李新宏，陳國(guó)明，朱紅衛(wèi)，康前前

中國(guó)石油大學(xué)(華東)海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心，青島 266580

海底輸氣管道泄漏天然氣擴(kuò)散風(fēng)險(xiǎn)研究

李新宏，陳國(guó)明*，朱紅衛(wèi)，康前前

中國(guó)石油大學(xué)(華東)海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心，青島 266580

針對(duì)海底輸氣管道在服役過(guò)程中發(fā)生泄漏引發(fā)天然氣擴(kuò)散問(wèn)題，采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)CFD方法，建立海底輸氣管道泄漏天然氣擴(kuò)散后果預(yù)測(cè)與評(píng)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(kuò)散兩種場(chǎng)景，預(yù)測(cè)天然氣在海水中的運(yùn)移軌跡，評(píng)估天然氣上浮時(shí)間、溢出位置和溢出區(qū)域大小等關(guān)鍵風(fēng)險(xiǎn)參數(shù)。預(yù)測(cè)天然氣從海面溢出后在大氣中的擴(kuò)散過(guò)程，評(píng)估天然氣在海面形成的危險(xiǎn)區(qū)域范圍，并考慮海面天然氣爆燃場(chǎng)景，評(píng)估爆燃超壓、火災(zāi)高溫和熱輻射等傷害參數(shù)的變化規(guī)律。研究表明：天然氣水下擴(kuò)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(yīng)，可能對(duì)海面浮式結(jié)構(gòu)物的穩(wěn)定性產(chǎn)生影響；天然氣海面擴(kuò)散風(fēng)險(xiǎn)主要為可燃?xì)庠票灰贾罂赡馨l(fā)生爆燃事故；CFD模型能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)海底輸氣管道泄漏天然氣擴(kuò)散風(fēng)險(xiǎn)的有效預(yù)測(cè)和評(píng)估，可為海底輸氣管道泄漏風(fēng)險(xiǎn)管理與應(yīng)急決策提供參考。

海底輸氣管道；泄漏；天然氣；擴(kuò)散；風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估；計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)

目前，我國(guó)已鋪設(shè)的海底油氣管道超過(guò)6 000 km，海底管道建設(shè)正處于蓬勃發(fā)展階段。然而，我國(guó)海底管道也面臨新舊管道交替，老齡海底管道數(shù)量逐漸增多等問(wèn)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(jiàn)不鮮[1]。海底輸氣管道泄漏天然氣擴(kuò)散可能對(duì)海面漁船和海洋平臺(tái)等浮式結(jié)構(gòu)物的穩(wěn)定性造成影響，甚至導(dǎo)致更為嚴(yán)重的火災(zāi)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(yán)重后果?？茖W(xué)認(rèn)識(shí)海底輸氣管道泄漏天然氣擴(kuò)散所引發(fā)的風(fēng)險(xiǎn)問(wèn)題，對(duì)我國(guó)海底輸氣管道泄漏風(fēng)險(xiǎn)防控與事故應(yīng)急具有重要意義。

挪威科技工業(yè)研究所(SINTEF)、挪威船級(jí)社(DNV)、挪威科技大學(xué)(NTNU)以及美國(guó)克拉克森大學(xué)(CU)等機(jī)構(gòu)針對(duì)海洋淺層氣和氣田井噴引發(fā)的天然氣在水體中擴(kuò)散問(wèn)題，進(jìn)行了Deepspill深水油氣擴(kuò)散實(shí)驗(yàn)[3]，建立了DeepBlow[4]和CDOG等[5-6]深水油氣擴(kuò)散積分模型，開(kāi)展了深水天然氣運(yùn)移軌跡預(yù)測(cè)、相變結(jié)晶和溶解等方面的研究。實(shí)驗(yàn)與仿真表明深水條件下海底的高壓和低溫環(huán)境會(huì)導(dǎo)致天然氣發(fā)生相變和快速溶解，最終無(wú)天然氣從海面溢出。國(guó)內(nèi)針對(duì)海底天然氣擴(kuò)散方面的研究報(bào)道較少，尚處于初步研究階段[2,7]。此外，針對(duì)海底輸氣管道泄漏天然氣擴(kuò)散問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外均未有考慮天然氣從水下到水面擴(kuò)散的全過(guò)程，以及海面爆燃場(chǎng)景的系統(tǒng)研究報(bào)道。

現(xiàn)有研究[3,5-6]表明深水條件下天然氣在擴(kuò)散過(guò)程中會(huì)發(fā)生相變結(jié)晶與溶解，無(wú)天然氣從海面溢出。因此，深水條件下的天然氣擴(kuò)散問(wèn)題，從風(fēng)險(xiǎn)和安全角度可研究的價(jià)值較小。結(jié)合我國(guó)海洋油氣田開(kāi)發(fā)的實(shí)際情況，筆者針對(duì)典型淺海區(qū)海底輸氣管道泄漏引發(fā)天然氣擴(kuò)散問(wèn)題，開(kāi)展天然氣在水下和水上的運(yùn)移擴(kuò)散過(guò)程以及后果影響研究，實(shí)現(xiàn)對(duì)淺海區(qū)海底輸氣管道泄漏天然氣擴(kuò)散風(fēng)險(xiǎn)的系統(tǒng)認(rèn)識(shí)和有效評(píng)估，為我國(guó)海底輸氣管道泄漏風(fēng)險(xiǎn)管理與防控提供參考。

1 天然氣擴(kuò)散與爆燃數(shù)學(xué)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(kuò)散過(guò)程均遵循質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒3個(gè)物理學(xué)定律，3個(gè)守恒方程可由統(tǒng)一的數(shù)學(xué)表達(dá)式給出[8]：

式中，ρ為密度；φ為通用變量；Γ是擴(kuò)散系數(shù)；S為源項(xiàng)。

1.2 多相流模型

天然氣在海水中的擴(kuò)散運(yùn)動(dòng)屬于多相流范疇，獨(dú)立的歐拉-歐拉方法無(wú)法撲捉到天然氣擴(kuò)散射流向羽流的轉(zhuǎn)化過(guò)程，計(jì)算結(jié)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(yù)測(cè)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(duì)空氣與海水之間的自由界面進(jìn)行追蹤，采用離散相DPM模型對(duì)天然氣氣泡粒子的運(yùn)動(dòng)過(guò)程進(jìn)行追蹤求解，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)水下天然氣擴(kuò)散過(guò)程的預(yù)測(cè)。

VOF模型認(rèn)為計(jì)算域內(nèi)是相互貫穿的連續(xù)相，且各相之間相互獨(dú)立，以體積率來(lái)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(shù)值模型，通過(guò)積分拉氏坐標(biāo)系下的氣泡粒子作用力的微分方程來(lái)求解離散相氣泡粒子的運(yùn)移軌跡，為每一個(gè)氣泡粒子施加一個(gè)平衡力，使得離散相氣泡粒子在擴(kuò)散過(guò)程中，其運(yùn)動(dòng)慣性與所受其他外力達(dá)到平衡，氣泡粒子受力平衡方程如下[11]：

式中，u為流體相對(duì)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(dòng)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(duì)雷諾數(shù)；CD為拖曳力系數(shù)；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(diǎn)火源引燃從而發(fā)生爆燃事故。采用通用有限速率模型對(duì)爆燃過(guò)程中的化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行模擬，預(yù)測(cè)爆燃過(guò)程中超壓、高溫和熱輻射等傷害參數(shù)。通用有限速率模型是基于組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)的輸運(yùn)方程解，利用預(yù)先定義的化學(xué)反應(yīng)機(jī)制對(duì)化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行模擬。反應(yīng)速率以源項(xiàng)的形式出現(xiàn)在組分輸運(yùn)方程中，采用渦耗散模型計(jì)算反應(yīng)速率，并對(duì)湍流-化學(xué)反應(yīng)之間的相互作用進(jìn)行描述，爆燃過(guò)程中大部分天然氣都能快速燃燒，整體反應(yīng)速率由湍流混合控制，反應(yīng)r中物質(zhì)i的產(chǎn)生速率Ri,r由下式給出[12]：

式中，YP為任何一種產(chǎn)物的組分質(zhì)量；YR為某種產(chǎn)物的質(zhì)量組分；A和B為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，分別取4和0.5。

2 天然氣擴(kuò)散與爆燃數(shù)值模型

2.1 網(wǎng)格模型

海底輸氣管道泄漏天然氣的擴(kuò)散包括海面以下水中的擴(kuò)散和從海面溢出之后在大氣中的擴(kuò)散兩個(gè)過(guò)程。天然氣擴(kuò)散的全過(guò)程分別受海流和風(fēng)的驅(qū)動(dòng)，整個(gè)擴(kuò)散過(guò)程如圖1所示。仿真過(guò)程中首先對(duì)天然氣在水下的運(yùn)動(dòng)過(guò)程進(jìn)行研究，評(píng)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(kuò)散模型的初值條件，研究天然氣在海面的擴(kuò)散范圍，并考慮可能的點(diǎn)火場(chǎng)景，研究海面爆燃場(chǎng)景的發(fā)展過(guò)程和影響范圍。

綜合考慮仿真效果與計(jì)算效率，建立二維網(wǎng)格模型對(duì)海底輸氣管道泄漏天然氣擴(kuò)散過(guò)程進(jìn)行模擬。以100 m水深為例，分別建立水下和水上擴(kuò)散網(wǎng)格模型，水深100 m，水面寬度150 m，海底泄漏口位置坐標(biāo)為(55, 0)。天然氣水上擴(kuò)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(kuò)散計(jì)算結(jié)果為依據(jù)。泄漏口附近流場(chǎng)梯度變化較快，采用尺寸函數(shù)對(duì)泄漏口附近的網(wǎng)格進(jìn)行加密，整個(gè)模型采用適應(yīng)性較好的三角形網(wǎng)格，采用上述方法建立的非結(jié)構(gòu)體網(wǎng)格模型如圖2所示。

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

圖2 網(wǎng)格模型Fig. 2 Mesh model

2.2 邊界條件

天然氣水下擴(kuò)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(jì)算域足夠長(zhǎng)，海流流場(chǎng)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(jìn)行粒子釋放，粒子尺寸服從Rosin-Rammler分布，計(jì)算域上部設(shè)置為墻面允許粒子逃逸。天然氣水上擴(kuò)散模型中，計(jì)算域頂部流體變量梯度為零，來(lái)風(fēng)口采用速度入口邊界條件，風(fēng)速梯度服從指數(shù)變化規(guī)律[14]，出風(fēng)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(guò)程中，考慮到爆燃反應(yīng)過(guò)程中氣體的可壓縮性，將海面出流面設(shè)置為壓力邊界條件，設(shè)置表壓為零，便于從計(jì)算域內(nèi)推導(dǎo)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(yīng)，采用弱點(diǎn)火方式，點(diǎn)火能量為100 mJ[12]。

2.3 計(jì)算方法

天然氣擴(kuò)散全過(guò)程求解采用瞬態(tài)算法，空間方向上使用有限體積法進(jìn)行離散，擴(kuò)散項(xiàng)和源項(xiàng)采用中心差分格式，對(duì)流項(xiàng)用二階迎風(fēng)格式，時(shí)間方向上采用二階隱式積分。水下擴(kuò)散求解過(guò)程中，采用隨機(jī)軌道模型計(jì)入氣泡粒子在湍流流場(chǎng)中擴(kuò)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(kāi)啟隱式體力公式，以提高重力場(chǎng)中模型求解的穩(wěn)定性。水上擴(kuò)散過(guò)程中壓力速度耦合采用SIMPLE修正算法。

水下和水上擴(kuò)散過(guò)程均分為兩步。首先計(jì)算穩(wěn)定海流流場(chǎng)和風(fēng)場(chǎng)，然后引入泄漏源與穩(wěn)定海流流場(chǎng)或海面風(fēng)場(chǎng)進(jìn)行耦合求解?？紤]可能的爆燃場(chǎng)景時(shí)，在海面天然氣擴(kuò)散求解的基礎(chǔ)上，引入點(diǎn)火源進(jìn)行可燃?xì)庠迫紵蠼?，并采用Fluent軟件中的P1模型計(jì)算爆燃火焰產(chǎn)生的熱輻射。

3 海底輸氣管道泄漏天然氣水下擴(kuò)散分析與討論

3.1 天然氣水下擴(kuò)散過(guò)程

目標(biāo)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(biāo)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(kuò)散過(guò)程如圖3所示。據(jù)圖可知，受管道內(nèi)高壓的驅(qū)動(dòng)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(kuò)散過(guò)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(shí)，天然氣擴(kuò)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(kuò)散過(guò)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(kuò)散空間范圍變化規(guī)律，本文定義了天然氣羽流擴(kuò)散參數(shù)（如圖4所示），WP和HP分別為天然氣羽流擴(kuò)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(kuò)散羽流空間范圍的變化過(guò)程。據(jù)圖5可知，受管道內(nèi)初始高壓驅(qū)動(dòng)和浮力的作用，泄漏發(fā)生時(shí)天然氣羽流主要向上部空間發(fā)展。此外，天然氣進(jìn)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(shù)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(kuò)散時(shí)間逐漸增大，最大差值為48 m。

圖4 天然氣羽流空間參數(shù)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(kuò)散后果分析

圖6為海底輸氣管道泄漏天然氣擴(kuò)散至海面時(shí)計(jì)算域內(nèi)垂向速度分布。天然氣在水下擴(kuò)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(kuò)散過(guò)程中，引起兩側(cè)海水向下部運(yùn)動(dòng)，形成近似對(duì)稱結(jié)構(gòu)的漩渦流動(dòng)。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(qiáng)烈的漩渦流動(dòng)，海水和天然氣運(yùn)動(dòng)速度增大至7～10 m/s左右。由于初始泄漏壓力驅(qū)動(dòng)和海水浮力作用，天然氣擴(kuò)散至海面時(shí)仍具有一定的速度，其大小與水深和管道壓力等因素有關(guān)。該速度能夠在海面形成噴射水柱和涌流效應(yīng)，導(dǎo)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(kuò)散過(guò)程中引起海水密度變化分布。天然氣向海面擴(kuò)散過(guò)程中，沿?cái)U(kuò)散軌跡能夠引起海水密度改變。當(dāng)前水深的環(huán)境壓力和溫度條件下，天然氣在擴(kuò)散過(guò)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(guān)。表層海水密度改變對(duì)海面浮式結(jié)構(gòu)物的穩(wěn)定性至關(guān)重要。

當(dāng)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(shè)船舶或平臺(tái)的吃水深度為h，當(dāng)海水密度下降至900 kg/m3時(shí)，其吃水深度將會(huì)增大至1.14 h。當(dāng)氣體泄漏量更大時(shí)，海面海水密度會(huì)將至更低的水平，船舶或平臺(tái)的吃水深度會(huì)增至更大。海面表層海水密度降低與海面涌流效應(yīng)耦合，能夠?qū)Ｃ娲盎蚱脚_(tái)的穩(wěn)定性產(chǎn)生嚴(yán)重影響，造成其發(fā)生傾斜或傾覆。

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

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

圖8 天然氣擴(kuò)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(kuò)散分析與討論

4.1 天然氣海面擴(kuò)散過(guò)程

取海面風(fēng)速1.5 m/s，以天然氣水下擴(kuò)散結(jié)果作為輸入?yún)?shù)進(jìn)行海面擴(kuò)散分析。采取保守評(píng)估的思想，不計(jì)天然氣水下擴(kuò)散過(guò)程中的損耗，假設(shè)溢出區(qū)域內(nèi)所有氣體均垂直從海面釋放進(jìn)入大氣進(jìn)行擴(kuò)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(kuò)散范圍，當(dāng)前工況下由于海面風(fēng)場(chǎng)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(fēng)向3～5 m的范圍內(nèi)，相比整個(gè)氣體擴(kuò)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(xiǎn)區(qū)域。

圖9為天然氣從海面溢出后在大氣中的擴(kuò)散過(guò)程與危險(xiǎn)區(qū)域分布。泄漏初始階段，天然氣主要向海面上部擴(kuò)散，并在海面風(fēng)場(chǎng)作用下往下風(fēng)向擴(kuò)散。隨著泄漏的持續(xù)，海面上的可燃?xì)庠企w積逐漸增大。t=60 s左右，可燃?xì)怏w垂向擴(kuò)散距離達(dá)到最大，約為53.5 m。距離海面越遠(yuǎn)風(fēng)速越大，天然氣向上擴(kuò)散的動(dòng)能逐漸耗盡，在風(fēng)場(chǎng)作用下主要向下風(fēng)向擴(kuò)散，氣云垂向高度逐漸降低。t=150 s以后，海面天然氣擴(kuò)散狀態(tài)趨于穩(wěn)定，可燃?xì)庠聘叨戎饾u降低，在近海面0～24 m的高度范圍內(nèi)往下風(fēng)向擴(kuò)散。t=250 s以后，天然氣擴(kuò)散基本達(dá)到動(dòng)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(kuò)散長(zhǎng)度大約為206 m。淺海區(qū)域?qū)Ч芗芷脚_(tái)上層甲板距海面的高度大約為10～20 m，船舶等其他海洋結(jié)構(gòu)物距離海面的高度更小。因此，可燃?xì)庠瓶赡軙?huì)覆蓋海面氣體釋放區(qū)域下風(fēng)向的海洋平臺(tái)或者船舶。

圖9 海面天然氣擴(kuò)散過(guò)程與危險(xiǎn)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(kuò)散的垂向速度分布。天然氣在海面擴(kuò)散初期，其速度分布與天然氣在水下擴(kuò)散時(shí)形成的速度場(chǎng)(圖6)較為相似。擴(kuò)散初期天然氣向海面上部空間擴(kuò)散，引起氣云兩側(cè)空氣回流，形成漩渦流動(dòng)，加上海面風(fēng)場(chǎng)的影響，氣云運(yùn)動(dòng)速度加快。隨著擴(kuò)散持續(xù)進(jìn)行，氣云空間體積充分發(fā)展，向上部擴(kuò)散的趨勢(shì)減弱，垂向高度逐漸降低，垂向擴(kuò)散速度也逐漸減小。當(dāng)海面擴(kuò)散達(dá)到穩(wěn)態(tài)以后，天然氣在海面風(fēng)場(chǎng)作用下主要向下風(fēng)向擴(kuò)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(kuò)散爆燃場(chǎng)景分析

天然氣從海面溢出并在大氣中擴(kuò)散時(shí)，海面船舶運(yùn)動(dòng)或海洋平臺(tái)作業(yè)可能將其引燃發(fā)生爆燃事故，對(duì)海面船舶、海洋平臺(tái)及作業(yè)人員造成嚴(yán)重傷害。假設(shè)天然氣在海面擴(kuò)散5 min時(shí)，距離氣體溢出區(qū)域下風(fēng)向約97 m處出現(xiàn)點(diǎn)火源，擴(kuò)散氣體可被引燃而發(fā)生爆燃事故。圖11為海面可燃?xì)怏w爆炸之后，點(diǎn)火源處的超壓變化過(guò)程。由于海面為完全開(kāi)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(duì)偏小，所以可燃?xì)庠票ㄖ螽a(chǎn)生的超壓值較小，最大超壓約為800 Pa。由超壓傷害準(zhǔn)則[15]可知，該超壓不會(huì)對(duì)人員和設(shè)備造成傷害。因此，當(dāng)前工況下可忽略海面天然氣的爆炸超壓影響，將爆燃火災(zāi)作為主要的風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行研究，探討其發(fā)展過(guò)程和傷害效應(yīng)。

可燃?xì)庠票v時(shí)極為短暫，爆炸之后可燃?xì)怏w進(jìn)入燃燒階段，圖12為海面爆燃火焰的發(fā)展過(guò)程。爆燃初期，海面可燃?xì)庠茙缀跞窟M(jìn)入燃燒狀態(tài)，燃燒區(qū)域內(nèi)的溫度急劇上升。隨著燃燒反應(yīng)的持續(xù)，海面下風(fēng)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(kuò)散階段海面形成的可燃?xì)庠企w積較大，當(dāng)其全部參與反應(yīng)時(shí)，爆燃火焰規(guī)模達(dá)到最大。t=15 s左右時(shí)，爆燃火焰發(fā)展至全盛階段，此時(shí)火焰高度達(dá)120 m左右，火焰最高溫度達(dá)到2 000 K。海面火焰達(dá)到全盛以后開(kāi)始向上部空間蔓延，火焰范圍進(jìn)一步增大。隨著燃燒的持續(xù)，海面可燃?xì)庠浦饾u被消耗，參與反應(yīng)的可燃?xì)怏w量逐漸減小，爆燃火焰進(jìn)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(dá)到穩(wěn)定，并轉(zhuǎn)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(fēng)向偏移。

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

圖11 海面天然氣擴(kuò)散爆炸超壓變化過(guò)程Fig. 11 Change process of overpressure caused by natural gas explosion

根據(jù)高溫傷害準(zhǔn)則[12]，根據(jù)人體臨界傷害溫度391 K、人體嚴(yán)重傷害溫度453 K、鋼結(jié)構(gòu)部分失效臨界溫度673 K和鋼結(jié)構(gòu)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(fēng)向基本都會(huì)受到火焰高溫的影響，可能導(dǎo)致海面船舶或平臺(tái)結(jié)構(gòu)完全失效，造成人員嚴(yán)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(fēng)向位置。

圖14為點(diǎn)火源垂直方向爆燃火焰溫度和熱輻射強(qiáng)度的變化規(guī)律。與火焰擴(kuò)散趨勢(shì)對(duì)應(yīng)，點(diǎn)火源附近區(qū)域溫度迅速增大，隨火焰擴(kuò)散該區(qū)域溫度呈現(xiàn)波動(dòng)變化，40 s以后逐漸穩(wěn)定下降。由于火焰達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)，形成的高溫區(qū)域主要分布在氣體溢出區(qū)上方，點(diǎn)火源附近區(qū)域基本不受影響。穩(wěn)定下降階段3個(gè)監(jiān)測(cè)位置的溫度下降至人體臨界傷害溫度391 K的時(shí)間分別為42、56和64 s。熱輻射也是火災(zāi)的重要傷害參數(shù)，當(dāng)其超過(guò)一定值時(shí)能夠?qū)υO(shè)備和結(jié)構(gòu)產(chǎn)生嚴(yán)重破壞，并造成人員傷亡。點(diǎn)火源附近區(qū)域的熱輻射強(qiáng)度呈現(xiàn)出迅速增大而后急速減小的變化趨勢(shì)，30 s以后基本達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。穩(wěn)定之后3個(gè)監(jiān)測(cè)位置的熱輻射強(qiáng)度均在8～10 kw/m2之間。根據(jù)熱輻射破壞準(zhǔn)則[15]，9.5 kw/m2熱輻射強(qiáng)度能夠?qū)е氯藛T二級(jí)燒傷，因此，點(diǎn)火源附近區(qū)域始終在熱輻射的影響范圍內(nèi)。

圖12 海面爆燃火焰發(fā)展過(guò)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(diǎn)火區(qū)域垂直方向火焰溫度和熱輻射強(qiáng)度變化Fig. 14 Change process of high temperature and heat radiation intensity in vertical direction of ignition source

5 結(jié)論

(1) 淺海區(qū)海底輸氣管道泄漏天然氣的擴(kuò)散過(guò)程包括水下擴(kuò)散和海面擴(kuò)散2個(gè)階段。天然氣水下擴(kuò)散引發(fā)的風(fēng)險(xiǎn)主要為在擴(kuò)散過(guò)程中可能對(duì)海面浮式結(jié)構(gòu)物的穩(wěn)定性產(chǎn)生影響。天然氣從海面溢出在大氣中擴(kuò)散的風(fēng)險(xiǎn)應(yīng)主要考慮在海面下風(fēng)向形成可燃?xì)庠?，遭遇潛在點(diǎn)火源會(huì)發(fā)生爆燃事故。

(2) 泄漏天然氣能夠在較短的時(shí)間內(nèi)擴(kuò)散至海面，形成不規(guī)則倒錐形羽流結(jié)構(gòu)，并在海面形成一定規(guī)模的溢出區(qū)域。天然氣水下擴(kuò)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(yīng)，對(duì)海面浮式結(jié)構(gòu)物的穩(wěn)定性產(chǎn)生影響。

(3) 天然氣在海面擴(kuò)散達(dá)到穩(wěn)態(tài)之后主要向下風(fēng)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(nèi)，而5％濃度等值面分布區(qū)域較大，最終形成高度約20 m，長(zhǎng)度約206 m的可燃?xì)庠茍F(tuán)，可能對(duì)下風(fēng)向船舶或平臺(tái)形成完全覆蓋。

(4) 實(shí)例工況下，天然氣在海面發(fā)生爆燃的超壓值較小，其對(duì)人員和設(shè)備的傷害效應(yīng)以爆燃火災(zāi)產(chǎn)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(diǎn)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(fēng)向；而熱輻射的傷害效應(yīng)始終能夠影響到點(diǎn)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(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃課題 “臨海油氣管道及陸上終端風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估及防控技術(shù)”(2016YFC0802305)資助

10.3969/j.issn.2096-1693.2016.03.034

(編輯 馬桂霞)

李新宏, 陳國(guó)明, 朱紅衛(wèi), 康前前. 海底輸氣管道泄漏天然氣擴(kuò)散風(fēng)險(xiǎn)研究. 石油科學(xué)通報(bào), 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