岑卓倫，劉濤，王磊，竇旭

滬東中華造船（集團(tuán)）有限公司開發(fā)所，上海 200129

大型LNG船發(fā)電機(jī)室的燃?xì)夤芫€泄漏分析

岑卓倫，劉濤，王磊，竇旭

滬東中華造船（集團(tuán)）有限公司開發(fā)所，上海 200129

［目的］目前，由雙燃料發(fā)動機(jī)組成的電力推進(jìn)系統(tǒng)是大型液化天然氣（LNG）船的主流推進(jìn)方式，必須對爆炸性可燃?xì)怏w進(jìn)行安全可靠性的定性、定量評估，以規(guī)避潛在風(fēng)險。［方法］以某雙燃料電力推進(jìn)大型LNG船發(fā)電機(jī)室為研究對象，對其內(nèi)部不同區(qū)域的燃?xì)猓ㄌ烊粴猓┬孤┕r進(jìn)行模擬分析。根據(jù)泄漏發(fā)生的形式、位置和速率等定義危險泄漏工況，選擇雷諾應(yīng)力模型為湍流模型，采用計算流體力學(xué)（CFD）軟件Fluent對發(fā)電機(jī)室燃?xì)夤?yīng)管線的5個泄漏點進(jìn)行持續(xù)泄漏模擬計算，并將泄漏擴(kuò)散結(jié)果與艙室通風(fēng)的流場速度分布相結(jié)合，得到不同區(qū)域發(fā)生泄漏后的天然氣擴(kuò)散趨勢和濃度分布。［結(jié)果］根據(jù)仿真模擬結(jié)果優(yōu)化了可燃?xì)怏w探測器布置方案，并明確了排氣風(fēng)機(jī)無需進(jìn)行防爆設(shè)計。［結(jié)論］研究結(jié)果可為有限空間內(nèi)通風(fēng)條件下的可燃?xì)怏w泄漏事故分析防范提供參考，并且適用于燃燒爆炸破壞的定量評估，用以指導(dǎo)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計。

液化天然氣；管道泄漏；計算流體力學(xué)；定量風(fēng)險評估

Abstract：［Objectives］The electric propulsion dual-fuel engine is becoming dominant in newly built Liquefied Natural Gas（LNG）carriers.To avoid the potential risks that accompany the use of flammable and explosive boil-off gas，the performance of precise safety and reliability assessments is indispensable.［Methods］This research concerns the engine rooms of large LNG carriers which are propelled electrically by a dual-fuel engine.Possible fuel gas（natural gas）leak cases in different areas of the engine room are simulated and analyzed.Five representative leak cases defined by leak form，leak location and leak rate are entered into a Computational Fluid Dynamics（CFD）simulation，in which the Reynolds stress model of Fluent software is adopted as the turbulence model.The results of the leaked gas distribution and ventilation velocity field are analyzed in combination to obtain the diffusion tendency and concentration distribution of leaked gas in different areas.［Results］Based on an analysis of the results，an optimized arrangement of flammable gas detectors is provided for the engine room，and the adoption of an explosion-proof exhaust fan is proven to be unnecessary.［Conclusions］These analysis methods can provide a reference for similar gas leakage scenarios occurring in confined ventilated spaces.In addition，the simulation results can be used to quantitatively assess potential fire or explosion damage in order to guide the design of structural reinforcements.

Key words：Liquefied Natural Gas（LNG）；pipe leakage；Computational Fluid Dynamics（CFD）；quantitative risk assessment

0 引 言

隨著環(huán)保規(guī)范的完善和排放標(biāo)準(zhǔn)的提高，以液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）等清潔氣體為動力燃料的船舶得以迅速發(fā)展［1-3］。由于天然氣的成本優(yōu)勢以及發(fā)達(dá)國家對其配套基礎(chǔ)設(shè)施的不斷完善，它將成為未來航運的主流燃料［4-7］。但天然氣供氣管線連接件密封不嚴(yán)、管道振動、冷熱交替等造成的疲勞損傷，或高含硫燃料的酸性腐蝕，乃至人為操作不當(dāng)?shù)炔豢深A(yù)見因素，均有可能造成天然氣泄漏。天然氣無色無味，發(fā)生泄漏后難以察覺，長時間累積后若遇火花則存在燃爆風(fēng)險［8-9］。當(dāng)天然氣摩爾濃度大于4.9%時即有燃爆風(fēng)險（按純甲烷計算），過高濃度還可能造成人員窒息，因此，需要準(zhǔn)確評估和有效防范天然氣的使用風(fēng)險。

在氣體流動擴(kuò)散的場分布定量計算方面，計算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）方法能夠模擬由流體的可壓縮性、湍流流動、密度差等引起的自然流動、混合物熱力學(xué)運動和分子擴(kuò)散等物理效應(yīng)，適于模擬驗證復(fù)雜湍流流動的氣體擴(kuò)散過程［10-11］，以及易燃、易爆氣體的泄漏擴(kuò)散風(fēng)險評估。

2006年，DNV［12］利用FLACS和KFX軟件對MAN公司某型主機(jī)高壓供氣系統(tǒng)在機(jī)艙內(nèi)的泄漏燃爆風(fēng)險進(jìn)行了危險性評估。2011年，程浩力等［13］對城市街道的狹窄有限空間內(nèi)不同風(fēng)力條件下的天然氣管線擴(kuò)散泄漏進(jìn)行了CFD分析。2014年，王麗華［14］利用Fluent軟件分析了風(fēng)速、風(fēng)向、泄漏方向?qū)Ｑ笃脚_油氣泄漏擴(kuò)散的影響。2016年，F(xiàn)u等［15］將事件樹分析法與CFD方法相結(jié)合，研究了LNG船泄漏事故的發(fā)生概率并定量評估了泄漏事故的嚴(yán)重程度。同年，F(xiàn)iates等［16］利用OpenFOAM軟件對甲烷和二氧化碳?xì)怏w在海洋平臺和風(fēng)洞內(nèi)的泄漏擴(kuò)散過程進(jìn)行了模擬分析。IMO［17］針對某大型礦砂船的LNG燃料預(yù)處理房間，采用事件樹分析法和故障樹分析法評估了潛在風(fēng)險，并借助CFD方法對燃爆事故后果進(jìn)行了定量評估。然而，鮮有通過泄漏事故模擬計算來指導(dǎo)預(yù)防機(jī)制（如可燃?xì)怏w探測器布置）和設(shè)備防爆設(shè)計等方面的研究。

本文將針對某新型1.74×105m3LNG運輸船發(fā)電機(jī)室的泄漏事故進(jìn)行模擬計算，并進(jìn)行可燃?xì)怏w探測器布置和排氣風(fēng)機(jī)的防爆需求估算。發(fā)電機(jī)室作為核心動力單元，存在燃?xì)庑孤⑷急仁鹿曙L(fēng)險，而發(fā)生燃爆的可能性、劇烈程度與燃?xì)庑孤┝?、燃?xì)鉂舛让芮邢嚓P(guān)。因此，將借助商用CFD軟件Fluent計算分析艙內(nèi)氣體流動和燃?xì)庑孤U(kuò)散情況：首先，分析通風(fēng)流場特性，并對發(fā)電機(jī)室的燃?xì)夤?yīng)管線進(jìn)行分區(qū)；然后，在不同區(qū)域內(nèi)選取典型泄漏點，計算分析泄漏后的天然氣氣云（以下簡稱“氣云”）的擴(kuò)散趨勢和濃度分布；最后，合理布置可燃?xì)怏w探測器，最大限度地降低燃爆風(fēng)險。

1 建模與計算

1.1 計算方法

對于發(fā)電機(jī)室的內(nèi)部空氣流動，將采用非定常雷諾平均N-S方程（Navier-Stokes equation）求解。對于泄漏天然氣的擴(kuò)散流動，將采用組分輸運方程求解。在xyz直角坐標(biāo)系下，時均后的控制方程為［18-19］

式中：Φ和Φ'分別為流體某一時均變量和相應(yīng)的脈動量；t為時間；U為時均速度矢量，其在直角坐標(biāo)系有3個方向的速度分量u，v，w；u'，v'，w'為u，v，w相應(yīng)的脈動量；為廣義擴(kuò)散系數(shù)；SΦ為廣義源項。

發(fā)電機(jī)室通風(fēng)系統(tǒng)有21個不同尺寸的進(jìn)風(fēng)口。將入口進(jìn)風(fēng)視為射流，不同入射速度的進(jìn)風(fēng)會在流場內(nèi)引起大范圍摻混和動量交換，同時發(fā)電機(jī)室內(nèi)多個不同形狀的大尺度設(shè)備和結(jié)構(gòu)平臺將在背風(fēng)側(cè)形成大面積的尾渦。由于整個發(fā)電機(jī)室存在大量的剪切流動，故在計算中選取雷諾應(yīng)力模型（Reynolds Stress Model，RSM）作為湍流模型來封閉N-S動量方程中的雷諾應(yīng)力項。與兩方程k-ε湍流模型相比，RSM通過直接對雷諾應(yīng)力分量建立6個輸運方程，附加一個耗散方程進(jìn)行求解［19］，而放棄了利用雷諾應(yīng)力正比于時均速度的應(yīng)變和各向同性的湍流粘性系數(shù)這2個假設(shè)來計算湍流應(yīng)力的方法。

在預(yù)測有限空間內(nèi)非穩(wěn)態(tài)湍流流動的擴(kuò)散過程方面，RSM的應(yīng)用非常廣泛，Cehlin等［20］研究了氣體分布器對房間內(nèi)空氣流動的影響，其利用RSM所得的房間內(nèi)空氣速度分布穩(wěn)態(tài)模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，并指出非穩(wěn)態(tài)模擬的結(jié)果將更加準(zhǔn)確。郭棟鵬等［21］應(yīng)用RNG k-ε模型和RSM計算了建筑物對污染物擴(kuò)散的影響，其中RSM對污染物濃度分布和周圍流場變化的預(yù)測效果更好。因此，本文選擇RSM作為湍流模型，并設(shè)置與文獻(xiàn)［20］和文獻(xiàn)［21］相似的邊界條件，對通風(fēng)條件下發(fā)電機(jī)室的燃?xì)庑孤U(kuò)散進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)模擬計算。

1.2 發(fā)電機(jī)室建模

1.2.1 供氣系統(tǒng)和可燃?xì)怏w探測系統(tǒng)

主機(jī)供氣系統(tǒng)的原理如圖1所示。原動機(jī)布置于發(fā)電機(jī)室內(nèi)，采用MAN DIESEL雙燃料中速機(jī)，航行過程中主要以LNG液貨艙揮發(fā)氣體作為燃料。

圖1 供氣系統(tǒng)原理圖Fig.1 Fuel-gas supply system diagram

發(fā)電機(jī)室作為動力系統(tǒng)的核心單元，除發(fā)電機(jī)組之外，還布置了輸送泵、風(fēng)機(jī)、行車等電動設(shè)備，這些設(shè)備的劇烈振動將增加燃?xì)庑孤┖腿急娘L(fēng)險。一旦發(fā)生泄漏，外部可燃?xì)怏w探測器及時有效地反饋并啟動切斷機(jī)制是最后一道安全屏障。該船采用固定式可燃?xì)怏w探測器，當(dāng)任意一個傳感器達(dá)到20%最低爆炸下限即報警并啟動預(yù)防機(jī)制。因此，可燃?xì)怏w探測器的合理布放是探測系統(tǒng)及時準(zhǔn)確預(yù)警的基礎(chǔ)，應(yīng)在安裝前評估布置方案。按照傳統(tǒng)的布置方案，一般在發(fā)動機(jī)上方空間的4個角落各布置一個探測器，如圖2所示。

圖2 發(fā)電機(jī)室內(nèi)可燃?xì)怏w探測器的傳統(tǒng)布置Fig.2 Traditional arrangement of flammable gas detectors for engine room

1.2.2 發(fā)電機(jī)室?guī)缀谓?/h4>

圖3所示為發(fā)電機(jī)室的三維模型，艙室縱向長度約22.4 m，橫向?qū)挾燃s20.65 m，高度約10.14 m。如圖3（a）所示，艙內(nèi)布置了1臺12V雙燃料發(fā)動機(jī)、1臺8L雙燃料發(fā)動機(jī)、3條風(fēng)管管線，艙室中部設(shè)有一層結(jié)構(gòu)平臺。如圖3（b）所示，艙室右后側(cè)（艉向右舷側(cè)）區(qū)域由船體外板封閉。

圖3 發(fā)電機(jī)室的三維模型Fig.3 Three-dimensional model of engine room

將艙室內(nèi)布置燃?xì)夤?yīng)管線的區(qū)域劃分為3個部分，如圖4所示。

圖4 燃?xì)夤?yīng)管線區(qū)域劃分圖Fig.4 Divided partitions of fuel-gas supply pipeline in engine room

根據(jù)發(fā)電機(jī)室的三維模型（圖3）建立CFD幾何模型，如圖5所示。本文采用統(tǒng)一的全局坐標(biāo)：x軸沿船長方向，船艏為正；y軸沿船寬方向，左舷為正；z軸沿船高方向，上為正。

圖5 CFD幾何模型Fig.5 Geometry built for CFD analysis

1.3 網(wǎng)格劃分

對發(fā)電機(jī)室上方無障礙物的開闊空間采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格，其他區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，以提高幾何表面的建模精度。綜合考慮精度要求和仿真時間，全局網(wǎng)格尺寸設(shè)定為0.3 m。在泄漏源處、進(jìn)出風(fēng)口處等物理參數(shù)梯度變化較大的區(qū)域，以及發(fā)動機(jī)上方通風(fēng)匯流區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，而遠(yuǎn)離泄漏源和進(jìn)出風(fēng)口的位置則采用全局設(shè)置以縮減仿真時間。網(wǎng)格單元的最大偏斜度（Skewness）小于0.85，其中90%以上網(wǎng)格單元的最大偏斜度均小于0.6。網(wǎng)格單元總數(shù)量在6× 105～1.20×106范圍內(nèi)（不同計算工況的網(wǎng)格數(shù)量不同），整體計算域的網(wǎng)格劃分示例如圖6所示。

圖6 網(wǎng)格劃分示例Fig.6 An example of meshing

1.4 泄漏工況定義

根據(jù)發(fā)電機(jī)室的總體布置、燃?xì)夤?yīng)管線的位置、通風(fēng)流動模擬結(jié)果和泄漏形式，定義5個泄漏工況，如表1所示。

表1 泄漏工況定義Table1 Definition of leak cases

1.4.1 泄漏點選取

基于燃?xì)夤芫€劃分區(qū)域（圖4）、艙室內(nèi)空氣流動趨勢和易發(fā)生泄漏處這3個方面，在3個燃?xì)夤芫€區(qū)域內(nèi)共選擇了5處泄漏點，如圖7所示。

由于設(shè)備振動、連接不牢等原因，燃?xì)夤?yīng)管線與發(fā)動機(jī)的柔性軟管連接處最容易成為泄漏點，因此分別選取8L和12V發(fā)動機(jī)的柔性軟管連接處作為1號和3號泄漏點，如圖7（a）和圖7（b）所示，即Case 1和Case 3模擬計算工況。依據(jù)燃?xì)夤芫€區(qū)域內(nèi)的通風(fēng)流場，分別選取8L和12V發(fā)動機(jī)頂部燃?xì)夤苣┒俗鳛?號和4號泄漏點，如圖7（a）和圖7（b）所示，即Case 2和Case 4模擬計算工況。并選取12V發(fā)動機(jī)頂部燃?xì)夤苤虚g段作為5號泄漏點，如圖7（c）所示，即Case 5模擬計算工況。

圖7 泄漏點位置Fig.7 Locations of leak points

1.4.2 泄漏條件

管路損壞泄漏分為完全破損和小尺寸破損2種情況。供氣管路完全破損會導(dǎo)致其內(nèi)部壓力驟降，進(jìn)而觸發(fā)燃?xì)鈮翰顖缶鞑㈥P(guān)閉燃?xì)忾y組［22］，所以不會造成燃?xì)獾拇竺娣e泄漏和長時間累積。而小尺寸破損一般不足以觸發(fā)燃?xì)鈮翰顖缶鳎磿纬煽扇細(xì)怏w的持續(xù)泄漏和累積。無色無味的天然氣難以及時察覺，需要通過可燃?xì)怏w探測器及時預(yù)警，故研究對象為管路小尺寸破損的泄漏條件。

設(shè)管道內(nèi)徑為D，破口尺寸為d，當(dāng)d/D≤0.2時可以采用小尺寸泄漏模型來計算氣體的泄漏速率。小尺寸泄漏模型將管道容積視為足夠大，假定管內(nèi)壓力不受泄漏影響并保持恒定［23］。將小尺寸泄漏視為絕熱過程，天然氣視為純甲烷理想氣體，利用伯努利方程和絕熱方程，同時考慮氣體實際泄漏時的摩擦損失，則氣體的泄漏速度v0為［24］

式中：φ為孔口流速系數(shù)，即實際流速與理論流速之比，一般取為0.97～0.98；p1為供氣管內(nèi)壓強(qiáng)，Pa；p0為供氣管外環(huán)境壓強(qiáng)，Pa；k為絕熱指數(shù)，天然氣一般取為1.3；R=8.314，為摩爾氣體常數(shù)，J/（mol·K）；T為氣體溫度，K。

假定泄漏發(fā)生時管內(nèi)壓強(qiáng)為2.83×105Pa（設(shè)計運行工況）并保持穩(wěn)定，則根據(jù)式（2）得到出口泄漏流速為66.29 m/s。設(shè)供氣管線內(nèi)徑為102 mm，破損開口為20 mm×20 mm的方形開口。

1.5 求解及邊界條件設(shè)置

發(fā)電機(jī)室頂部有一臺排風(fēng)風(fēng)機(jī)，其通風(fēng)系統(tǒng)包含3條風(fēng)管和21個進(jìn)風(fēng)口。相對于艙室內(nèi)部空間而言，2臺雙燃料發(fā)動機(jī)的渦輪增壓器空氣入口也是排風(fēng)出口。設(shè)環(huán)境壓力為101 325 Pa，壁面設(shè)置為絕熱。風(fēng)口氣體入流速度均小于0.3倍聲速，將空氣和天然氣視為不可壓縮的理想氣體，艙室內(nèi)流場為非定常流動。邊界條件設(shè)置如下：

1）風(fēng)管送風(fēng)入口。對于21個進(jìn)風(fēng)口，采用質(zhì)量流量入口邊界，并依據(jù)實船設(shè)計參數(shù)給定質(zhì)量流量（0.92～25.52 kg/s）。入流方向均垂直于入口截面，環(huán)境溫度為300 K。

2）艙室頂部風(fēng)機(jī)排風(fēng)出口。采用風(fēng)扇邊界，并依據(jù)運行工況將質(zhì)量流量設(shè)為30.625 kg/s。

3）渦輪增壓器排風(fēng)出口。采用壓力出口邊界，出口壓力設(shè)為0 Pa（表壓）。

選取壓力耦合求解器和隱式控制方程組求解非定常的質(zhì)量、動量、能量和組分輸運方程，其中壓強(qiáng)—速度關(guān)聯(lián)形式采用PISO格式。為保證精度，采用二階迎風(fēng)格式對動量、湍流動能和湍流耗散率等進(jìn)行數(shù)值離散。計算過程中，將連續(xù)方程的迭代殘余量收斂標(biāo)準(zhǔn)設(shè)為1×10-4，組分方程設(shè)為5×10-4，其余控制方程為1×10-3。

2 計算結(jié)果與分析

2.1 通風(fēng)計算結(jié)果

由于艙內(nèi)燃?xì)庑孤┌l(fā)生于通風(fēng)條件下，因此艙內(nèi)非穩(wěn)態(tài)通風(fēng)流場模擬計算的時間步長取0.02 s，將通風(fēng)場計算結(jié)果作為泄漏擴(kuò)散計算的初場。由于天然氣的比重小于1，其發(fā)生泄漏后是向上飄散，同時可燃?xì)怏w探測器布置于艙室上方，故選取z=8 m處的水平截面作為分析截面，如圖8（a）所示。圖8（b）～圖8（h）所示為該水平截面內(nèi)不同時刻的速度矢量分布圖，其中vmax=3.5 m/s。

由圖8可知，當(dāng)t=1.2～5.2 s時，處于通風(fēng)初始階段，截面內(nèi)流動趨勢尚不明顯，流場內(nèi)主體范圍的流速在0.1 m/s以下；當(dāng)t=5.2～19.9 s時，截面內(nèi)各點速度開始增大，主體范圍的流速達(dá)到1 m/s以上；當(dāng)t=19.9～51.3 s時，截面內(nèi)局部速度大小和方向的變化開始減??；在t=51.3～91.3 s時，流場內(nèi)主體范圍的流速大小和方向已無明顯變化，其中流動趨勢較明顯（流速大于1 m/s）區(qū)域的流場已趨于相同，差異主要集中在流動較弱的區(qū)域（流速小于0.5 m/s），故將t=91.3 s時刻的通風(fēng)場計算結(jié)果作為泄漏擴(kuò)散計算的初場。

圖8 z=8 m截面在不同時刻的速度矢量分布圖Fig.8 Velocity vectors inz=8 m section at different times

為進(jìn)一步分析截面內(nèi)流場，將趨于穩(wěn)定后的流場（t=91.3 s）主體流動趨勢以紅色箭頭標(biāo)出，如圖9所示。當(dāng)t≥51.3s時，截面內(nèi)的主體流動趨勢均與圖9相似。圖9中，箭頭1，2所示區(qū)域即圖4中燃?xì)夤芫€區(qū)域1上方，整體流動先沿+x向，接近端部后逐漸轉(zhuǎn)向-y向；箭頭3所示區(qū)域即燃?xì)夤芫€區(qū)域2上方，整體流動沿-x向；對于燃?xì)夤芫€區(qū)域3上方，流場各點處速度方向較為分散，無明顯的一致流向，僅在右側(cè)區(qū)域呈現(xiàn)出較弱的+y向匯流趨勢，同時區(qū)域3上方整體流速均較小，低于1 m/s。

根據(jù)以上分析可知不同區(qū)域發(fā)生燃?xì)庑孤┖蟮臍饬髦黧w流動趨勢，但通過單一截面的速度分布還不足以準(zhǔn)確判斷泄漏后可燃?xì)怏w的擴(kuò)散趨勢。具體的擴(kuò)散分布除受當(dāng)?shù)仫L(fēng)速和風(fēng)向影響外，還受射流速度、整體空間流動、設(shè)備阻礙及密度差等因素的影響。

圖9 z=8 m截面內(nèi)主體流動趨勢圖（t=91.3 s）Fig.9 Main flow tendency in z=8 m section at t=91.3 s

2.2 泄漏擴(kuò)散計算結(jié)果

2.2.1 Case 1

1號泄漏點發(fā)生天然氣泄漏后，不同時刻的天然氣摩爾濃度分布如圖10所示。天然氣在初始動量和密度差作用下向頂部流動，同時在分子熱運動和氣流湍動的疊加作用下向四周擴(kuò)散，難以到達(dá)艙室頂部。隨著時間的延長，擴(kuò)散范圍不斷增大，氣云的高濃度區(qū)域集中在泄漏口上方。

圖10 1號泄漏點發(fā)生連續(xù)泄漏后發(fā)電機(jī)室不同時刻的天然氣摩爾濃度分布圖Fig.10 Distributions of natural gas mole concentration in engine room at different times for the continuous leak of Case 1

2.2.2 Case 2

2號泄漏點發(fā)生天然氣泄漏后，不同時刻的天然氣摩爾濃度分布如圖11所示。天然氣向上流動并向四周擴(kuò)散，與1號泄漏點相似。但天然氣的主流方向比較明顯，主要流向艙室中部區(qū)域，并在到達(dá)頂部后開始向四周大范圍擴(kuò)散。整個泄漏過程中，氣云的高濃度區(qū)域均集中在艙室中部。

圖11 2號泄漏點發(fā)生連續(xù)泄漏后發(fā)電機(jī)室不同時刻的天然氣摩爾濃度分布圖Fig.11 Distributions of natural gas mole concentration in engine room at different times for the continuous leak of Case 2

Case 1和Case 2的泄漏位置均位于燃?xì)夤芫€區(qū)域3（圖4），結(jié)合z=8 m截面（圖9）的通風(fēng)場流動趨勢可知：當(dāng)區(qū)域3左側(cè)（1號泄漏點附近）發(fā)生泄漏時，天然氣會在短時間內(nèi)向四周擴(kuò)散，氣云的高濃度區(qū)域位于泄漏點上方；當(dāng)區(qū)域3右側(cè)（2號泄漏點附近）發(fā)生泄漏時，天然氣主體會向艙室中部流動，氣云的高濃度區(qū)域位于艙室中上部。

2.2.3 Case 3

3號泄漏點發(fā)生天然氣泄漏后，不同時刻的天然氣摩爾濃度分布如圖12所示。天然氣主體流向艙室右上方（+x，+z方向），并在到達(dá)艙壁后開始向-y方向擴(kuò)散，氣云的高濃度區(qū)域集中在泄漏點右上方。

圖12 3號泄漏點發(fā)生連續(xù)泄漏后發(fā)電機(jī)室不同時刻的天然氣摩爾濃度分布圖Fig.12 Distributions of natural gas mole concentration in engine room at different times for the continuous leak of Case 3

2.2.4 Case 4

4號泄漏點發(fā)生天然氣泄漏后，不同時刻的天然氣摩爾濃度分布如圖13所示。天然氣主體的流動趨勢與3號泄漏點相似，流向艙室右上方，到達(dá)艙壁后再轉(zhuǎn)向-y方向，氣云的高濃度區(qū)域同樣集中在泄漏點右上方。

圖13 4號泄漏點發(fā)生連續(xù)泄漏后發(fā)電機(jī)室不同時刻的天然氣摩爾濃度分布圖Fig.13 Distributions of natural gas mole concentration in engine room at different times for the continuous leak of Case 4

Case 3和Case 4的泄漏點位置均位于燃?xì)夤芫€區(qū)域1（圖4），結(jié)合z=8 m截面（圖9）中的通風(fēng)場流動趨勢可知，在區(qū)域1內(nèi)發(fā)生泄漏，天然氣主體將隨通風(fēng)氣流向右側(cè)流動并逐漸擴(kuò)散，氣云的高濃度區(qū)域位于泄漏點右上方。

2.2.5 Case 5

5號泄漏點發(fā)生天然氣泄漏后，不同時刻的天然氣摩爾濃度分布如圖14所示。天然氣主體較為一致的流向左上方（-x，+z方向），與z=8 m截面的通風(fēng)場流動趨勢一致，但排氣管的空間阻礙會引起分流。Case 5中天然氣摩爾濃度大于0.1%的氣云總體積和高度均明顯小于前4個泄漏點，因為Case 5的泄漏點位于燃?xì)夤芫€區(qū)域2，該區(qū)域內(nèi)的通風(fēng)作用明顯強(qiáng)于其他區(qū)域（圖9），天然氣泄漏后即被吹散并最終由處于下風(fēng)向的頂部排氣扇排出，故泄漏發(fā)生后的8～118 s內(nèi)氣云濃度并無明顯變化。該區(qū)域內(nèi)發(fā)生泄漏后，天然氣主體都會隨艙內(nèi)通風(fēng)向左側(cè)（-x）流動，氣云的高濃度區(qū)域位于泄漏點左上方。

圖14 5號泄漏點發(fā)生連續(xù)泄漏后發(fā)電機(jī)室不同時刻的天然氣摩爾濃度分布圖Fig.14 Distributions of natural gas mole concentration in engine room at different times for the continuous leak of Case 5

2.3 可燃?xì)怏w探測器布置優(yōu)化

為了提高探測精度，可燃?xì)怏w探測器應(yīng)按天然氣擴(kuò)散趨勢布置于最早出現(xiàn)高濃度氣云的區(qū)域內(nèi)。艙室內(nèi)泄漏的天然氣氣云主體的擴(kuò)散方向主要受艙室內(nèi)通風(fēng)流動的影響，但天然氣的濃度梯度分布仍依靠濃度差作為推動力，因此氣云的高濃度區(qū)域一般位于泄漏點的下風(fēng)側(cè)。將通風(fēng)流場特性與5個典型泄漏點的天然氣擴(kuò)散趨勢相結(jié)合，在距離艙室頂部1 m范圍內(nèi)布置可燃?xì)怏w探測器，如圖15所示。

1）燃?xì)夤芫€區(qū)域1。天然氣泄漏后的氣云主體流向+x方向且擴(kuò)散過程相對緩慢，故在區(qū)域1中部和右側(cè)端部分別布置1號和2號探測器。

2）燃?xì)夤芫€區(qū)域2。天然氣泄漏后的氣云主體呈明顯的-x方向流動趨勢，并由艙室頂部排氣風(fēng)機(jī)排出，故在區(qū)域2的風(fēng)機(jī)附近布置3號探測器，而在傳統(tǒng)布置方案中該區(qū)域未布置探測器。該區(qū)域處于強(qiáng)通風(fēng)的下風(fēng)側(cè)且靠近頂部排氣風(fēng)機(jī)，天然氣泄漏后一般處于氣體的飄散流域內(nèi)。

3）燃?xì)夤芫€區(qū)域3。艙室左側(cè)上方存在相對獨立的弱渦旋流動，此處發(fā)生泄漏后氣云會富集于泄漏點上方并向四周擴(kuò)散，右側(cè)發(fā)生泄漏后的氣云主體則會流向艙室中部，故在區(qū)域3左側(cè)布置探測器4，艙室中部布置探測器5，而在傳統(tǒng)布置方案中該區(qū)域未布置探測器。

圖15 可燃?xì)怏w探測器布置圖Fig.15 Arrangement of flammable gas detectors

2.4 排氣風(fēng)機(jī)防爆需求評估

隨著設(shè)備防爆等級的提高，其采購和維護(hù)費用往往呈倍數(shù)增長，泄漏擴(kuò)散的模擬結(jié)果可以為設(shè)備防爆等級和危險區(qū)域劃分提供定性定量的評估依據(jù)，從而消除潛在的隱患或避免不必要的資源浪費。

以本文發(fā)電機(jī)室頂部的排氣風(fēng)機(jī)為例（圖5（a）），由泄漏擴(kuò)散的模擬結(jié)果可知，即使在危險泄漏工況下，風(fēng)機(jī)附近累積的天然氣濃度也始終遠(yuǎn)小于天然氣爆炸下限（摩爾濃度4.9%，天然氣爆炸上限為摩爾濃度9.5%）。按照優(yōu)化后的可燃?xì)怏w探測器布置方案，即使存在長時間的持續(xù)泄漏累積，最早接近其爆炸下限的區(qū)域也位于探測器附近，會及時觸發(fā)報警并切斷燃?xì)?。排氣風(fēng)機(jī)附近的天然氣濃度始終低于天然氣爆炸下限，設(shè)備即使發(fā)生故障也不會形成燃燒或引發(fā)爆炸，因此該發(fā)電機(jī)室無需選用防爆型排氣風(fēng)機(jī)。

3 結(jié) 語

本文建立了發(fā)電機(jī)室三維計算模型，首先分析了該艙室內(nèi)的非穩(wěn)態(tài)通風(fēng)流場特性，進(jìn)而對不同區(qū)域燃?xì)夤?yīng)管線的泄漏擴(kuò)散過程進(jìn)行模擬，得到不同區(qū)域內(nèi)發(fā)生泄漏后的天然氣擴(kuò)散趨勢和高濃度氣云所在位置，提出了可燃?xì)怏w探測器的優(yōu)化布置方案，為排氣風(fēng)機(jī)的防爆需求評估提供了定量依據(jù)，為泄漏事故的預(yù)防和改進(jìn)設(shè)計提供了參考。后期可進(jìn)一步分析通風(fēng)流場特性，用以優(yōu)化風(fēng)管布置和風(fēng)量分布，實現(xiàn)降耗增效；進(jìn)一步計算燃爆風(fēng)險及燃爆載荷，用以支撐結(jié)構(gòu)的局部加強(qiáng)設(shè)計。

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Leakage analysis of fuel gas pipe in large LNG carrier engine room

CEN Zhuolun，LIU Tao，WANG Lei，DOU Xu
R&D Dept.，Hudong-Zhonghua Shipbuilding（Group）Co.，Ltd.，Shanghai 200129，China

U664.14

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2017.05.014

http://kns.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20170926.1032.010.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

岑卓倫，劉濤，王磊，等.大型LNG船發(fā)電機(jī)室的燃?xì)夤芫€泄漏分析［J］.中國艦船研究，2017，12（5）：109-119.

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2017-03-14< class="emphasis_bold">網(wǎng)絡(luò)出版時間：

時間：2017-9-26 10:32

岑卓倫（通信作者），男，1988年生，碩士，工程師。研究方向：LNG低溫液貨處理系統(tǒng)開發(fā)設(shè)計。E-mail：cenzhuolun@hotmail.com

劉濤，男，1983年生，博士，高級工程師。研究方向：輪機(jī)系統(tǒng)開發(fā)設(shè)計。E-mail：smuliutao@163.com