劉瑤，譚松玲，陳濤濤，李偉，陳飛

燃?xì)忾l井管道泄漏封閉空間擴(kuò)散特性及安全預(yù)警分析

劉瑤，譚松玲，陳濤濤，李偉，陳飛

（北京市燃?xì)饧瘓F(tuán)有限責(zé)任公司，北京 100035）

開展燃?xì)忾l井管道泄漏封閉空間擴(kuò)散特性研究是提升閘井安全性能和完善預(yù)警機(jī)制的重要前提，建立燃?xì)忾l井管道泄漏擴(kuò)散計(jì)算流體力學(xué)瞬態(tài)分析模型，基于不同方位小孔持續(xù)泄漏數(shù)值模擬，探討了管道上方、閥門側(cè)面法向泄漏時(shí)燃?xì)猓淄椋┑姆植继匦约安煌恢眯孤┖蟊O(jiān)測(cè)點(diǎn)處的甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化和泄漏監(jiān)測(cè)設(shè)備的布置范圍。研究結(jié)果表明：泄漏速度對(duì)閘井內(nèi)甲烷整體質(zhì)量分?jǐn)?shù)影響較大，且泄漏速度越大管廊內(nèi)平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)越高、達(dá)到爆炸范圍的平均時(shí)間越短；泄漏位置影響泄漏初期閘井內(nèi)甲烷的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布，靠近泄漏孔的監(jiān)測(cè)點(diǎn)處質(zhì)量分?jǐn)?shù)波動(dòng)幅度較大，遠(yuǎn)離泄漏孔處的監(jiān)測(cè)點(diǎn)變化較為平緩、規(guī)律。

燃?xì)忾l井；泄漏；監(jiān)測(cè)點(diǎn)；質(zhì)量分?jǐn)?shù)；甲烷

隨著經(jīng)濟(jì)社會(huì)的發(fā)展和人們生活水平的提高，天然氣以其清潔、高效等優(yōu)點(diǎn)在人們的生產(chǎn)生活中普及開來(lái)。伴隨著城市燃?xì)夤芫W(wǎng)覆蓋面積增加，燃?xì)忾l井的數(shù)量也逐漸增多，燃?xì)忾l井作為管網(wǎng)系統(tǒng)的主要組成部分發(fā)揮著不可替代的作用。燃?xì)忾l井輸配管道一旦發(fā)生泄漏，便會(huì)在閘井封閉空間內(nèi)部形成可燃?xì)怏w云，極易引發(fā)火災(zāi)、爆炸等安全事故，造成環(huán)境污染、人員傷亡，嚴(yán)重威脅到人們的生命及財(cái)產(chǎn)安全。因此，研究燃?xì)忾l井管道泄漏封閉空間擴(kuò)散特性具有重要的現(xiàn)實(shí)意義[1-3]。

眾多專家學(xué)者對(duì)可燃?xì)怏w泄漏做了大量案例分析，采用模擬或?qū)嶒?yàn)的方法對(duì)可燃?xì)怏w泄漏進(jìn)行研究。HELENA[4]將泄漏氣體假定為理想氣體且管道內(nèi)部流體絕熱流動(dòng)，由此得到穩(wěn)態(tài)泄漏時(shí)的計(jì)算方法，但此種方法限制了壓力過(guò)高時(shí)的計(jì)算精度。薛海強(qiáng)[5]等采用數(shù)值計(jì)算的方法對(duì)管道不同位置燃?xì)庑孤┖蟮牧鲌?chǎng)和質(zhì)量分?jǐn)?shù)場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算，得到室內(nèi)燃?xì)獾男孤U(kuò)散特性。馬博洋[6]等對(duì)綜合管廊燃?xì)鈧}(cāng)內(nèi)燃?xì)夤艿佬孤┻M(jìn)行研究，通過(guò)模擬與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法分析管道泄漏后甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)與爆炸范圍的關(guān)系及管道泄漏后修補(bǔ)的可行性。方自虎[7]以地下綜合管廊為研究對(duì)象，用Fluent軟件分別對(duì)向上和水平兩種不同泄漏口進(jìn)行燃?xì)庑孤U(kuò)散過(guò)程模擬，得到距離泄漏口達(dá)到一定的距離后燃?xì)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)變化與泄漏口的開口方向無(wú)關(guān)的結(jié)論。QIAN[8]等對(duì)6種不同情況下氫氣泄漏擴(kuò)散過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值分析，分別繪制氫氣體積分?jǐn)?shù)隨泄漏時(shí)間的變化曲線，定量研究了泄漏末端可燃?xì)庠频姆植?。錢喜玲[9]等研究了不同壓力條件下燃?xì)庠诠芾葍?nèi)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布特性，并得到管道泄漏壓力與報(bào)警時(shí)間成正相關(guān)的結(jié)論。GAO[10]等對(duì)地下室空調(diào)機(jī)房制冷劑泄漏進(jìn)行研究，并測(cè)試不同通風(fēng)條件下泄漏的制冷劑在不同位置的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，得到了通風(fēng)方式對(duì)泄漏氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)的影響程度較大的結(jié)論。CHEN[11]提出標(biāo)準(zhǔn)模型下燃?xì)庠讵M長(zhǎng)管廊內(nèi)管道的泄漏擴(kuò)散過(guò)程更加精準(zhǔn)并且接近實(shí)際工況。然而，針對(duì)無(wú)機(jī)械通風(fēng)且較為封閉的燃?xì)忾l井內(nèi)的管道及閥門泄漏方面的研究較少。

本文以燃?xì)忾l井為研究對(duì)象建立二維物理模型，模擬管道上方泄漏及閥門側(cè)方位泄漏，選擇標(biāo)準(zhǔn)方程湍流模型，采用Fluent軟件對(duì)持續(xù)進(jìn)行的小孔泄漏進(jìn)行模擬，研究閘井內(nèi)甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)場(chǎng)的分布規(guī)律及爆炸范圍，對(duì)閘井監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置及泄漏后檢修提供有力的參考依據(jù)。

1 燃?xì)忾l井管件泄漏模型建立

1.1 物理模型的建立及基本參數(shù)

本文以某實(shí)際燃?xì)忾l井內(nèi)部為研究對(duì)象，井深4 m，土壤以下管廊部分為2 m，裸露在外部的燃?xì)廨斔凸艿篱L(zhǎng)5 m、直徑0.2 m，位于閘井底部，管道中央位置處有一個(gè)0.3 m×0.25 m的閥門，井蓋有兩個(gè)直徑2 cm的圓孔與大氣相通，其他壁面均接觸土壤，建立物理模型如圖1所示。

圖1 燃?xì)忾l井二維物理模型

泄漏孔1位于圖示中管道左側(cè)的上方，泄漏孔2位于圖示閥門的右側(cè)，分別以法向速度5、10 m·s-1泄漏30 s。歐洲輸氣管道事故數(shù)據(jù)組織（EGIG）按照事故統(tǒng)計(jì)分類標(biāo)準(zhǔn)將氣體泄漏模型劃分為：小孔模型、大孔模型和管道模型[12]。在實(shí)際工程中，小孔泄漏事故發(fā)生概率最高，而大孔泄漏和管道泄漏事故則相對(duì)較少[13]，故本文設(shè)定4 mm直徑的泄漏孔進(jìn)行模擬分析。

監(jiān)測(cè)點(diǎn)1～9的坐標(biāo)分別為（0,1.5）、（1,1.5）、（2,1.5）、（3,1.5）、（4,1.5）、（5,1.5）、（2.25,4）、（2.75,4）和（2.5,3.5）。

1.2 數(shù)學(xué)模型的建立及基本控制方程

由于天然氣的主要成分為甲烷，故本文用甲烷代替天然氣進(jìn)行模擬分析。為簡(jiǎn)化求解過(guò)程，做以下假設(shè)：泄漏的甲烷和閘井內(nèi)的空氣均視為不可壓縮的理想氣體，且混合前后的氣體均滿足理想氣體狀態(tài)方程；在泄漏過(guò)程中管道壓力恒定，即泄漏孔徑和泄漏速度不隨時(shí)間變化；在甲烷泄漏擴(kuò)散過(guò)程中，不與空氣發(fā)生化學(xué)反應(yīng)[14]。

采用非穩(wěn)態(tài)時(shí)間項(xiàng)并考慮重力和浮力的影響，選用PISO算法對(duì)方程進(jìn)行求解[15]，燃?xì)庑孤┑某跏紲囟葹?88 K，閘井內(nèi)溫度為300 K，選用標(biāo)準(zhǔn)方程為湍流模型，采用無(wú)化學(xué)反應(yīng)的組分運(yùn)輸方程，設(shè)置泄漏孔為速度出口邊界條件，井蓋孔為自由出流邊界條件，其他均為壁面邊界條件，時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)定為0.01。

在該情況下對(duì)流擴(kuò)散問(wèn)題的求解方法是將擴(kuò)散區(qū)域中擴(kuò)散氣體的質(zhì)量、動(dòng)量、能量等守恒方程作為控制方程，采用離散化的數(shù)值方法求得擴(kuò)散氣體的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布規(guī)律，考慮湍流的對(duì)流擴(kuò)散問(wèn)題的求解，除掉流體運(yùn)動(dòng)的基本方程組外，還要聯(lián)合對(duì)流擴(kuò)散控制方程。

1）連續(xù)性方程。

式中：u、u—、兩個(gè)方向的速度分量，m·s-1；

—時(shí)間，s；

—密度，kg·m-3。

2）動(dòng)量守恒方程。

式中：u、u—、兩個(gè)方向的速度分量，m·s-1；

—時(shí)間，s；

—流體微元上的壓強(qiáng)，Pa；

—?jiǎng)恿︷ざ龋琍a·s；

—密度， kg·m-3；

S、S—廣義源項(xiàng)，不可壓縮流體粘性為常數(shù)時(shí)取0。

3）能量守恒方程。

式中：u、u—、方向的速度分量，m·s-1；

—溫度，K；

—流體導(dǎo)熱系數(shù)，W·(m·K)-1；

C—定壓比熱容，kJ·( kg·K)-1；

S—黏性耗散項(xiàng)。

4）組分運(yùn)輸方程。根據(jù)假設(shè)，本文模擬的閘井燃?xì)庑孤U(kuò)散過(guò)程中燃?xì)馀c空氣之間無(wú)化學(xué)反應(yīng)，因此采用無(wú)化學(xué)反應(yīng)的組分輸運(yùn)方程：

式中：ω—組分i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；

D—組分的擴(kuò)散系數(shù)。

5）湍流控制方程。

湍動(dòng)能方程：

耗散率方程：

式中：G—由平均速度梯度引起的湍動(dòng)能；

G—由浮力作用引起的湍動(dòng)能；

Y—可壓縮湍流脈動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率的影響；

1ε、2ε、3ε—經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；

α—湍動(dòng)能有效普朗特?cái)?shù)的倒數(shù)；

α—耗散率有效普朗特?cái)?shù)的倒數(shù)。

1.3 變量參數(shù)及影響因素

燃?xì)忾l井是一個(gè)較為封閉的空間，其井蓋處的兩個(gè)小孔是其內(nèi)部環(huán)境與外界環(huán)境之間交換的窗口，因此外界對(duì)于閘井內(nèi)燃?xì)夤艿腊l(fā)生泄漏后的影響甚微，可以忽略不記。

本文分別對(duì)5 m·s-1和10 m·s-1泄漏速度的泄漏孔1和泄漏孔2處持續(xù)進(jìn)行的小孔泄漏過(guò)程進(jìn)行模擬分析。

2 模擬結(jié)果分析

2.1 泄漏速度的影響

井蓋處設(shè)有兩個(gè)與外界相通的小孔，分別在兩個(gè)小孔處設(shè)置了監(jiān)測(cè)點(diǎn)7和監(jiān)測(cè)點(diǎn)8，以觀察燃?xì)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)及變化，并在井蓋正中心下方0.5 m處設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)9。當(dāng)泄漏孔1以泄漏速度5 m·s-1泄漏且持續(xù)進(jìn)行時(shí)，如圖2所示，在12 s時(shí)探及井蓋下方0.5 m處有質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化，兩個(gè)井蓋孔之間有2 s的時(shí)間延時(shí)，且首先在井蓋孔2處探及質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化。當(dāng)氣體觸及管廊頂部受到阻擋時(shí)，改變了氣流的運(yùn)動(dòng)方向，使得氣體向右擴(kuò)散一部分觸及豎井的右壁面，此時(shí)動(dòng)能即將消耗殆盡，由于甲烷的密度低于空氣，在浮力的作用下向上方擴(kuò)散，故監(jiān)測(cè)點(diǎn)9處較早探及質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化；另一部分氣體則貼右壁面擴(kuò)散，所以質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化較早出現(xiàn)在右側(cè)井蓋孔。當(dāng)泄漏孔1以泄漏速度10 m·s-1泄漏且持續(xù)進(jìn)行時(shí)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)7、8、9檢測(cè)到質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化的時(shí)間均比5 m·s-1泄漏時(shí)提前4 s。

當(dāng)泄漏孔2以泄漏速度5 m·s-1泄漏且持續(xù)進(jìn)行時(shí)，如圖3所示，在15 s時(shí)探及井蓋下方0.5 m處有較明顯的質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化，比泄漏孔1以同樣泄漏速度泄漏時(shí)延后1 s，而左側(cè)井蓋孔監(jiān)測(cè)到質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化的時(shí)間比右側(cè)井蓋孔略提前1 s。與泄漏孔1相比，該泄漏模型在監(jiān)測(cè)點(diǎn)7和監(jiān)測(cè)點(diǎn)8檢測(cè)到質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化的時(shí)間分別延后2 s和4 s。

圖2 泄漏孔1泄漏時(shí)不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)處甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時(shí)間變化曲線

圖3 泄漏孔2泄漏時(shí)不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)處甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時(shí)間變化曲線

當(dāng)泄漏孔2泄漏初期，氣流向右噴射的同時(shí)受到浮力的影響，故存在向上的蘑菇云，在泄漏速度為10 m·s-1泄漏時(shí)，由于初動(dòng)能較大，會(huì)使氣體噴射至右側(cè)管廊的壁面，而后向上方發(fā)展，此時(shí)橫向的初動(dòng)能對(duì)氣體運(yùn)動(dòng)的影響較大，而浮力的影響較小，在沿壁面運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中動(dòng)能逐漸減弱，故擴(kuò)散到監(jiān)測(cè)點(diǎn)7、監(jiān)測(cè)點(diǎn)8、監(jiān)測(cè)點(diǎn)9的時(shí)間有所延遲，分別比泄漏速度5 m·s-1時(shí)延遲4 s、4 s、3 s。

2.2 泄漏方向的影響

燃?xì)夤艿郎戏叫孤┻^(guò)程如圖4所示。在泄漏初始時(shí)刻，初動(dòng)能較大，燃?xì)獯怪庇诠艿老蛏戏絿娚洌纬奢^為明顯的氣柱。在空氣阻力與摩擦力的共同作用下燃?xì)庑纬赡⒐皆茽畈⑾蛩闹苎杆贁U(kuò)散，隨著射流高度的增大，當(dāng)含有燃?xì)饨M分的混合氣體觸及到閘井管廊頂端時(shí)會(huì)在氣柱的兩側(cè)形成渦流，左側(cè)渦流首先形成，會(huì)影響氣柱的穩(wěn)定，故氣柱發(fā)生偏移。由于管廊頂端的阻擋，隨后在泄漏孔的右側(cè)形成橫向擴(kuò)散的蘑菇云，一部分燃?xì)庠诟×ψ饔孟孪蜇Q井上方擴(kuò)散，另一部分由于動(dòng)能較大繼續(xù)向管廊右側(cè)遷移，隨著時(shí)間的推移動(dòng)能也逐漸衰減。

圖2 泄漏孔1以5m·s-1泄漏時(shí)質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖

管道閥門側(cè)方泄漏過(guò)程如圖5所示。

圖3 泄漏孔2以5 m·s-1泄漏時(shí)質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖

在泄漏初期氣體有向右較大的初動(dòng)能，加之浮力的影響，氣體向右上方噴射并形成團(tuán)狀蘑菇云向周圍擴(kuò)散。隨著初動(dòng)能的耗散和泄漏時(shí)間的推移，射流氣柱方向發(fā)生改變，燃?xì)庀蛏戏綌U(kuò)散直至閘井管廊頂端，在到達(dá)管廊頂端后受到阻擋向兩側(cè)擴(kuò)散，在此過(guò)程中，泄漏氣體的運(yùn)動(dòng)方向受到兩側(cè)渦流的擾動(dòng)發(fā)生變化，使泄漏燃?xì)饩o貼地面向右上方擴(kuò)散。

2.3 危險(xiǎn)區(qū)域預(yù)警分析

燃?xì)忾l井內(nèi)管道中輸送的氣體主要成分為甲烷，其爆炸極限以體積分?jǐn)?shù)計(jì)通常為5%～15%，相應(yīng)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)是3%～9%[5]。由于Fluent中默認(rèn)甲烷的數(shù)值單位為質(zhì)量分?jǐn)?shù)，因此取甲烷3%的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為爆炸下限。

當(dāng)泄漏孔1以5 m·s-1速度持續(xù)泄漏，如圖6（a）所示，監(jiān)測(cè)點(diǎn)2的響應(yīng)時(shí)間為3 s，監(jiān)測(cè)點(diǎn)3的響應(yīng)時(shí)間為4 s，除監(jiān)測(cè)點(diǎn)1位置外，其余監(jiān)測(cè)點(diǎn)在泄漏后30 s內(nèi)大部分位于危險(xiǎn)爆炸范圍之外，且30 s內(nèi)監(jiān)測(cè)點(diǎn)2處甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)波動(dòng)明顯，這是由于監(jiān)測(cè)點(diǎn)2位于泄漏孔1附近，泄漏孔1泄漏時(shí)噴射出的氣流以較高速度持續(xù)擴(kuò)散帶動(dòng)周圍空氣與甲烷氣體摻混，造成監(jiān)測(cè)點(diǎn)1處的值波動(dòng)。當(dāng)泄漏孔1以 10 m·s-1速度持續(xù)泄漏時(shí)，如圖6（b）所示，監(jiān)測(cè)點(diǎn)2的響應(yīng)時(shí)間為2 s，監(jiān)測(cè)點(diǎn)3響應(yīng)時(shí)間為3 s，在2～20 s內(nèi)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐步進(jìn)入爆炸范圍之內(nèi)。

圖4 泄漏孔1泄漏時(shí)不同時(shí)刻各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)與爆炸范圍

故針對(duì)泄漏孔1泄漏的情況可在監(jiān)測(cè)點(diǎn)2、監(jiān)測(cè)點(diǎn)3處設(shè)置監(jiān)控器，此處響應(yīng)迅速、敏感，可盡早發(fā)現(xiàn)故障并排除安全隱患。

當(dāng)泄漏孔2以5 m·s-1速度持續(xù)泄漏，如圖7（a）所示，監(jiān)測(cè)點(diǎn)4的響應(yīng)時(shí)間為3 s，監(jiān)測(cè)點(diǎn)5的響應(yīng)時(shí)間為6 s；監(jiān)測(cè)點(diǎn)6在10 s之后始終位于爆炸區(qū)域內(nèi)，且在以10 m·s-1速度泄漏時(shí)更加典型，這是由于側(cè)面泄漏時(shí)甲烷氣體初動(dòng)能較大，加之浮力影響會(huì)使甲烷氣體噴射至右壁面且質(zhì)量分?jǐn)?shù)持續(xù)增加。在30 s內(nèi)監(jiān)測(cè)點(diǎn)4和監(jiān)測(cè)點(diǎn)5處甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)波動(dòng)明顯。當(dāng)泄漏孔2以10 m·s-1速度持續(xù)泄漏時(shí)，如圖7（b）所示，監(jiān)測(cè)點(diǎn)5的響應(yīng)時(shí)間為7 s，監(jiān)測(cè)點(diǎn)4響應(yīng)時(shí)間為9 s，在6 s后各監(jiān)測(cè)點(diǎn)甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐步進(jìn)入爆炸范圍之內(nèi)。故針對(duì)泄漏孔2泄漏的情況可在監(jiān)測(cè)點(diǎn)4、監(jiān)測(cè)點(diǎn)5處設(shè)置監(jiān)控器，由于監(jiān)測(cè)點(diǎn)6處響應(yīng)后即刻超越爆炸上限，應(yīng)避免在監(jiān)測(cè)點(diǎn)6處設(shè)置監(jiān)控器以節(jié)省成本。

圖5 泄漏孔2泄漏時(shí)不同時(shí)刻各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)與爆炸范圍

3 結(jié) 論

1）在燃?xì)忾l井封閉空間內(nèi)管道的泄漏過(guò)程中，其泄漏速度直接決定了同等時(shí)間管廊內(nèi)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。管道上方泄漏時(shí)，10m·s-1泄漏速度明顯比 5m·s-1泄漏速度在同等時(shí)間內(nèi)甲烷的質(zhì)量分?jǐn)?shù)先達(dá)到爆炸下限，且管廊內(nèi)甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)明顯高于以 5 m·s-1速度泄漏時(shí)的工況；在閥門側(cè)方位泄漏時(shí)，泄漏速度為10 m·s-1時(shí)同等時(shí)間內(nèi)甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)仍然高于泄漏速度5 m·s-1時(shí)的工況，但在豎井內(nèi)部的3個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)卻有所延遲。

2）泄漏位置對(duì)管廊內(nèi)甲烷氣體分布的均勻程度影響較大，管道上方泄漏后，質(zhì)量分?jǐn)?shù)較大的區(qū)域?yàn)樾孤┛?至管廊左側(cè)區(qū)域，其附近監(jiān)測(cè)點(diǎn)質(zhì)量分?jǐn)?shù)波動(dòng)明顯；閥門側(cè)方泄漏后，管廊右壁面及閥門右側(cè)管溝貼地處質(zhì)量分?jǐn)?shù)較大。

3）泄漏速度為5 m·s-1和10 m·s-1時(shí)豎井內(nèi)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)7、監(jiān)測(cè)點(diǎn)8、監(jiān)測(cè)點(diǎn)9在30 s內(nèi)管廊內(nèi)甲烷的質(zhì)量分?jǐn)?shù)均未達(dá)爆炸范圍的下限。為節(jié)約成本、優(yōu)化工作方案、提高工作效率，針對(duì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)1至監(jiān)測(cè)點(diǎn)6可根據(jù)不同泄漏孔位置設(shè)置泄漏傳感器，當(dāng)泄漏孔1處泄漏時(shí)可監(jiān)控監(jiān)測(cè)點(diǎn)2、監(jiān)測(cè)點(diǎn)3處的質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化；當(dāng)泄漏孔2處泄漏時(shí)可監(jiān)控監(jiān)測(cè)點(diǎn)4、監(jiān)測(cè)點(diǎn)5處的質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化，且盡量避免在監(jiān)測(cè)點(diǎn)6處設(shè)置泄漏傳感器。

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Diffusion Characteristics and Safety Early Warning Analysis of Gas Well Pipeline Leakage in Closed Space

,,,,

（Beijing Gas Group Co., Ltd., Beijing 100035, China）

Carrying out research on the diffusion characteristics of gas well pipeline leakage in closed space is an important prerequisite for improving the safety performance of wells and improving the early warning mechanism. In this paper, taking a gas well in a certain area as the research object, a two-dimensional model of gas well pipeline leakage was established, the CFD software FLUENT was used to simulate the continuous leakage of holes in different directions, the distribution characteristics of gas (methane) when normal leakage occurred above the pipeline and on the side of the valve were studied, as well as the methane mass fraction change at the monitoring point after leakage at different positions and the installation range of the monitor. The results showed that the leakage rate had a great influence on the overall mass fraction of methane in the gate wells, and the higher the leakage rate was, the shorter the average time to reach the explosion range was. Leakage position affected the mass fraction distribution of methane in the gate wells at the initial stage of leakage. The mass fraction fluctuation at the monitoring point close to the leak hole was large, and the change at the monitoring point far from the leak hole was gentle and regular.

Gas well; Leak; Monitoring points; Mass fraction; Methane

2021-06-17

劉瑤（1974-），女，高級(jí)工程師，研究方向：高壓力級(jí)制燃?xì)夤芫W(wǎng)輸配技術(shù)。

陳濤濤（1983-），男，高級(jí)工程師，博士，研究方向：高壓力級(jí)制燃?xì)夤芫W(wǎng)輸配技術(shù)。

TQ021.4

A

1004-0935（2022）01-0116-06