任少云

(中國人民武裝警察部隊學(xué)院消防指揮系，河北 廊坊 065000)

液化天然氣(liquefied natural gas， LNG)作為能源給工業(yè)生產(chǎn)和日常生活提供了極大便利，然而，一旦發(fā)生泄漏，卻給人身安全帶來危害。LNG泄漏后：一方面從環(huán)境中吸收大量的熱，使空氣溫度急劇下降，形成低溫凍傷區(qū)域；另一方面與空氣混合達(dá)到爆炸極限，形成可燃性混合氣體。因此，在LNG泄漏后的救援過程中，必須考慮低溫凍傷的可能性以及可燃性混合氣體爆炸的危害效應(yīng)。

目前，人們已廣泛研究了LNG連續(xù)泄漏擴散過程[1-3]，并探討了LNG爆炸后的超壓和溫度分布規(guī)律[4]。在這些研究中，一般假定天然氣濃度均勻分布。但是事實上由于重力和擴散作用，LNG泄漏后其濃度分布并不均勻[5]，而濃度分布不均勻?qū)⒅苯佑绊懣扇細(xì)怏w的爆炸規(guī)律，因此研究濃度分布不均勻天然氣的爆炸傳播規(guī)律具有實際意義?？紤]到數(shù)值方法已在液體吸熱汽化和氣體爆炸特性研究中得到了廣泛應(yīng)用[1-2，6-7]，為了降低成本、減小風(fēng)險，本研究中選擇數(shù)值方法研究LNG泄漏及爆炸傳播規(guī)律。

本文中采用計算流體力學(xué)軟件Fluent建立LNG泄漏汽化模型和氣體爆炸模型，利用Burro實驗數(shù)據(jù)[8]驗證數(shù)值模型，由此探討開敞空間LNG泄漏汽化過程中的低溫規(guī)律、甲烷與空氣混合形成可燃性氣體濃度分布規(guī)律，以及遇到火焰后爆炸壓力場和溫度場的變化規(guī)律。

1 數(shù)值模型和實驗驗證

1.1 數(shù)值模型

利用國際上比較流行的計算流體力學(xué)軟件——Fluent進(jìn)行數(shù)值模擬。采用兩相流模型模擬氣體混合，采用k-ε湍流模型模擬湍流流動，采用組分傳遞方程計算燃燒，采用Arrhenius方程計算化學(xué)反應(yīng)速率，采用P-1模型計算輻射傳熱，采用耦合壁面求解固體壁面散熱。

利用Gambit軟件建立幾何模型，并將幾何模型劃分合適的網(wǎng)格；將網(wǎng)格導(dǎo)入Fluent軟件，設(shè)置參數(shù)，開始計算。由于氣體的混合和爆炸為瞬態(tài)過程，時間步長影響計算結(jié)果的準(zhǔn)確性、穩(wěn)定性和計算時間，因此綜合考慮計算結(jié)果的準(zhǔn)確性和計算時間，設(shè)時間步長為10 μs。選用壓力基求解器，壓力-速度耦合采用Simple算法。

1.2 數(shù)值方法驗證

依據(jù)Burro實驗[8]建立計算域，如圖 1所示。計算域的長和寬均為1 000 m，高為50 m；中心泄漏源直徑為56 m。左側(cè)為入風(fēng)口，底部為地面。網(wǎng)格劃分采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，尺寸為10 m。為了驗證網(wǎng)格尺寸相關(guān)性，采用10 m(Grid 1)和5 m(Grid 2)兩種網(wǎng)格尺寸對氣體混合過程進(jìn)行模擬計算，對應(yīng)的網(wǎng)格數(shù)分別為343 659和2 746 910。模擬計算得到LNG以16 m3/min速率泄漏時距離泄漏中心57 m處甲烷體積分?jǐn)?shù)-時間曲線，如圖2所示。可見，在不同網(wǎng)格尺寸條件下，甲烷體積分?jǐn)?shù)隨的時間變化基本一致，相同時刻體積分?jǐn)?shù)差值小于0.5%，相對偏差小于5%。

實驗Burro 8和Burro 9[8]中LNG泄漏擴散測試參數(shù)如表 1所示。采用表1所示的初始條件和邊界條件進(jìn)行數(shù)值模擬，將計算結(jié)果與Burro實驗數(shù)據(jù)[8]進(jìn)行對比，如圖 3所示?？梢钥闯觯杭淄轶w積分?jǐn)?shù)和溫度變化的數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果較吻合。兩者存在差異的主要原因如下：(1) 甲烷濃度檢測系統(tǒng)和溫度檢測系統(tǒng)存在系統(tǒng)誤差，在Burro實驗中采用標(biāo)準(zhǔn)鎳鉻(K型)熱電偶測量氣云溫度，但是對于500 ℃以下的中低溫，熱電偶的熱電勢較小，對儀器抗干擾能力的要求較高；(2) 模擬過程中氣體為理想氣體，流動速度較快，而實際氣體存在黏性，在氣體混合過程中黏性力會降低氣體的運動速度；(3) 模擬過程中假定地面為光滑無摩擦，而實際地面卻是粗糙的。

實驗泄漏速率/(m3·min-1)泄漏時間/s2m高處平均風(fēng)速/(m·s-1)環(huán)境溫度/K環(huán)境壓力/kPaBurro 816.01071.8306.2594.1Burro 918.4795.7308.5594.0

2 LNG泄漏后低溫區(qū)域的影響因素分析

2.1 擴散距離對低溫區(qū)域的影響

為了考察擴散距離對低溫區(qū)域的影響，將溫度監(jiān)測點設(shè)在距泄漏源中心57、140、200、300、400和800 m處。設(shè)氣體為理想氣體；風(fēng)速為3 m/s，初始壓力為0.1 MPa，環(huán)境溫度為300 K，泄漏時間為100 s，泄漏速率為16 m3/min；中心泄漏源直徑為56 m，地面光滑、絕熱。

圖4(a)顯示了不同監(jiān)測點溫度隨時間變化曲線?？梢?，距離泄漏源越近，低溫區(qū)域的溫度谷值越低，出現(xiàn)谷值的時間越短。這是由于LNG泄漏后，從周圍環(huán)境中吸熱汽化，距離泄漏源越近，溫差越大，熱交換越快。

當(dāng)人的皮膚組織溫度降至冰點(273 K)以下時，就可以導(dǎo)致凍傷。圖4(b)顯示了溫度谷值隨距離變化趨勢。很明顯，隨著擴散距離的增大，低溫區(qū)域溫的溫度谷值升高，且溫度谷值的升高趨勢變緩，擬合公式如下：

式中：Tmin為溫度谷值，K；x為擴散距離(即距泄漏源中心的距離)，m。

根據(jù)式(1)，LNG大面積泄漏時(直徑為58 m)，距離泄漏源中心110 m處的溫度為273 K。說明當(dāng)處置人員距離泄漏源中心110 m范圍內(nèi)時，需要做好防凍保護(hù)。

2.2 風(fēng)速對低溫區(qū)域的影響

為了考察風(fēng)速對低溫區(qū)域的影響，取風(fēng)速為1.8、3.0、5.0和7.0 m/s，擴散距離取140 m，泄漏時間為100 s，其余條件與2.1節(jié)一致。

圖5(a)顯示了不同風(fēng)速條件下溫度隨時間變化曲線。可以看出，風(fēng)速增大，低溫區(qū)域的溫度谷值下降，溫度谷值出現(xiàn)的時間縮短。這是因為風(fēng)速越大，對流換熱系數(shù)越大，氣溫下降得越快。圖 5(b)顯示了低溫區(qū)域溫度谷值隨風(fēng)速變化趨勢?？梢?，低溫區(qū)域的溫度谷值隨風(fēng)速呈線性下降，風(fēng)速越大，低溫區(qū)域的溫度谷值越低，其擬合公式為：

式中：Tmin為溫度谷值，K；v為風(fēng)速，m/s。

2.3 泄漏時間對低溫區(qū)域的影響

為了考察泄漏時間對低溫區(qū)域的影響，設(shè)泄漏時間分別為50、100、150和200 s，取擴散距離為140 m，風(fēng)速為3 m/s，其他條件與2.1節(jié)一致。

圖6(a)顯示了不同泄漏時間條件下的溫度變化曲線。泄漏時間增長，低溫區(qū)域溫度谷值降低，出現(xiàn)溫度谷值的時間也延長。其原因是：泄漏時間越長，泄漏的LNG量越多，汽化時從環(huán)境中吸收的熱量也越多，導(dǎo)致環(huán)境溫度越低。圖6(b)顯示了低溫區(qū)域的溫度谷值隨泄漏時間變化趨勢。隨著泄漏時間的增長，低溫區(qū)域的溫度谷值降低，且下降趨勢變緩，其擬合公式為：

式中：Tmin為溫度谷值，K；t為泄漏時間，s。

3 非均勻分布可燃?xì)庠票▔毫龊蜏囟葓?/h2>

可燃?xì)怏w的濃度分布影響其燃燒反應(yīng)速率。研究發(fā)現(xiàn)，在氣體的實際擴散過程中，氣體濃度分布不均勻[5]。因此，研究濃度分布不均勻時LNG可燃?xì)庠频谋▔毫鼍哂袑嶋H意義。

3.1 非均勻分布可燃?xì)庠票▔毫蜏囟茸兓?guī)律

LNG泄漏后汽化為氣態(tài)甲烷，甲烷與空氣混合后形成可燃?xì)庠?。為了?zhǔn)確模擬可燃?xì)庠票▔毫蜏囟茸兓?guī)律，先采用液體汽化模型模擬可燃?xì)庠频募淄闈舛确植?。計算域如圖1所示，濃度監(jiān)測點分別設(shè)在距泄漏源中心57、140、200、300、400和800 m處，距地面高1 m；風(fēng)速為3 m/s，初始壓力為0.1 MPa，環(huán)境溫度為300 K，泄漏時間為100 s，泄漏速率為16 m3/min。假設(shè)氣體為理想氣體，地面光滑、絕熱。

圖7(a)為不同監(jiān)測點處甲烷體積分?jǐn)?shù)隨時間變化曲線。圖7(b)顯示了泄漏100 s時距地面1 m高處甲烷分布?？梢钥闯觯杭淄榈捏w積分?jǐn)?shù)隨時間增加先升高后降低；距離泄漏源越遠(yuǎn)，體積分?jǐn)?shù)越低。同一時刻不同監(jiān)測點處甲烷的體積分?jǐn)?shù)不同，這是由于距離泄漏源中心越遠(yuǎn)，擴散到該處的時間越長，因此甲烷濃度形成梯度。為了便于對比分析，以下的甲烷體積分?jǐn)?shù)均采用本節(jié)數(shù)據(jù)。

LNG泄漏100 s時點火，點火源距離泄漏中心下風(fēng)向57 m，距地面高1 m，點火半徑為5 mm，初始溫度為2 500 K，初始壓力為0.1 MPa，環(huán)境溫度為300 K。

圖8顯示了點火后不同監(jiān)測點處壓力和溫度隨時間變化曲線。由圖8(a)可知：壓力場由超壓階段發(fā)展到負(fù)壓階段；距離泄漏源中心57 m處的甲烷體積分?jǐn)?shù)為16%，爆炸后超壓峰值為0.64 kPa；距離泄漏源中心140 m處的甲烷體積分?jǐn)?shù)為10%，爆炸后超壓峰值最大，為1.04 kPa；距離泄漏中心由200 m增大到400 m時，超壓峰值由0.27 kPa降到0.001 kPa。由圖8(b)可知：距泄漏源中心57 m(點火位置)處的溫度最高；距離泄漏源中心400 m處的高溫峰值下降至環(huán)境溫度。

非均勻分布的混合氣體爆炸后，隨著與泄漏中心距離的增加，爆炸后超壓峰值先增大后減小，如圖9(a)所示。這是因為：距離泄漏中心較近時，甲烷濃度較高，屬于富燃料燃燒，燃燒不充分，爆炸超壓峰值較低；距離泄漏中心較遠(yuǎn)時，當(dāng)甲烷濃度降低到當(dāng)量比濃度時，爆炸超壓峰值最大；距離泄漏中心更遠(yuǎn)時，甲烷濃度很低，爆炸超壓峰值隨之降低。圖9(b)展示了溫度峰值-距離曲線?？梢姡嚯x泄漏中心越遠(yuǎn)，溫度峰值越低。距離泄漏源中心200 m范圍以內(nèi)，爆炸產(chǎn)生的高溫超過960 K，會對人員造成傷害。

3.2 點火時刻對爆炸壓力場和溫度場的影響

為了研究不同點火時刻對爆炸壓力場的影響，設(shè)點火時刻分別為50、100、150和200 s；點火源距泄漏中心下風(fēng)方向57 m，距地面高1 m；點火半徑為5 mm；初始溫度為2 500 K，初始壓力為0.1 MPa，環(huán)境溫度為300 K。

圖10顯示了距泄漏源中心140 m處不同點火時刻爆炸壓力和溫度隨時間變化曲線。當(dāng)點火時刻為100 s時，甲烷濃度達(dá)到爆炸極限的區(qū)域最大(如圖7所示)，因此爆炸超壓峰值和溫度峰值最高；當(dāng)點火時刻為200 s時，甲烷濃度接近爆炸下限，因此爆炸超壓峰值和溫度峰值最低。

4 結(jié) 論

以LNG泄漏后吸熱汽化形成的混合氣體為研究對象，探索LNG大面積泄漏汽化過程、氣體混合過程和爆炸過程，主要結(jié)論如下：

(1) 隨著擴散距離的增大，低溫區(qū)域的溫度谷值升高，且升高趨勢變緩，在LNG大面積泄漏時處置人員距泄漏源中心110 m范圍內(nèi)時需要做好防凍防護(hù)；

(2) 低溫區(qū)域的溫度谷值隨風(fēng)速的增加呈線性下降，隨泄漏時間的增加而降低，并且降低趨勢變緩；

(3) 隨著距泄漏中心距離的增加，爆炸后超壓峰值先增大后降低，距泄漏源中心200 m范圍內(nèi)，爆炸產(chǎn)生的高溫超過960 K，會對人員造成傷害。

參考文獻(xiàn):

[1] ZHANG X, LI J, ZHU J, et al. Computational fluid dynamics study on liquefied natural gas dispersion with phase change of water[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2015,91:347-354.

[2] LUKETA-HANLIN A, KOOPMAN R P, ERMAK D L. On the application of computational fluid dynamics codes for liquefied natural gas dispersion[J]. Journal of Hazardous Materials, 2007,140(3):504-517.

[3] 王卿權(quán).LNG動力船舶燃料罐火災(zāi)、爆炸事故后果數(shù)值研究[D].大連:大連海事大學(xué),2014.

[4] PLANAS E, PASTOR E, CASAL J, et al. Analysis of the boiling liquid expanding vapor explosion (BLEVE) of a liquefied natural gas road tanker: The Zarzalico accident[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015,34:127-138.

[5] REN S, ZHANG Q. Influence of concentration distribution of hydrogen in air on measured flammability limits[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015,34:82-91.

[6] GAVELLI F, BULLISTER E, KYTOMAA H. Application of CFD (Fluent) to LNG spills into geometrically complex environments[J]. Journal of Hazardous Materials, 2008,159(1):158-168.

[7] SUN B, UTIKAR R P, PAREEK V K, et al. Computational fluid dynamics analysis of liquefied natural gas dispersion for risk assessment strategies[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2013,26(1):117-128.

[8] KOOPMAN R P, CEDERWALL R T, ERMAK D L, et al. Analysis of Burro series 40 m3LNG spill experiments[J]. Journal of Hazardous Materials, 1982,6(1/2):43-83.