界壓強(qiáng)比時(shí)，泄漏口處氣流速度達(dá)到當(dāng)?shù)芈曀?，此時(shí)為音速流動(dòng)階段，泄漏口處壓強(qiáng)p2=pi·vcr，泄漏口處的質(zhì)量流率為：

(3)

式中：Qm為泄漏口質(zhì)量流率；A為泄漏口面積；p2為泄漏口壓強(qiáng)；pi為容器內(nèi)壓強(qiáng)；vcr為臨界壓強(qiáng)比；v2為泄漏口處比體積。

容器內(nèi)壓強(qiáng)與環(huán)境壓強(qiáng)之比小于或等于臨界壓強(qiáng)比時(shí)，泄漏口氣流為亞音速流動(dòng)，泄漏口壓強(qiáng)減小到環(huán)境壓強(qiáng)，即p2=pamb，此后保持不變，此時(shí)，泄漏口處的質(zhì)量流率為：

(4)

式中：pamb為環(huán)境壓強(qiáng)；Q′m為亞音速階段泄漏口質(zhì)量流率；vi為容器內(nèi)比體積。

1.2 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證AN-EOS高壓氣體泄漏模型的準(zhǔn)確性，將該模型計(jì)算結(jié)果與真實(shí)氣體泄漏數(shù)據(jù)比對(duì)比分析，設(shè)定與文獻(xiàn)[30]相同的實(shí)驗(yàn)條件：泄漏氣體內(nèi)部壓強(qiáng)為34 MPa，氣體溫度300 K，泄漏孔面積為3.17×10-5m2，儲(chǔ)氣容器容積為2.73×10-2m3，環(huán)境壓強(qiáng)為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。將模型參數(shù)按照實(shí)驗(yàn)條件設(shè)置求解，比對(duì)模擬結(jié)果與參考數(shù)據(jù)的變化情況，如圖1所示。AN-EOS模型與真實(shí)氣體在泄漏口壓強(qiáng)和質(zhì)量流率的變化趨勢(shì)一致；表1給出了模擬結(jié)果與參考數(shù)據(jù)的誤差分析，泄漏口壓強(qiáng)最大相對(duì)誤差為13.0%，最小為6.5%，質(zhì)量流率最大相對(duì)誤差為14.7%，最小為10.0%，隨著氣體泄漏時(shí)間增大，整體誤差逐漸減小，說明本文提出的AN-EOS模型可用于開展高壓氚氣泄漏模擬研究。

圖1 氚泄漏行為模型驗(yàn)證Fig.1 Tritium leakage behavior model validation

2 基于Fluent的氚泄漏事故數(shù)值模擬

本文采用Fluent軟件開展氚泄漏數(shù)值模擬研究，主要包括幾何模型構(gòu)建、網(wǎng)格劃分與邊界條件設(shè)置、初始化及求解等步驟，針對(duì)高壓貯氚容器的泄漏過程，采用用戶定義函數(shù)UDF函數(shù)自定義邊界條件，實(shí)現(xiàn)UDF與Fluent求解器的耦合計(jì)算。

2.1 幾何模型構(gòu)建

對(duì)真實(shí)尺寸長(zhǎng)方體房間進(jìn)行幾何建模，如圖2所示。房間長(zhǎng)寬高分別為5、3和2.5 m，在正面墻體上方設(shè)置一個(gè)進(jìn)風(fēng)口，右側(cè)墻體上方設(shè)置一個(gè)排風(fēng)口，進(jìn)/排風(fēng)口尺寸均為0.5 m×0.5 m；高壓貯氚容器簡(jiǎn)化為一個(gè)立方體，邊長(zhǎng)為0.3 m，內(nèi)部壓強(qiáng)為34 MPa，放置在場(chǎng)景地面中心位置，泄漏孔簡(jiǎn)化為一個(gè)圓形孔口，直徑為10 mm，泄漏孔位于貯氚容器中心，坐標(biāo)為(1.5，2.5，0.3)，氚氣泄漏方向豎直朝向，泄漏過程中孔徑不變；在空間設(shè)置8個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)位T1～T8，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)坐標(biāo)如表2所示。

圖2 氚泄漏場(chǎng)景模型Fig.2 Tritium leakage scene model

2.2 網(wǎng)格劃分與邊界條件設(shè)置

在網(wǎng)格劃分中，對(duì)整個(gè)物理模型采用六面體非結(jié)構(gòu)化方法進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對(duì)泄漏口和通風(fēng)口區(qū)域進(jìn)行加密處理，對(duì)壁面添加邊界層，流體區(qū)域根據(jù)模型尺寸自動(dòng)設(shè)置網(wǎng)格大小，網(wǎng)格最小尺寸為4.24×10-11m3，最大尺寸為2.8×10-4m3，網(wǎng)格數(shù)量約130萬。劃分的網(wǎng)格如圖3所示，網(wǎng)格最小正交質(zhì)量為0.78，滿足質(zhì)量要求。采用質(zhì)量流率變量進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性分析，分別計(jì)算泄漏后0.05 s和1 s的質(zhì)量流率，前后誤差分別為7.2%和5.3%，滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求。

圖3 氚泄漏場(chǎng)景模型網(wǎng)格劃分Fig.3 Tritium leakage scene model divided grid

在模型設(shè)置中，選擇Realizablek-ε兩方程湍流模型，模型中湍動(dòng)能k的Prandtl數(shù)σk為1.0，散率ε的Prandtl數(shù)σε為1.2，經(jīng)驗(yàn)常數(shù)C2為1.9，選擇全浮力模型；在邊界條件設(shè)置中，將泄漏口設(shè)置為質(zhì)量入口，進(jìn)風(fēng)口設(shè)置為速度入口，排風(fēng)口設(shè)置為壓力出口，通過UDF函數(shù)定義入口質(zhì)量流率、泄漏口壓強(qiáng)和溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系。設(shè)置組分氣體為氚氣，氚氣摩爾質(zhì)量為6.034 kg/kmol，比熱容為7243 J/(kg·K)，熱傳導(dǎo)系數(shù)為0.138 1 W/(m·k)，粘性系數(shù)為1.259×10-5kg/(m·s)，擴(kuò)散系數(shù)為7.41×10-6m2/s，設(shè)置房間壁面材料為碳酸鈣，貯氚容器材料為鋼鐵，長(zhǎng)方體空間內(nèi)初始溫度為300 K，溫度為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

表1 氚泄漏行為模型誤差分析Table 1 Tritium leakage behavior model error analysis

表2 監(jiān)測(cè)點(diǎn)坐標(biāo)Table 2 Coordinates of monitoring points

2.3 氚氣泄漏瞬態(tài)行為

為描述氚氣泄漏瞬態(tài)行為，采用AN-EOS模型在Fluent求解器中進(jìn)行計(jì)算，得到氚氣質(zhì)量、速度、質(zhì)量流率及貯氚容器內(nèi)壓強(qiáng)隨時(shí)間的變化曲線，如圖4所示。初始時(shí)刻容器內(nèi)氚氣質(zhì)量約為1.37 kg，氚氣質(zhì)量隨時(shí)間非線性變化，當(dāng)t=2.3 s時(shí)，氚氣質(zhì)量為0.137 kg，貯氣容器泄漏量已達(dá)90%，當(dāng)t=4.7 s時(shí)，氚氣停止泄漏，容器內(nèi)仍殘存質(zhì)量約為0.036 kg的氚氣；初始時(shí)刻泄漏速度約為859.23 m/s，在音速流動(dòng)階段(0～3.6 s)，泄漏速度隨時(shí)間非線性變化，在亞音速流動(dòng)階段(3.6～4.7 s)，則隨時(shí)間近似線性變化，氚泄漏停止時(shí)，泄漏速度為0；質(zhì)量流率及貯氚容器內(nèi)壓強(qiáng)隨時(shí)間非線性變化，前2 s內(nèi)，壓強(qiáng)變化曲線斜率較大，壓強(qiáng)由34 MPa降低至1 MPa；在2～4.7 s，斜率較小，變化較慢，由1 MPa降低至環(huán)境壓強(qiáng)。圖4表明：高壓氚氣泄漏主要集中于泄漏初期約2 s時(shí)間內(nèi)，具有泄漏速度快、時(shí)間短的特點(diǎn)。

圖4 氚氣泄漏各物理參量隨時(shí)間的變化曲線Fig.4 Time varying curves of physical parameters of tritium gas leakage

2.4 氚氣濃度擴(kuò)散規(guī)律

為描述通風(fēng)環(huán)境下氚氣濃度在場(chǎng)景空間的擴(kuò)散規(guī)律，采用8個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)分別測(cè)量不同時(shí)刻不同位置的氚氣濃度，如圖5所示。

圖5 各監(jiān)測(cè)點(diǎn)氚氣濃度擴(kuò)散規(guī)律Fig.5 Tritium gas concentration diffusion law at each monitoring point

圖5(a)是場(chǎng)景四周1.5 m高處4個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)T2～T5的氚氣濃度隨時(shí)間的變化規(guī)律，發(fā)生泄漏時(shí)(0～4.7 s)，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)位氚氣濃度迅速增加；停止泄漏后(t>4.7 s)，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)氚濃度先增加后減小，由于T4監(jiān)測(cè)點(diǎn)位于進(jìn)風(fēng)口下方，在17.5 s時(shí)，濃度值驟然減小，且明顯低于其他各監(jiān)測(cè)點(diǎn)。圖5(a)是泄漏口正上方2個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)T1和T8的氚氣濃度隨時(shí)間的變化規(guī)律，發(fā)生泄漏時(shí)，2個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的濃度迅速增加，泄漏停止后，兩點(diǎn)濃度迅速減少，并最終與其他監(jiān)測(cè)點(diǎn)的濃度達(dá)到基本平衡。圖5(c)是通風(fēng)進(jìn)出口處氚氣濃度隨時(shí)間的變化規(guī)律，發(fā)生泄漏時(shí)，氚氣濃度出現(xiàn)波動(dòng)，停止泄漏后，排風(fēng)口處T7的氚氣濃度逐漸減小，而進(jìn)風(fēng)口處T6的氚氣濃度則呈斷崖式降低。圖5的氚氣濃度擴(kuò)散規(guī)律說明：1)短暫的氚泄漏停止后，通風(fēng)可以加劇了場(chǎng)景內(nèi)氚氣的流動(dòng)，起到較好的除氚效果；2)通風(fēng)口及其下方的區(qū)域氚濃度水平相對(duì)較低，易形成場(chǎng)景內(nèi)的相對(duì)安全區(qū)域，x=2 m處YZ平面的氚氣濃度分布云圖如圖6所示。

圖6 氚氣濃度分布情況Fig.6 Distribution of tritium concentration

3 應(yīng)急通風(fēng)優(yōu)化方法

通風(fēng)已被證實(shí)為氚泄漏事故下的有效應(yīng)急處置措施，特定場(chǎng)景下的最佳通風(fēng)位置及相應(yīng)的最少通風(fēng)時(shí)間是工程實(shí)踐中關(guān)心的重要問題。

3.1 最佳通風(fēng)位置

為得到實(shí)際尺寸場(chǎng)景空間的最佳通風(fēng)位置，區(qū)分頂部單進(jìn)單出、側(cè)壁雙進(jìn)雙出、前壁雙進(jìn)雙出3種情況，進(jìn)行了仿真計(jì)算，如圖7所示，各通風(fēng)口位置參數(shù)如表3所示，分別從流體速度流線、氚濃度分布和氚濃度降至本底水平的時(shí)間評(píng)估除氚效率，得到最佳通風(fēng)位置。為保證相同的通風(fēng)效率，單進(jìn)單出和多進(jìn)多出通風(fēng)口的進(jìn)/排風(fēng)口總面積相同，單進(jìn)單出進(jìn)/排風(fēng)口尺寸為500 mm×500 mm，雙進(jìn)雙出進(jìn)/排風(fēng)口尺寸為354 mm×354 mm，各種情況的排風(fēng)量均為1 m3/s。

圖7 3種不同通風(fēng)位置Fig.7 Three different ventilation positions

表3 通風(fēng)口位置坐標(biāo)Table 3 Coordinates of air inlet and outlet

圖8給出了3種不同通風(fēng)位置的除氚效果對(duì)比圖。圖8(a)為經(jīng)進(jìn)風(fēng)口至排風(fēng)口的50條速度流線，從分布來看，有限空間流體域內(nèi)形成了數(shù)量、規(guī)模不等的渦流，雙進(jìn)雙出比單進(jìn)單出形成的渦流較多，說明內(nèi)部氣體流動(dòng)更加劇烈，其中側(cè)壁雙進(jìn)雙出時(shí)渦流數(shù)量更多，尺寸更小，氣體流動(dòng)更劇烈，更易有效將氚氣排出；圖8(b)為氚氣泄漏400 s時(shí)各剖面的濃度分布，雙進(jìn)雙出比單進(jìn)單出場(chǎng)景下的濃度水平低5個(gè)數(shù)量級(jí)，除氚效率更好，側(cè)壁與前壁2種情況的差別不大；圖8(c)為氚氣濃度隨時(shí)間的變化關(guān)系，其中氚氣濃度進(jìn)行了對(duì)數(shù)處理，依據(jù)文獻(xiàn)[18]選取本底水平為3×105Bq/m3(1.2×10-12kg/m3)，可見頂部單進(jìn)單出通風(fēng)除氚時(shí)間為860 s，側(cè)壁雙進(jìn)雙出為830 s，前壁雙進(jìn)雙出為850 s。由此可見，當(dāng)高壓貯氚容器位于地面中間位置，泄漏孔位于容器上表面中心位置，泄漏方向豎直朝上時(shí)：1)在通風(fēng)量不變的情況下，增加通風(fēng)口數(shù)量，可以促進(jìn)空間內(nèi)氚氣流動(dòng)，提高除氚效率；2)長(zhǎng)方體場(chǎng)景空間中，最佳通風(fēng)位置為側(cè)壁雙進(jìn)雙出，即2個(gè)進(jìn)風(fēng)口置于前壁，兩個(gè)排風(fēng)口置于側(cè)壁。

圖8 3種通風(fēng)位置除氚效果對(duì)比圖Fig.8 Comparison of tritium removal effects at three ventilation positions

3.2 最少通風(fēng)時(shí)間

依據(jù)圖7(b)側(cè)壁雙進(jìn)雙出的最佳通風(fēng)位置，考慮實(shí)際通風(fēng)系統(tǒng)最小功率、平均功率和最大功率3種運(yùn)行工作模式，設(shè)置4、6、8 m/s共3種通風(fēng)速率，計(jì)算空間內(nèi)氚氣濃度隨時(shí)間的變化關(guān)系，得到不同速率下氚濃度降至本底所需的最少通風(fēng)時(shí)間。

圖9給出了3種不同通風(fēng)速率下的除氚效果對(duì)比圖。圖9(a)和(b)分別為泄漏后100和400 s時(shí)空間內(nèi)的氚氣濃度分布，通風(fēng)100 s時(shí)，8 m/s通風(fēng)速率下空間內(nèi)的氚氣濃度比6 m/s低3倍，比4 m/s約低1個(gè)數(shù)量級(jí)；通風(fēng)400 s時(shí)，8 m/s通風(fēng)速率下的氚氣濃度比6 m/s約低70倍，比4 m/s低5個(gè)數(shù)量級(jí)；圖9(c)為3種通風(fēng)速率下，氚氣濃度降至本底水平時(shí)的分布情況，其中8 m/s通風(fēng)速率下空間內(nèi)氚濃度降至本底所需的最少通風(fēng)時(shí)間為430 s，6 m/s通風(fēng)速率下為550 s，4 m/s通風(fēng)速率下為850 s。由此可見：1)通風(fēng)速率越大，空間內(nèi)渦流分布越多，氚濃度下降速度越快，通風(fēng)速率每增大1倍，氚濃度將呈數(shù)量級(jí)下降；2)給出了不同通風(fēng)速率下氚氣濃度降至本底水平所需的最少通風(fēng)時(shí)間，為真實(shí)場(chǎng)景氚泄漏事故應(yīng)急通風(fēng)處置提供了技術(shù)支持。

圖9 不同通風(fēng)速率下的除氚效果對(duì)比圖Fig.9 Comparison of tritium removal effects under different ventilation rates

4 結(jié)論

1)本文提出了基于Fluent的氚泄漏事故數(shù)值模擬方法，通過UDF函數(shù)定義邊界條件，實(shí)現(xiàn)了UDF與Fluent求解器的耦合計(jì)算，給出了氚氣瞬態(tài)泄漏行為和特定場(chǎng)景空間的擴(kuò)散規(guī)律，高壓氚氣泄漏過程主要集中在初期的2 s內(nèi)，通風(fēng)可以加劇氚氣的流動(dòng)，起到較好的除氚效果，并在通風(fēng)口及其下方區(qū)域形成相對(duì)安全區(qū)域。

2)本文提出了應(yīng)急通風(fēng)優(yōu)化方法，優(yōu)化得到長(zhǎng)方體空間的最佳通風(fēng)位置為側(cè)壁雙進(jìn)雙出，給出了不同通風(fēng)速率下氚氣濃度降至本底水平所需的最少通風(fēng)時(shí)間，為真實(shí)場(chǎng)景氚泄漏事故應(yīng)急通風(fēng)處置提供了技術(shù)支持。

本文在應(yīng)急通風(fēng)優(yōu)化方法方面的研究主要側(cè)重于數(shù)值模擬，相關(guān)基礎(chǔ)理論的研究是需要進(jìn)一步關(guān)注的重點(diǎn)問題。