張興東 張彬 豐偉東 吉瑪

摘要：為探究海上浮式生產(chǎn)儲(chǔ)油卸油船（floating production storage and offloading，F(xiàn)PSO）爆燃事故加強(qiáng)機(jī)制，采用計(jì)算流體力學(xué)（computational fluid dynamics， CFD）對(duì)FPSO爆燃事故進(jìn)行數(shù)值模擬。模擬結(jié)果表明，在擁塞度較大的鋼架結(jié)構(gòu)區(qū)域，火焰速度和爆燃?jí)毫眲≡龃蟆檫M(jìn)一步探究復(fù)雜鋼架結(jié)構(gòu)和管系對(duì)爆燃事故的加強(qiáng)機(jī)制，搭建半開敞管道甲烷-空氣爆燃實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在爆燃過程中復(fù)雜鋼架結(jié)構(gòu)和管系能夠誘導(dǎo)火焰產(chǎn)生強(qiáng)烈的湍流作用，加快未燃?xì)怏w的燃燒速度，導(dǎo)致爆燃事故后果加強(qiáng)。結(jié)合數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果，為FPSO爆燃事故防治給出建議。

關(guān)鍵詞： 浮式生產(chǎn)儲(chǔ)油卸油船（FPSO）; 爆燃事故; 數(shù)值模擬; 擁塞度

Abstract： In order to explore the strengthening mechanism of floating production storage and offloading （FPSO） deflagration accidents， FPSO deflagration accidents are simulated numerically by computational fluid dynamics （CFD）. The simulation results show that the flame speed and the deflagration pressure increase sharply in the area of steel frame structure with larger congestion. In order to further explore the strengthening mechanism of the complex steel frame structure and pipe system on deflagration accidents， a semi-open pipeline methane-air deflagration experimental system is built. The experimental results show that in the process of deflagration， the complex steel frame structure and pipe system can induce the flame to produce strong turbulence， accelerate the combustion speed of unburned gas， and lead to the strengthening of the consequences of deflagration accidents. Combined with numerical simulation results and experimental results， some suggestions for FPSO deflagration accident prevention are given.

Key words： floating production storage and offloading （FPSO）; deflagration accident; numericalsimulation; congestion

0 引 言

海上浮式生產(chǎn)儲(chǔ)油卸油船（floating production storage and offloading，F(xiàn)PSO），由于其適應(yīng)水深范圍廣，抗風(fēng)浪能力強(qiáng)，儲(chǔ)油、卸油量大等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于海洋油氣開采中。爆燃事故是FPSO主要風(fēng)險(xiǎn)之一，雖然發(fā)生概率小，但一旦發(fā)生事故就會(huì)導(dǎo)致巨大的人員傷亡、財(cái)產(chǎn)損失和環(huán)境災(zāi)難[1]。比如：2015年2月11日，巴西“Cidade de Sao Mateus”號(hào)FPSO在巴西海域油田作業(yè)期間，因?yàn)槿藶檎`操作而發(fā)生爆燃事故，造成9人死亡的嚴(yán)重后果。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)海洋工程火災(zāi)爆炸事故已經(jīng)做了大量研究：PULA等[2]運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)（computational fluid dynamics， CFD）數(shù)值模擬方法，對(duì)海洋平臺(tái)火災(zāi)模型提出改進(jìn)，建立了一套子模型（包括輻射模型、超壓模型、煙霧模型和人為因素影響模型等）評(píng)估火災(zāi)事故后果;SKOGDALEN等[3]以“深水地平線”事故為例，確定導(dǎo)致海洋平臺(tái)事故的主要因素（包括經(jīng)濟(jì)成本、人員因素、環(huán)境因素等），并分析了各因素之間的關(guān)系;RAGENDRAM等[4]基于CFD方法探究海洋平臺(tái)火災(zāi)模型，建立了噴射火和球狀火仿真模型，以熱輻射通量評(píng)估火災(zāi)風(fēng)險(xiǎn)和對(duì)人員的影響;余建星等[5]提出了聯(lián)合風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估方法對(duì)FPSO蒸氣云爆炸事故進(jìn)行風(fēng)險(xiǎn)分析，并用CFD數(shù)值模擬方法進(jìn)行了驗(yàn)證;李修峰等[6]對(duì)FPSO油氣泄漏燃爆事故連鎖風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行了量化分析，利用因果圖分析了油氣泄漏燃爆演化過程及事故發(fā)生路徑;王彥富等[7]利用邏輯樹和貝葉斯網(wǎng)絡(luò)建立海洋平臺(tái)火災(zāi)概率分析模型，分析結(jié)果表明，人為操作失誤和缺乏安全作業(yè)分析導(dǎo)致事故發(fā)生的概率分別達(dá)到0.471和0.119，人為因素是火災(zāi)事故發(fā)生的重要原因之一。

目前針對(duì)海洋工程爆燃事故的研究主要運(yùn)用風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估和CFD數(shù)值模擬方法對(duì)其進(jìn)行整體風(fēng)險(xiǎn)量化分析，對(duì)海洋工程爆燃事故加強(qiáng)機(jī)制的研究還較少。因此，為保證FPSO安全運(yùn)營(yíng)，進(jìn)一步量化FPSO火災(zāi)爆炸事故后果，應(yīng)當(dāng)開展更為細(xì)致的FPSO爆燃事故研究。

1 FPSO爆燃事故數(shù)值模擬分析

采用FLACS（flame acceleration simulation）軟件對(duì)FPSO爆燃事故進(jìn)行數(shù)值模擬分析。FLACS軟件是1980年由Gexcon公司開發(fā)的一款國(guó)際先進(jìn)的氣體擴(kuò)散、火災(zāi)和爆炸仿真工具。該軟件可對(duì)多種爆炸風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行定量評(píng)估，廣泛應(yīng)用于海洋工程、油田和化工領(lǐng)域[8]。

1.1 模型建立

為探究FPSO爆燃事故過程，以“海洋石油118”號(hào)為原型，按照實(shí)際比例建立FPSO上部結(jié)構(gòu)原油處理單元1、原油處理單元2和燃油處理單元等3個(gè)部分的幾何模型，簡(jiǎn)化鋼架結(jié)構(gòu)和管系的布置。以原油處理單元1中的一級(jí)分離器泄漏形成可燃?xì)庠撇l(fā)生點(diǎn)火爆燃為例[5]。仿真中監(jiān)測(cè)點(diǎn)（編號(hào)分別為1、2、3、4、5和6）、甲烷-空氣混合氣云和點(diǎn)火點(diǎn)布置見圖1，氣云大小為5 m×15 m×5 m，監(jiān)測(cè)點(diǎn)以氣云中心為原點(diǎn)每隔10 m布置一個(gè)，6號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置在鋼架結(jié)構(gòu)附近。

1.2 初始條件設(shè)置及網(wǎng)格劃分

甲烷-空氣混合氣云中甲烷的體積分?jǐn)?shù)為10%，環(huán)境溫度為300 K，初始?jí)毫?×105 Pa，環(huán)境中風(fēng)速為0。網(wǎng)格劃分區(qū)域?yàn)椋?20，-10，0）至（80，30，20），網(wǎng)格劃分與模型尺寸相適應(yīng)，對(duì)氣云區(qū)域進(jìn)行局部加密。X方向設(shè)置105個(gè)網(wǎng)格，Y方向設(shè)置50個(gè)網(wǎng)格，Z方向設(shè)置20個(gè)網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量為105 000個(gè)，見圖2。設(shè)置輸出變量為壓力P和燃燒速度v。

1.3 計(jì)算結(jié)果

監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力隨時(shí)間的變化規(guī)律見圖3。

由圖3可知，距離氣云較近的6號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，超壓峰值最大為3.6 kPa。監(jiān)測(cè)點(diǎn)距離氣云越遠(yuǎn)，超壓峰值越小。在距氣云相同距離的3號(hào)和4號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，超壓峰值分別為3.3 kPa和1.0 kPa，表明FPSO爆燃事故中超壓分布具有偏向性。244 ms、264 ms、289 ms時(shí)的FPSO爆燃事故壓力和火焰速度分布見圖4。爆燃事故壓力和火焰速度在擁塞度大的鋼架結(jié)構(gòu)區(qū)域急劇上升，超壓峰值甚至達(dá)到14 kPa。模擬結(jié)果表明，在FPSO爆燃事故中，擁塞度大的區(qū)域?qū)Ρ际鹿屎蠊哂酗@著的激勵(lì)作用。

2 實(shí)驗(yàn)研究

為探究FPSO爆燃事故中復(fù)雜鋼架結(jié)構(gòu)和管系對(duì)爆燃事故的加強(qiáng)機(jī)制，搭建半開敞管道實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。該實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要包含實(shí)驗(yàn)管道、點(diǎn)火裝置、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、同步觸發(fā)裝置和配氣系統(tǒng)等5個(gè)部分，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)見圖5。

實(shí)驗(yàn)采用內(nèi)徑為160 mm、長(zhǎng)為600 mm的圓柱形有機(jī)玻璃管道（總?cè)莘e約為12.06 L），管壁厚10 mm，管道水平放置?；鹧鎰?dòng)態(tài)采集采用的高速攝像機(jī)為美國(guó)生產(chǎn)的Phantom V.2012，拍攝速度為3 000幀/s。點(diǎn)火裝置為能量可調(diào)的高能點(diǎn)火裝置，實(shí)驗(yàn)用點(diǎn)火能量為100 mJ。壓力采集設(shè)備由壓力傳感器、數(shù)據(jù)采集卡、數(shù)據(jù)采集機(jī)箱和PC組成。壓力傳感器型號(hào)為PPM-127H，其膜片是裸露的，其測(cè)量范圍為-5～5 kPa。通過配氣系統(tǒng)，配置體積分?jǐn)?shù)為10%的甲烷與空氣的混合氣體，混合氣體充滿整個(gè)管道。火焰?zhèn)鞑ニ俣葹橄噜弮蓮垐D片的火焰前鋒位置的差值與這兩張圖片拍攝時(shí)間間隔的比值。

制定3種實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行對(duì)比分析。工況1空管道甲烷-空氣爆燃實(shí)驗(yàn);工況2采用自制的阻塞率為0.2方形鐵絲網(wǎng)模擬FPSO復(fù)雜的鋼架結(jié)構(gòu)和管系，將方形鐵絲網(wǎng)置于距點(diǎn)火點(diǎn)100 mm處;工況3將鐵絲網(wǎng)中間填充木棒增加其阻塞率至0.32，模擬鋼架結(jié)構(gòu)之間存在方形設(shè)備的情況，將其置于距點(diǎn)火點(diǎn)100 mm處。3種實(shí)驗(yàn)工況示意圖見圖6。

2.1 不同工況下火焰形態(tài)隨時(shí)間變化的規(guī)律

3種工況下火焰形態(tài)隨時(shí)間的變化見圖7。

2.2 不同工況下爆燃事故壓力和火焰速度隨時(shí)間變化的規(guī)律

3種工況下火焰速度隨時(shí)間變化的規(guī)律見圖8，爆燃事故壓力隨時(shí)間變化的規(guī)律見圖9。

工況1：從點(diǎn)火到t=30 ms，火焰?zhèn)鞑ニ俣染徛龃?在t=30 ms之后火焰速度明顯增大。這是因?yàn)榛鹧嫘螒B(tài)由“半球”狀火焰發(fā)展為“手指”狀火焰，火焰縱向傳播速度受壁面限制，火焰橫向傳播速度加快。在0～50 ms內(nèi)爆燃事故壓力緩慢增加。在t=50 ms之后，火焰前鋒接近管口，未燃?xì)怏w的反應(yīng)速率與管口泄爆作用交替占據(jù)主導(dǎo)地位，壓力波震蕩下降[9]?？展艿兰淄?空氣混合氣云爆燃最大超壓峰值為0.31 kPa。

工況2：從點(diǎn)火到t=30 ms，爆燃事故壓力和火焰速度均緩慢增大。從t=30 ms到t=36 ms，火焰前鋒接觸到鐵絲網(wǎng)后，火焰被拉伸，同時(shí)被分割成多束火焰，火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆僭龃?，壓力迅速上升，出現(xiàn)第1個(gè)超壓峰值0.82 kPa?；鹧姹环指畛啥嗍笈c未燃?xì)怏w的接觸面積增大，燃燒更加劇烈，越過鐵絲網(wǎng)后火焰?zhèn)鞑ニ俣冗M(jìn)一步增大，約在t=40 ms時(shí)出現(xiàn)第2個(gè)超壓峰值2.45 kPa（最大超壓峰值）。從t=43 ms到t=48 ms，火焰前鋒經(jīng)歷了多束火焰向中心線靠攏以及管口的泄爆綜合作用，火焰?zhèn)鞑ニ俣冉?jīng)歷了先減小后增大的過程，出現(xiàn)第3個(gè)超壓峰值。在t=48 ms時(shí)，火焰到達(dá)管口附近，壓力波震蕩向前傳播。

工況3：從點(diǎn)火到t=25 ms，爆燃事故壓力和火焰速度均緩慢增大。從t=25 ms到t=30 ms火焰速度出現(xiàn)短暫減小，這是由于受障礙物的阻擋火焰前鋒形態(tài)扁平化了。從t=30 ms到t=35 ms，由于火焰從管道內(nèi)壁與障礙物的狹縫中穿過，火焰的流通面積顯著減小，火焰?zhèn)鞑ニ俣仍龃?，此時(shí)壓力迅速上升，達(dá)到第1個(gè)超壓峰值1.26 kPa。越過障礙物后火焰被分割為兩束向前傳播，從t=35 ms到t=42 ms火焰速度先減小后增大。這是因?yàn)楸徽系K物分割的兩束火焰向中心匯聚，火焰的縱向傳播降低了橫向傳播速度，并伴有明顯的湍流現(xiàn)象。匯聚成一束后，受湍流作用影響，火焰與未燃?xì)怏w的接觸面積增大，火焰速度迅速增大，此時(shí)達(dá)到最大超壓峰值3.69 kPa。在t=42 ms時(shí)，火焰加速到達(dá)管口，超壓震蕩向前傳播。

工況2中最大超壓峰值為2.45 kPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于工況1中超壓峰值0.31 kPa。這說明，F(xiàn)PSO爆燃事故中復(fù)雜鋼架結(jié)構(gòu)和管系誘導(dǎo)的湍流作用會(huì)大大加強(qiáng)爆燃事故后果。工況3中最大超壓峰值較工況2中的增大了33.6%。在FPSO爆燃事故中，火焰?zhèn)鞑シ较蛏箱摷芙Y(jié)構(gòu)、管系和設(shè)備阻塞率的增大，會(huì)使誘導(dǎo)的湍流作用增強(qiáng)，爆燃事故后果進(jìn)一步加強(qiáng)。由工況2和工況3爆燃過程分析可知，爆燃事故壓力的增大伴隨著火焰速度的增大，爆燃過程中火焰速度與爆燃事故壓力存在相互作用關(guān)系[9]。

3 結(jié) 論

基于計(jì)算流體力學(xué)（CFD）軟件對(duì)海上浮式生產(chǎn)儲(chǔ)油卸油船（FPSO）爆燃事故過程進(jìn)行數(shù)值模擬分析，模擬結(jié)果表明，復(fù)雜的鋼架結(jié)構(gòu)對(duì)爆燃強(qiáng)度具有顯著的激勵(lì)作用。通過半開敞管道實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)探究了復(fù)雜鋼架結(jié)構(gòu)和管系對(duì)爆燃事故的加強(qiáng)機(jī)制，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，鋼架結(jié)構(gòu)和管系誘導(dǎo)的湍流作用是爆燃強(qiáng)度增加的原因?；谏鲜龇治隹芍?，在FPSO上部結(jié)構(gòu)易發(fā)生可燃?xì)怏w泄漏的區(qū)域，應(yīng)盡量避免擁塞度較大的復(fù)雜設(shè)備、鋼架結(jié)構(gòu)和管系布置;若布置無法避免，應(yīng)增加該區(qū)域的探火和滅火等消防設(shè)備的配置。

參考文獻(xiàn)：

[1]PAIK J K， CZUJKO J， KIM B J， et al. Quantitative assessment of hydrocarbon explosion and fire risks in offshore installations[J]. Marine Structures， 2011， 24： 73-96. DOI： 10.1016/j.marstruc.2011.02.002.

[2]PULA R， KHAN F I， VEITCH B， et al. Revised fire consequence models for offshore quantitative risk assessment[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries， 2005， 18： 443-454. DOI： 10.1016/j.jlp.2005.07.014.

[3]SKOGDALEN J E， VINNEM J E. Quantitative risk analysis of oil and gas drilling， using Deepwater Horizon as case study[J]. Reliability Engineering & System Safety， 2012， 100： 58-66. DOI： 10.1016/j.ress.2011.12.002.

[4]RAGENDRAM A， KHAN F， GARANIYA V. Modelling of fire risks in an offshore facility[J]. Fire Safety Journal， 2015， 71： 79-85. DOI： 10.1016/j.firesaf.2014.11.019.

[5]余建星， 唐必意， 梁靜， 等. FPSO蒸氣云爆炸事故人員風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估[J]. 油氣儲(chǔ)運(yùn)， 2015， 34（6）： 590-594. DOI： 10.6047/j.issn.1000-8241.2015.06.005.

[6]李修峰， 陳國(guó)明， 師吉浩. 泄漏油氣燃爆災(zāi)害下FPSO結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析[J]. 中國(guó)安全生產(chǎn)科學(xué)技術(shù)， 2015， 11（7）： 97-103. DOI： 10.11731/j.issn.1673-193x.2015.07.016.

[7]王彥富， 李玉蓮， 張彪， 等. 基于邏輯樹和貝葉斯網(wǎng)絡(luò)的海洋平臺(tái)火災(zāi)概率分析[J]. 安全與環(huán)境學(xué)報(bào)， 2016， 16（5）： 66-72. DOI： 10.13637/j.issn.1009-6094..2016.05.013.

[8]PEDERSEN H H， MIDDHA P. Modelling of vented gas explosions in the CFD tool FLACS[J]. Chemical Engineering Transactions， 2012， 26： 357-362. DOI： 10.3303/CET1226060.

[9]溫小萍. 瓦斯湍流爆燃火焰特性與多孔介質(zhì)淬熄抑爆機(jī)理研究[D]. 大連： 大連理工大學(xué)， 2014.

（編輯 賈裙平）