劉俊雄，余建星，陳海成，楊政龍，孔凡冬，雷 云

(1.天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072 ； 2.高新船舶與深海開發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心，上海 200240)

0 引言

海洋平臺作為海洋油氣資源開發(fā)過程中的基礎性設施，具有技術要求高、投資成本高、作業(yè)環(huán)境惡劣、施工難度大、隨機因素多等特點。除受常規(guī)重力、壓力等工作載荷以及風、浪、流、冰等環(huán)境載荷外，還時常由于生產(chǎn)設施損壞、設備油氣泄漏而受到火災、爆炸等風險載荷作用，一旦出現(xiàn)事故，通常會造成重大的人員傷亡、經(jīng)濟財產(chǎn)損失以及生態(tài)環(huán)境破壞等嚴重后果[1]。因此，探索海上可燃性氣體爆炸的規(guī)律，研究其影響因素，提出具有較高可行性的防控措施對于海洋工程安全運行和海洋油氣事業(yè)的持續(xù)健康發(fā)展具有十分重要的意義。

在海洋平臺油氣泄漏引發(fā)的蒸氣云爆炸預測的計算方面，國內(nèi)外學者基于試驗和理論分析提出了適用于海洋平臺的可燃氣體爆炸模型[2-4]，包括以TNT當量法為代表的經(jīng)驗方法、以TNO多能模型法為代表的經(jīng)驗與模擬結合方法和以CFD方法為代表的數(shù)值模擬方法。但TNT當量法僅適用于高強度氣體爆炸遠場強度預測，TNO多能法也僅適用于初期保守定性預測。以FLACS為代表的CFD數(shù)值模擬方法通過建立精確的蒸氣云和障礙物模型，充分考慮各種影響因素，可以在更真實的場景下研究氣體爆炸過程。

針對海洋平臺的復雜條件，國外學者對封閉環(huán)境下障礙物對爆炸的影響進行了一系列實驗。Moen等[5]進行了管型容器爆炸實驗，發(fā)現(xiàn)阻塞率是影響爆炸超壓的重要參數(shù)，阻塞率的增大會減小通氣孔面積進而提高空氣流速，速度的增加增大了孔板后的湍流，導致了爆炸超壓增大；David等[6]進行了立方體容器爆炸實驗，發(fā)現(xiàn)除了體積阻塞率影響爆炸強度外，對于障礙物對爆炸傳播的影響而言，障礙物的形狀及其布置也是關鍵因素；Dag等[7]在具有相同長度和相似障礙物的楔形和管道容器中進行的實驗表明，管道容器內(nèi)的末端火焰速度高于楔形容器；Dag等[7]進行了管道內(nèi)障礙物的交錯排列實驗，發(fā)現(xiàn)障礙物的錯動會導致更高的壓力，這是僅用阻塞率等參數(shù)無法描述的。

國內(nèi)的一些學者采用實驗和數(shù)值模擬的方法研究了障礙物影響蒸氣云爆炸的機理。Li等[8]利用計算流體動力學軟件AutoReaGas分別研究障礙物量和體積阻塞率對天然氣爆炸的影響，發(fā)現(xiàn)超壓峰值和最大燃燒速度隨著障礙物數(shù)量的增加而增加，隨著體積阻塞率的增加先增大后減小；郭丹彤等[9]采用軟件AutoReaGas設計了立方體模型爆炸實驗，結果表明，障礙物同一結構下其阻塞程度在一定范圍內(nèi)與超壓峰值呈正比，在障礙物阻塞率相同的情況下，立體障礙物對氣體爆炸壓力場的影響要大于平面障礙物；韓蓉等[10]采用數(shù)值模擬的方法，發(fā)現(xiàn)在密閉方管中的爆炸，球形障礙物錯落排列造成的壓力上升速率約為同位排列的100倍；周寧等[11]設計了一種管道實驗裝置，發(fā)現(xiàn)障礙物的空間位置對火焰加速的影響十分顯著；魏存娟等[12]的實驗證明了管道內(nèi)障礙物間距的變化對蒸氣云爆炸壓力的影響并不顯著。

蒸氣云爆炸影響因素中包含了燃料類型、混合均勻度、點火能量、初始溫度、障礙物等眾多因素，其中障礙物決定湍流的發(fā)展，而湍流是導致火焰加速的關鍵參數(shù)[13]。障礙物作為影響氣體爆炸的重要因素受到了廣泛重視，然而目前研究通常采用體積阻塞率等參數(shù)來描述障礙物的阻塞程度，但僅使用阻塞率等參數(shù)無法描述障礙物交錯排列會導致更高超壓等現(xiàn)象[7]，需要對障礙物的排列方式做進一步的研究。

鑒于上述分析，本文采用基于CFD方法的FLACS軟件建立蒸氣云爆炸計算模型，選用歐洲共同體氣體委員會資助的MERGE項目的系列爆炸實驗進行模型驗證，提出了用于衡量障礙物排列不均勻度的量化參數(shù)，通過爆炸超壓峰值變化規(guī)律，研究障礙物排列方式對海洋平臺蒸氣云爆炸的影響。

1 FLACS數(shù)值模擬

FLACS是專業(yè)氣體爆炸分析軟件，在油氣工業(yè)生產(chǎn)和研究領域有著廣泛的應用。FLACS基于CFD數(shù)值計算方法，能夠模擬氣體的泄漏、擴散和傳播過程，以及可燃性氣體混合物點燃后，模擬火焰?zhèn)鞑ズ捅ㄒ鸬某瑝鹤兓?。同時，可以監(jiān)測整個計算空間任意位置處相關變量的時間歷程，例如壓力、火焰速度、燃料濃度等。

CFD數(shù)值模擬方法以流體力學基本方程和化學反應動力學方程為基礎，利用有限元計算對爆炸過程進行數(shù)值求解。能量守恒方程如式(1)所示[14]：

(1)

表1 通用變量賦值Table 1 Generic variable assignment

表1中的物理符號含義如下：ui為速度分量，m/s；μ為動力黏度，N·s/m2；p是流體微元上的壓力，N；Si為動量守恒方程的廣義源項；T為溫度，K；k為流體傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；cp為比熱容，J/(kg·K)；ST為黏性耗散項；cs為某組分s的體積濃度，mL/m3；Ds為某組分s的擴散系數(shù)，m2/s；Ss為通過化學反應某組分s的生產(chǎn)率(單位時間單位體積產(chǎn)生的質量)，kg/(s·m3)。

湍流模型采用經(jīng)典的兩方程模型k-ε模型，包括湍流動能k方程和湍流動能的耗散率ε方程，如式(2)～(3)所示：

(2)

(3)

式中：μeff為有效黏度，N·s/m2；Gk為由于平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項，J；Cε1，Cε2為經(jīng)驗常數(shù)；σk和σε分別為湍流動能k和耗散率ε對應的Prandtl數(shù)。

其中湍動黏度μt由Boussinesq渦流黏度模型模擬得到，μt和k，ε的關系通過1個經(jīng)驗常數(shù)Cμ以式(4)表達：

(4)

有效黏度則設定為層流黏度μ和湍動黏度μt之和，如式(5)所示。

μeff=μ+μt

(5)

在k-ε模型中使用的參數(shù)值如表2所示。

表2 k-ε模參數(shù)值Table 2 Parameter values of k-ε model

2 數(shù)值模擬方法的實驗驗證

為了驗證FLACS數(shù)值模擬方法用于海洋平臺典型結構內(nèi)部爆炸預測計算的有效性，選取MERGE項目已完成的一系列實驗進行對比驗證，將數(shù)值計算結果與實驗結果進行對比分析。MERGE項目主要研究了均勻分布障礙物尺寸與體積阻塞率對蒸氣云爆炸的影響。

實驗具體裝置如圖1所示，實驗中障礙物陣列的尺寸約為4.5 m×4.5 m×2.25 m，圓形管障礙物直徑為86 mm，其布置規(guī)格為10個×10個×5 個(X方向×Y方向×Z方向)，在各方向上的中心間距均為400 mm。給定氣體空間由聚乙烯薄膜包圍封閉，充滿甲烷與化學計量比的空氣預混合氣體。著火點位于障礙物中心的地平面上，使用低能量火花點燃。在沿X軸方向的地平面上，距離點火源1.0,1.2，1.6，2.0，4.0 m的位置處設置5個壓力傳感器。實驗所得數(shù)據(jù)如表3所示[15]。

圖1 MERGE項目實驗裝置Fig.1 Experimental device of MERGE project

X軸距離/m1.01.21.62.04.0超壓峰值/ kPa10.88810.79410.3899.8055.814

基于FLACS軟件選擇實驗場景中的相關幾何尺寸參數(shù)，建立圖2所示障礙物模型并進行計算，對該實驗進行數(shù)值模擬驗證。

圖2 數(shù)值模擬內(nèi)部障礙物排列Fig.2 Internal obstacles arrangement of numerical simulation

FLACS求解器進行數(shù)值模擬計算，提取各監(jiān)測點的超壓，將MERGE實驗數(shù)據(jù)與FLACS重現(xiàn)該實驗所得的數(shù)值計算數(shù)據(jù)進行對比，結果如圖3所示。

圖3 數(shù)值模擬與實驗結果數(shù)據(jù)對比Fig.3 Comparison between results of numerical simulation and experiment

數(shù)值計算結果與實驗結果對比分析顯示，爆炸超壓峰值的相對誤差在-4.7%到7.1%之間，滿足工程誤差要求，驗證了利用FLACS軟件數(shù)值模擬方法研究實際海洋平臺典型結構內(nèi)部阻塞空間中可燃性蒸氣云爆炸的有效性。

3 障礙物排列對可燃性氣體爆炸的影響

海上平臺發(fā)生的意外氣體爆炸具有復雜傳播特征，爆炸與幾何形狀之間有很強的耦合關系。在數(shù)值模型中，難以精確地考慮每個幾何細節(jié)，原因是建立復雜幾何模型需要大量的數(shù)值網(wǎng)格點。Hjertager[16]提出了另一種方法來描述海上平臺爆炸的幾何形狀并建立其對爆炸的影響模型，該方法建立了立方體模型和桿狀障礙物(方形和圓形)，利用阻塞率和分布阻力的概念，模擬了復雜幾何結構中的爆炸傳播。其中分布阻力函數(shù)依賴于體積參數(shù)，如障礙物的尺寸和方向等。本文采用類似的幾何模型，用密閉立方體模型中平行或垂直于底面的管狀障礙物模擬海洋平臺中的復雜結構。

目前研究障礙物對氣體爆炸強度的影響一般采用面積阻塞率和體積阻塞率等參數(shù)來描述阻塞程度。然而，在阻塞率相同的情況下，障礙物的排列分布對爆炸傳播過程也會產(chǎn)生重要影響。

建立海洋平臺典型結構的簡化形式，假定X，Y，Z3個方向排列規(guī)律相同，分別設定不同排列分布方式，包括：均勻排列、中間密兩邊疏、中間疏兩邊密3類共9種工況，如圖4所示?？紤]X方向分布情況，每種工況中障礙物間均設置9個間隔，間隔距離由拋物線函數(shù)確定，如式(6)所示:

圖4 障礙物排列方式Fig.4 Arrangement modes of obstacles

(6)

式中：x為障礙物坐標位置，通過改變參數(shù)a的值來改變障礙物排列不均勻度，具體間隔設置如表4所示。

定義排列不均勻度CDO(Confusion Degree of Obstacles )為障礙物間距的均方差，如式(7)所示:

(7)

表4中情景0～3是中間疏兩端密的布置方式，這種情景下排列不均勻度CDO取為各個間隔標準差的相反數(shù)，為負值；情景4是均勻排列布置方式，這種情景下排列不均勻度CDO取為各個間隔標準差，即為0；情景5～8為中間密兩端疏的布置方式，這種情景下排列不均勻度CDO取為各個間隔標準差，為正值。

3.1 排列不均勻度與爆炸超壓關系

使用FLACS軟件模擬MERGE項目中的實驗場景，障礙物均勻排列，按照式(7)所定義，排列不均勻度CDO為0。計算得到各測點超壓時間歷程曲線，圖5中P5，P6，P8，P10，P20代表了5個測點處的數(shù)值變化情況。

表4 模擬情景設置Table 4 Setting of simulation scenarios

圖5 不均勻度為0時超壓時間歷程曲線Fig.5 Time history curves of overpressure when CDO was 0

分別選取不均勻度為-16.8與16.8 這2組情景，繪制不均勻度分別為正和負時各測點超壓—時間曲線，如圖6～7所示。

圖6 不均勻度為-16.8時超壓時間歷程曲線Fig.6 Time history curves of overpressure when CDO was -16.8

圖7 不均勻度為16.8時超壓時間歷程曲線Fig.7 Time history curves of overpressure when CDO was 16.8

從圖5～7可以看出，爆炸產(chǎn)生的沖擊波傳播至監(jiān)測點處時，開始正壓作用階段，之后超壓快速增長到達峰值，跨越峰值拐點后，呈指數(shù)衰減到達大氣壓力，爆炸產(chǎn)物由于慣性繼續(xù)向外膨脹造成沖擊波后方產(chǎn)生負壓，開始負壓作用階段，負壓階段壓力相對較小。同時可以看出，不均勻度為0時，爆炸超壓在5個測點處各時刻均處于最大。而測點P20由于在障礙物范圍之外，距離爆心位置最遠，超壓峰值最低。

分別對表4中所述9種不同情形下的障礙物排列方式進行爆炸沖擊模擬計算，提取不同排列不均勻度下5個監(jiān)測點的超壓峰值，得到其與不均勻度的關系如圖8所示。

圖8 5個監(jiān)測點的超壓峰值Fig.8 Peak overpressures at five monitoring points

如圖8所示，排列不均勻度正負區(qū)域的超壓峰值關系體現(xiàn)出不同的特征，在CDO為負的區(qū)域內(nèi)，障礙物排列中間稀疏兩端密集，爆心位置附近空間相對較大，隨著障礙物間隔方差的減小，障礙物趨于均勻排列，氣體爆炸超壓峰值近似呈線性增加。在CDO為正的區(qū)域內(nèi)，障礙物排列中間密集兩端稀疏，爆心位置附近空間相對較小，隨著CDO數(shù)值的變化，氣體爆炸超壓峰值出現(xiàn)波動，說明在爆心位置較密時，爆炸沖擊波情況變得更為復雜。

按照CDO數(shù)值的正負分類，分別統(tǒng)計2類情景的爆炸超壓峰值與爆心距離關系，如圖9～10所示。

圖9 CDO為正時，爆炸超壓峰值與爆心距離關系Fig.9 Relationship between peak explosion overpressure and distance from explosion center when CDO was positive

圖10 CDO為負時，爆炸超壓峰值與爆心距離關系Fig.10 Relationship between peak explosion overpressure and distance from explosion center when CDO was negative

由圖9～10可以看出，在相同可燃性蒸氣云以及體積阻塞率不變的條件下，CDO為0時，即障礙物均勻排列時造成了最大的爆炸超壓。對于相同的障礙物間隔，不同的排列順序引發(fā)了不同的爆炸超壓，說明可燃性氣體爆炸對于障礙物排列方式比較敏感。障礙物排列中間密兩端稀時，整體的超壓水平大于障礙物排列中間稀兩端密的布置方式，說明對超壓產(chǎn)生和發(fā)展影響更大的是爆炸發(fā)展初期的障礙物阻塞程度，火焰前方的未燃燒氣體受到障礙物阻塞越大則產(chǎn)生的湍流越強烈，增大了火焰陣面的擾動，提高了熱量與物質傳遞速率，使得火焰加速從而導致更大的峰值壓力。

3.2 障礙物管徑與爆炸超壓的關系

障礙物的阻塞程度會影響湍流的發(fā)展，是導致火焰加速的重要原因，障礙物的阻塞率是通常采用描述障礙物阻塞程度的參數(shù)。通過改變障礙物的管徑來改變障礙物的阻塞率，將不同管徑下，排列不均勻度分別為-16.8，0和16.8 3種排列方式的爆炸超壓峰值繪制曲線，如圖11所示。

圖11 3種不均勻度在不同管徑下的最大超壓Fig.11 Maximum overpressure of three CDO under different pipe diameters

由圖11可以發(fā)現(xiàn)，管徑的大小影響了障礙物的阻塞率，同等條件下障礙物的阻塞率越高，將會導致更小的通過面積，增大空氣的流速，增大障礙物后的湍流，從而導致了更大的超壓。在相同的管徑條件下，體積阻塞率一致，而障礙物均勻排列通常會導致最大的爆炸超壓。

3.3 海上油氣平臺防控措施

在海洋石油鉆井平臺上，要劃分出爆炸危險的區(qū)域范圍，并且依據(jù)規(guī)定進行防爆管理，提高海洋石油鉆井平臺的安全性[17]。本文將海上平臺上部結構的不同區(qū)域劃分為4種類型，并根據(jù)上文所述爆炸超壓與障礙物排列方式及阻塞率的影響規(guī)律，分別針對不同區(qū)域，給出如下安全防控建議：

1)油氣泄漏高發(fā)區(qū)域，包括了燃油系統(tǒng)的燃油柜及附屬的溢油管、滑油系統(tǒng)的滑油柜等設備。在易泄漏區(qū)域要減少非必要設備的布置，將管線沿甲板布置，減少懸空布置，同時管線和儲罐儲柜等設備布置時避免均勻排列。

2)不產(chǎn)生泄漏區(qū)域，包括了冷卻水系統(tǒng)的冷卻水管、排氣系統(tǒng)的排煙管和排氣管等設備，該區(qū)域不直接產(chǎn)生油氣泄漏，但是與油氣泄漏高發(fā)區(qū)域存在緊密聯(lián)系。該區(qū)域盡量將設備遠離易泄漏區(qū)域，將管線沿甲板布置，減少懸空布置，同時將管線避免均勻排列，增大靠近易泄漏區(qū)域的管線間隔。

3)著火點區(qū)域，主要包括了電氣設備，泄漏油氣所需點火能量較低，細微的電火花即可造成巨大危害，因此需要將著火點區(qū)域遠離易泄漏區(qū)域，同時將電纜孔導板及電纜架的設備進行不均勻排列。

4)非危險區(qū)域，例如通風區(qū)域的通風管，建議將管線貼近甲板布置，減少管線均勻排列。

4 結論

1)基于FLACS軟件建立海洋平臺典型結構內(nèi)部爆炸模型，利用MERGE項目實驗進行數(shù)值模擬驗證，取得了較高的一致度，驗證了計算方法的有效性和可靠性。

2)提出用于衡量障礙物排列不均勻度的量化參數(shù)CDO，對障礙物排列方式的影響進行了研究，發(fā)現(xiàn)均勻排布的障礙物導致的爆炸作用最大；相同的間距在不同的排列順序下對爆炸超壓的影響不相同，中間密兩邊稀疏的排列方式產(chǎn)生的超壓整體水平更高；在爆炸發(fā)展初期階段，障礙物阻塞程度對超壓產(chǎn)生和發(fā)展影響更加顯著。

3)根據(jù)障礙物排列方式對蒸氣云爆炸的影響規(guī)律，提出海洋平臺油氣爆炸安全防控的建議措施，在管線設計時努力避免懸空布置，減少管線均勻排列，增大靠近易泄漏區(qū)域的管線間隔。