李新宏，陳國明，朱紅衛(wèi)，康前前

中國石油大學(華東)海洋油氣裝備與安全技術研究中心，青島 266580

海底輸氣管道泄漏天然氣擴散風險研究

李新宏，陳國明*，朱紅衛(wèi)，康前前

中國石油大學(華東)海洋油氣裝備與安全技術研究中心，青島 266580

針對海底輸氣管道在服役過程中發(fā)生泄漏引發(fā)天然氣擴散問題，采用計算流體動力學CFD方法，建立海底輸氣管道泄漏天然氣擴散后果預測與評估模型。圍繞泄漏天然氣在海水中以及從海面溢出后在大氣中擴散兩種場景，預測天然氣在海水中的運移軌跡，評估天然氣上浮時間、溢出位置和溢出區(qū)域大小等關鍵風險參數。預測天然氣從海面溢出后在大氣中的擴散過程，評估天然氣在海面形成的危險區(qū)域范圍，并考慮海面天然氣爆燃場景，評估爆燃超壓、火災高溫和熱輻射等傷害參數的變化規(guī)律。研究表明：天然氣水下擴散能夠引起海面表層海水密度降低，在海面形成的涌流效應，可能對海面浮式結構物的穩(wěn)定性產生影響；天然氣海面擴散風險主要為可燃氣云被引燃之后可能發(fā)生爆燃事故；CFD模型能夠實現(xiàn)對海底輸氣管道泄漏天然氣擴散風險的有效預測和評估，可為海底輸氣管道泄漏風險管理與應急決策提供參考。

海底輸氣管道；泄漏；天然氣；擴散；風險評估；計算流體動力學

目前，我國已鋪設的海底油氣管道超過6 000 km，海底管道建設正處于蓬勃發(fā)展階段。然而，我國海底管道也面臨新舊管道交替，老齡海底管道數量逐漸增多等問題。此外，由于惡劣的海洋環(huán)境以及第三方破壞等因素，海底管道泄漏事件屢見不鮮[1]。海底輸氣管道泄漏天然氣擴散可能對海面漁船和海洋平臺等浮式結構物的穩(wěn)定性造成影響，甚至導致更為嚴重的火災和爆炸事故[2]。珠海橫琴終端和崖城13-1海底輸氣管道泄漏事故表明海底輸氣管道泄漏事故具有潛在的嚴重后果?？茖W認識海底輸氣管道泄漏天然氣擴散所引發(fā)的風險問題，對我國海底輸氣管道泄漏風險防控與事故應急具有重要意義。

挪威科技工業(yè)研究所(SINTEF)、挪威船級社(DNV)、挪威科技大學(NTNU)以及美國克拉克森大學(CU)等機構針對海洋淺層氣和氣田井噴引發(fā)的天然氣在水體中擴散問題，進行了Deepspill深水油氣擴散實驗[3]，建立了DeepBlow[4]和CDOG等[5-6]深水油氣擴散積分模型，開展了深水天然氣運移軌跡預測、相變結晶和溶解等方面的研究。實驗與仿真表明深水條件下海底的高壓和低溫環(huán)境會導致天然氣發(fā)生相變和快速溶解，最終無天然氣從海面溢出。國內針對海底天然氣擴散方面的研究報道較少，尚處于初步研究階段[2,7]。此外，針對海底輸氣管道泄漏天然氣擴散問題，國內外均未有考慮天然氣從水下到水面擴散的全過程，以及海面爆燃場景的系統(tǒng)研究報道。

現(xiàn)有研究[3,5-6]表明深水條件下天然氣在擴散過程中會發(fā)生相變結晶與溶解，無天然氣從海面溢出。因此，深水條件下的天然氣擴散問題，從風險和安全角度可研究的價值較小。結合我國海洋油氣田開發(fā)的實際情況，筆者針對典型淺海區(qū)海底輸氣管道泄漏引發(fā)天然氣擴散問題，開展天然氣在水下和水上的運移擴散過程以及后果影響研究，實現(xiàn)對淺海區(qū)海底輸氣管道泄漏天然氣擴散風險的系統(tǒng)認識和有效評估，為我國海底輸氣管道泄漏風險管理與防控提供參考。

1 天然氣擴散與爆燃數學模型

1.1 控制方程

海底輸氣管道泄漏天然氣在水下和海面的擴散過程均遵循質量守恒、動量守恒和能量守恒3個物理學定律，3個守恒方程可由統(tǒng)一的數學表達式給出[8]：

式中，ρ為密度；φ為通用變量；Γ是擴散系數；S為源項。

1.2 多相流模型

天然氣在海水中的擴散運動屬于多相流范疇，獨立的歐拉-歐拉方法無法撲捉到天然氣擴散射流向羽流的轉化過程，計算結果具有較大的不確定性[9]。Cloete等[10]研究表明與歐拉-拉格朗日耦合方法具有較好的預測效果。筆者采用流體體積模型VOF和離散相模型DPM耦合的方式，將海水作為連續(xù)相，將泄漏天然氣作為離散相，采用VOF模型對空氣與海水之間的自由界面進行追蹤，采用離散相DPM模型對天然氣氣泡粒子的運動過程進行追蹤求解，從而實現(xiàn)對水下天然氣擴散過程的預測。

VOF模型認為計算域內是相互貫穿的連續(xù)相，且各相之間相互獨立，以體積率來衡量不同相的分布情況[8]。DPM是一種基于歐拉-拉格朗日方法的數值模型，通過積分拉氏坐標系下的氣泡粒子作用力的微分方程來求解離散相氣泡粒子的運移軌跡，為每一個氣泡粒子施加一個平衡力，使得離散相氣泡粒子在擴散過程中，其運動慣性與所受其他外力達到平衡，氣泡粒子受力平衡方程如下[11]：

式中，u為流體相對速度，m/s；up為氣泡粒子速度，m/s；FD為拖曳力，N；μ為流體動力粘度，Pa·s；ρ為流體密度，kg/m3；ρp為氣泡粒子密度，kg/m3；dp為氣泡粒子直徑，m；Re為相對雷諾數；CD為拖曳力系數；g為重力加速度，m/s2；F為其他作用力，N；

1.3 爆燃模型

考慮天然氣從海面溢出以后，可能被點火源引燃從而發(fā)生爆燃事故。采用通用有限速率模型對爆燃過程中的化學反應進行模擬，預測爆燃過程中超壓、高溫和熱輻射等傷害參數。通用有限速率模型是基于組分質量分數的輸運方程解，利用預先定義的化學反應機制對化學反應進行模擬。反應速率以源項的形式出現(xiàn)在組分輸運方程中，采用渦耗散模型計算反應速率，并對湍流-化學反應之間的相互作用進行描述，爆燃過程中大部分天然氣都能快速燃燒，整體反應速率由湍流混合控制，反應r中物質i的產生速率Ri,r由下式給出[12]：

式中，YP為任何一種產物的組分質量；YR為某種產物的質量組分；A和B為經驗常數，分別取4和0.5。

2 天然氣擴散與爆燃數值模型

2.1 網格模型

海底輸氣管道泄漏天然氣的擴散包括海面以下水中的擴散和從海面溢出之后在大氣中的擴散兩個過程。天然氣擴散的全過程分別受海流和風的驅動，整個擴散過程如圖1所示。仿真過程中首先對天然氣在水下的運動過程進行研究，評估天然氣在海面的溢出位置、溢出速度以及溢出區(qū)域范圍。以此作為水上擴散模型的初值條件，研究天然氣在海面的擴散范圍，并考慮可能的點火場景，研究海面爆燃場景的發(fā)展過程和影響范圍。

綜合考慮仿真效果與計算效率，建立二維網格模型對海底輸氣管道泄漏天然氣擴散過程進行模擬。以100 m水深為例，分別建立水下和水上擴散網格模型，水深100 m，水面寬度150 m，海底泄漏口位置坐標為(55, 0)。天然氣水上擴散模型高150 m，寬300 m，下部泄漏口位置和大小需以天然氣水下擴散計算結果為依據。泄漏口附近流場梯度變化較快，采用尺寸函數對泄漏口附近的網格進行加密，整個模型采用適應性較好的三角形網格，采用上述方法建立的非結構體網格模型如圖2所示。

圖1 海底輸氣管道泄漏天然氣擴散示意圖Fig. 1 Schematic diagram of natural gas diffusion from submarine pipeline leakage

圖2 網格模型Fig. 2 Mesh model

2.2 邊界條件

天然氣水下擴散模型中，海流入口采用速度入口邊界，淺海區(qū)海流速度采用式(6)確定[13]。由于計算域足夠長，海流流場能夠充分發(fā)展，故海流出口采用自由出口邊界。泄漏口采用噴射源進行粒子釋放，粒子尺寸服從Rosin-Rammler分布，計算域上部設置為墻面允許粒子逃逸。天然氣水上擴散模型中，計算域頂部流體變量梯度為零，來風口采用速度入口邊界條件，風速梯度服從指數變化規(guī)律[14]，出風口選用自由出流邊界。

式中，vz為距海底高度z處的海流流速，m/s；vs為海面流速，m/s；H為水深，m。

海面天然氣爆燃模擬過程中，考慮到爆燃反應過程中氣體的可壓縮性，將海面出流面設置為壓力邊界條件，設置表壓為零，便于從計算域內推導流體密度和速度變量。天然氣和空氣混合燃燒為單步完全反應，采用弱點火方式，點火能量為100 mJ[12]。

2.3 計算方法

天然氣擴散全過程求解采用瞬態(tài)算法，空間方向上使用有限體積法進行離散，擴散項和源項采用中心差分格式，對流項用二階迎風格式，時間方向上采用二階隱式積分。水下擴散求解過程中，采用隨機軌道模型計入氣泡粒子在湍流流場中擴散的附加拖曳力，壓力速度耦合采用PISO算法，并在多相流模型中開啟隱式體力公式，以提高重力場中模型求解的穩(wěn)定性。水上擴散過程中壓力速度耦合采用SIMPLE修正算法。

水下和水上擴散過程均分為兩步。首先計算穩(wěn)定海流流場和風場，然后引入泄漏源與穩(wěn)定海流流場或海面風場進行耦合求解。考慮可能的爆燃場景時，在海面天然氣擴散求解的基礎上，引入點火源進行可燃氣云燃燒求解，并采用Fluent軟件中的P1模型計算爆燃火焰產生的熱輻射。

3 海底輸氣管道泄漏天然氣水下擴散分析與討論

3.1 天然氣水下擴散過程

目標海底輸氣管道的輸送壓力為5 MPa，天然氣的輸送溫度為40 ℃，管道外徑為15 in，取100 mm的泄漏孔徑，假定目標海底輸氣管道的泄漏速率為38 kg/s，海面流速為0.4 m/s。該工況條件下的海底輸氣管道泄漏天然氣的擴散過程如圖3所示。據圖可知，受管道內高壓的驅動作用，泄漏天然氣以噴射狀涌入海水中，并快速向上部空間發(fā)展。天然氣向海面擴散過程中，壓力逐漸降低。受海流的沖刷作用，天然氣羽流逐漸呈分散狀。t=68 s時，天然氣擴散至海面，在海面形成直徑約為37.2 m的氣體釋放區(qū)域，氣體釋放區(qū)域中心距離海底泄漏口的水平距離約為24.3 m。

圖3 天然氣在水下的擴散過程Fig. 3 Diffusion process of natural gas in seawater

為分析海底輸氣管道泄漏天然氣擴散空間范圍變化規(guī)律，本文定義了天然氣羽流擴散參數（如圖4所示），WP和HP分別為天然氣羽流擴散的水平寬度和垂直高度。圖5為海底輸氣管道泄漏天然氣擴散羽流空間范圍的變化過程。據圖5可知，受管道內初始高壓驅動和浮力的作用，泄漏發(fā)生時天然氣羽流主要向上部空間發(fā)展。此外，天然氣進入海水之后，由于環(huán)境壓力降低，天然氣體積迅速膨脹。受海流的沖刷作用，天然氣羽流頂部逐漸呈分散狀，天然氣羽流水平尺寸也逐漸增大。天然氣羽流空間參數的總體變化規(guī)律為：在垂直方向的發(fā)展速度大于水平方向，而且天然氣羽流垂直高度和水平寬度的差值(HP-WP)隨擴散時間逐漸增大，最大差值為48 m。

圖4 天然氣羽流空間參數定義Fig. 4 Spatial parameter defnition of natural gas plume

圖5 水下天然氣羽流空間范圍變化規(guī)律Fig. 5 Change rule of spatial parameter of natural gas plume

3.2 天然氣水下擴散后果分析

圖6為海底輸氣管道泄漏天然氣擴散至海面時計算域內垂向速度分布。天然氣在水下擴散引起海水速度改變，區(qū)域形狀同天然氣羽流形狀基本一致，速度整體分布特征為從羽流中心向羽流外部遞減。如圖中矢量所示，天然氣向上擴散過程中，引起兩側海水向下部運動，形成近似對稱結構的漩渦流動。距海底50 m以上的區(qū)域，海流速度增大，天然氣垂直上浮速度與海流水平速度耦合，在該區(qū)域形成強烈的漩渦流動，海水和天然氣運動速度增大至7～10 m/s左右。由于初始泄漏壓力驅動和海水浮力作用，天然氣擴散至海面時仍具有一定的速度，其大小與水深和管道壓力等因素有關。該速度能夠在海面形成噴射水柱和涌流效應，導致海面表層海水回流，引起海平面高度發(fā)生變化如圖7所示。

圖8為水下天然氣擴散過程中引起海水密度變化分布。天然氣向海面擴散過程中，沿擴散軌跡能夠引起海水密度改變。當前水深的環(huán)境壓力和溫度條件下，天然氣在擴散過程中的損耗較小，海水密度改變的主要原因是天然氣與海水混合引起局部區(qū)域海水平均密度下降。羽流底部天然氣分布較為集中，引起海水密度下降較為明顯，羽流頂部天然氣較為分散，海水密度改變量較小，具體下降量與管道泄漏速率以及水深有關。表層海水密度改變對海面浮式結構物的穩(wěn)定性至關重要。

當前水深和泄漏速率條件下，近海面部分區(qū)域的海水密度降低至900 kg/m3左右。假設船舶或平臺的吃水深度為h，當海水密度下降至900 kg/m3時，其吃水深度將會增大至1.14 h。當氣體泄漏量更大時，海面海水密度會將至更低的水平，船舶或平臺的吃水深度會增至更大。海面表層海水密度降低與海面涌流效應耦合，能夠對海面船舶或平臺的穩(wěn)定性產生嚴重影響，造成其發(fā)生傾斜或傾覆。

圖6 天然氣水下擴散速度分布Fig. 6 Velocity distribution of natural gas diffusion in seawater

圖7 海面涌流效應Fig.7 Fountain or “boil” zone in sea surface

圖8 天然氣擴散引起海水密度變化分布Fig. 8 Density change distribution of seawater caused by natural gas diffusion

4 海底輸氣管道泄漏天然氣海面擴散分析與討論

4.1 天然氣海面擴散過程

取海面風速1.5 m/s，以天然氣水下擴散結果作為輸入參數進行海面擴散分析。采取保守評估的思想，不計天然氣水下擴散過程中的損耗，假設溢出區(qū)域內所有氣體均垂直從海面釋放進入大氣進行擴散。天然氣的主要組分為甲烷，約占95％，其他組分占5％。甲烷的爆燃極限為5％～15％，將甲烷5％濃度等值面定義為天然氣的擴散范圍，當前工況下由于海面風場的作用，天然氣從海面溢出之后立即被空氣稀釋，甲烷15％濃度等值面始終在氣體釋放區(qū)域正上偏下風向3～5 m的范圍內，相比整個氣體擴散范圍，其分布區(qū)域較小。因此，可將甲烷濃度5％等值面的覆蓋區(qū)域作為危險區(qū)域。

圖9為天然氣從海面溢出后在大氣中的擴散過程與危險區(qū)域分布。泄漏初始階段，天然氣主要向海面上部擴散，并在海面風場作用下往下風向擴散。隨著泄漏的持續(xù)，海面上的可燃氣云體積逐漸增大。t=60 s左右，可燃氣體垂向擴散距離達到最大，約為53.5 m。距離海面越遠風速越大，天然氣向上擴散的動能逐漸耗盡，在風場作用下主要向下風向擴散，氣云垂向高度逐漸降低。t=150 s以后，海面天然氣擴散狀態(tài)趨于穩(wěn)定，可燃氣云高度逐漸降低，在近海面0～24 m的高度范圍內往下風向擴散。t=250 s以后，天然氣擴散基本達到動態(tài)穩(wěn)定狀態(tài)，天然氣云高度大約為20 m，沿下方向形成的擴散長度大約為206 m。淺海區(qū)域導管架平臺上層甲板距海面的高度大約為10～20 m，船舶等其他海洋結構物距離海面的高度更小。因此，可燃氣云可能會覆蓋海面氣體釋放區(qū)域下風向的海洋平臺或者船舶。

圖9 海面天然氣擴散過程與危險區(qū)域分布Fig. 9 Diffusion process of natural gas above sea surface and corresponding dangerous area

圖10為天然氣在海面擴散的垂向速度分布。天然氣在海面擴散初期，其速度分布與天然氣在水下擴散時形成的速度場(圖6)較為相似。擴散初期天然氣向海面上部空間擴散，引起氣云兩側空氣回流，形成漩渦流動，加上海面風場的影響，氣云運動速度加快。隨著擴散持續(xù)進行，氣云空間體積充分發(fā)展，向上部擴散的趨勢減弱，垂向高度逐漸降低，垂向擴散速度也逐漸減小。當海面擴散達到穩(wěn)態(tài)以后，天然氣在海面風場作用下主要向下風向擴散，其在垂直方向的速度基本為零(圖10，t=300 s)。

4.2 天然氣海面擴散爆燃場景分析

天然氣從海面溢出并在大氣中擴散時，海面船舶運動或海洋平臺作業(yè)可能將其引燃發(fā)生爆燃事故，對海面船舶、海洋平臺及作業(yè)人員造成嚴重傷害。假設天然氣在海面擴散5 min時，距離氣體溢出區(qū)域下風向約97 m處出現(xiàn)點火源，擴散氣體可被引燃而發(fā)生爆燃事故。圖11為海面可燃氣體爆炸之后，點火源處的超壓變化過程。由于海面為完全開敞空間，且海面氣體溢出區(qū)域面積較大，氣體溢出之后被稀釋，濃度相對偏小，所以可燃氣云爆炸之后產生的超壓值較小，最大超壓約為800 Pa。由超壓傷害準則[15]可知，該超壓不會對人員和設備造成傷害。因此，當前工況下可忽略海面天然氣的爆炸超壓影響，將爆燃火災作為主要的風險進行研究，探討其發(fā)展過程和傷害效應。

可燃氣云爆炸歷時極為短暫，爆炸之后可燃氣體進入燃燒階段，圖12為海面爆燃火焰的發(fā)展過程。爆燃初期，海面可燃氣云幾乎全部進入燃燒狀態(tài)，燃燒區(qū)域內的溫度急劇上升。隨著燃燒反應的持續(xù)，海面下風向天然氣充分燃燒，火焰高度逐漸升高，高溫影響區(qū)域逐漸增大。由于擴散階段海面形成的可燃氣云體積較大，當其全部參與反應時，爆燃火焰規(guī)模達到最大。t=15 s左右時，爆燃火焰發(fā)展至全盛階段，此時火焰高度達120 m左右，火焰最高溫度達到2 000 K。海面火焰達到全盛以后開始向上部空間蔓延，火焰范圍進一步增大。隨著燃燒的持續(xù)，海面可燃氣云逐漸被消耗，參與反應的可燃氣體量逐漸減小，爆燃火焰進入衰減階段，影響范圍逐漸減小，外層火焰溫度逐漸降低。t=150 s以后，爆燃火焰發(fā)展基本達到穩(wěn)定，并轉化為穩(wěn)定的池火燃燒，火焰從氣體釋放區(qū)域向上部空間發(fā)展，并向下風向偏移。

圖10 海面天然氣擴散速度分布Fig. 10 Velocity distribution of natural gas diffusion above sea surface

圖11 海面天然氣擴散爆炸超壓變化過程Fig. 11 Change process of overpressure caused by natural gas explosion

根據高溫傷害準則[12]，根據人體臨界傷害溫度391 K、人體嚴重傷害溫度453 K、鋼結構部分失效臨界溫度673 K和鋼結構全部失效溫度873 K等4種溫度界限，分別建立爆燃火焰全盛階段和穩(wěn)定階段的臨界溫度等值面，如圖13所示?；鹧嫒㈦A段，氣體溢出區(qū)域下風向基本都會受到火焰高溫的影響，可能導致海面船舶或平臺結構完全失效，造成人員嚴重傷亡?；鹧娣€(wěn)定階段，臨界高溫區(qū)域主要分布在氣體溢出區(qū)域上部偏下風向位置。

圖14為點火源垂直方向爆燃火焰溫度和熱輻射強度的變化規(guī)律。與火焰擴散趨勢對應，點火源附近區(qū)域溫度迅速增大，隨火焰擴散該區(qū)域溫度呈現(xiàn)波動變化，40 s以后逐漸穩(wěn)定下降。由于火焰達到穩(wěn)態(tài)時，形成的高溫區(qū)域主要分布在氣體溢出區(qū)上方，點火源附近區(qū)域基本不受影響。穩(wěn)定下降階段3個監(jiān)測位置的溫度下降至人體臨界傷害溫度391 K的時間分別為42、56和64 s。熱輻射也是火災的重要傷害參數，當其超過一定值時能夠對設備和結構產生嚴重破壞，并造成人員傷亡。點火源附近區(qū)域的熱輻射強度呈現(xiàn)出迅速增大而后急速減小的變化趨勢，30 s以后基本達到穩(wěn)定狀態(tài)。穩(wěn)定之后3個監(jiān)測位置的熱輻射強度均在8～10 kw/m2之間。根據熱輻射破壞準則[15]，9.5 kw/m2熱輻射強度能夠導致人員二級燒傷，因此，點火源附近區(qū)域始終在熱輻射的影響范圍內。

圖12 海面爆燃火焰發(fā)展過程Fig. 12 Development process of defagration fame above sea surface

圖13 臨界損傷溫度區(qū)域分布Fig. 13 Area distribution of critical damage temperature

圖14 點火區(qū)域垂直方向火焰溫度和熱輻射強度變化Fig. 14 Change process of high temperature and heat radiation intensity in vertical direction of ignition source

5 結論

(1) 淺海區(qū)海底輸氣管道泄漏天然氣的擴散過程包括水下擴散和海面擴散2個階段。天然氣水下擴散引發(fā)的風險主要為在擴散過程中可能對海面浮式結構物的穩(wěn)定性產生影響。天然氣從海面溢出在大氣中擴散的風險應主要考慮在海面下風向形成可燃氣云，遭遇潛在點火源會發(fā)生爆燃事故。

(2) 泄漏天然氣能夠在較短的時間內擴散至海面，形成不規(guī)則倒錐形羽流結構，并在海面形成一定規(guī)模的溢出區(qū)域。天然氣水下擴散能夠引起海面表層海水密度降低，并在海面形成涌流效應，對海面浮式結構物的穩(wěn)定性產生影響。

(3) 天然氣在海面擴散達到穩(wěn)態(tài)之后主要向下風向繼續(xù)發(fā)展，15％濃度等值面始終分布在海面氣體溢出區(qū)域附近3～5 m范圍內，而5％濃度等值面分布區(qū)域較大，最終形成高度約20 m，長度約206 m的可燃氣云團，可能對下風向船舶或平臺形成完全覆蓋。

(4) 實例工況下，天然氣在海面發(fā)生爆燃的超壓值較小，其對人員和設備的傷害效應以爆燃火災產生的高溫和熱輻射為主。爆燃火焰發(fā)展和全盛階段能夠覆蓋點火源所在區(qū)域，穩(wěn)定之后主要火焰主要分布在海面氣體溢出區(qū)域上部偏下風向；而熱輻射的傷害效應始終能夠影響到點火源附近區(qū)域。

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Research into the risk of natural gas spread from submarine natural gas pipeline leakage

LI Xinhong, CHEN Guoming, ZHU Hongwei, KANG Qianqian
Centre for Offshore Engineering and Safety Technology, China Uniνersity of Petroleum, Qingdao 266580, China

In terms of the risk from submarine natural gas pipeline leakage, a computational fuid dynamics (CFD) model is developed to predict and assess the consequence of natural gas escape. In the present study, both of the scenarios that natural gas escapes into sea water and above the sea surface are included. The escape trajectory of natural gas in seawater is predicted,and the critical risk parameters like rise time, spill position and spill region etc. are assessed using the developed CFD model. Based on the assessment results of natural gas movement in seawater, the transport process and corresponding danger areas of natural gas above the sea surface are also determined. In addition, considering the likelihood of ignition, the defagration scenario of natural gas above sea surface is simulated and analyzed in the present study for assessing the overpressure, high temperature and heat radiation, etc. The study results indicate that natural gas escape in seawater could lead the density of surface water to decrease, and form a “boiled” zone or fountain, which would have an effect on the stability of foating structures on sea surface. A defagration accident may occur when the natural gas above sea surface is ignited by a ship or platform. The CFD model developed in this paper could be employed to predict and assess the risk of natural gas from submarine pipeline leakage effectively, and provide an educational reference for risk management and emergency decision-making for submarine natural gas pipeline leakage.

submarine natural gas pipelines; leakage; natural gas; risk assessment; CFD

2016-11-15

國家重點研發(fā)計劃課題 “臨海油氣管道及陸上終端風險評估及防控技術”(2016YFC0802305)資助

10.3969/j.issn.2096-1693.2016.03.034

(編輯 馬桂霞)

李新宏, 陳國明, 朱紅衛(wèi), 康前前. 海底輸氣管道泄漏天然氣擴散風險研究. 石油科學通報, 2016, 03: 390-400

LI Xinhong, CHEN Guoming, ZHU Hongwei, KANG Qianqian. Research into the risk of natural gas spread from submarine natural gas pipeline leakage. Petroleum Science Bulletin, 2016, 03: 390-400. doi: 10.3969/j.issn.2096-1693.2016.03.034

*通信作者, offshore@126.com