地下綜合管廊天然氣管道泄漏擴散模擬研究

錢喜玲，閆小燕，趙江平

(1.西安建筑科技大學 材料與礦資學院，陜西 西安，710055；2.陜西省西安市公安消防支隊，陜西 西安，710055)

0　引言

地下綜合管廊作為21世紀新型城市市政基礎設施建設的重要標志之一，現已被越來越多的城市采用。地下綜合管廊(Utility tunnel)是指建于城市地下用于容納兩類及以上城市工程管線的構筑物及附屬設施[1]，地下綜合管廊內敷設有自來水、污水、熱力、電力、電信、天然氣等各種管線。使用綜合管廊帶來便利的同時也帶來了一定的危險性，特別是電纜管線和天然氣管線具有巨大的火災隱患。地下綜合管廊一旦發生火災，煙氣會沿著管艙迅速蔓延，產生的煙氣不能及時排出，熱量大量聚集，使得管艙內溫度快速升高，危險性極大，同時該類設施的建設費用遠高于傳統的直埋式鋪設的成本[2]，因此一旦在管艙內出現異常情況，勢必造成巨大的經濟損失。

為了預防地下綜合管廊事故，許多學者已進行了相關研究。林俊等[3]采用FDS分析軟件，對熱源恒定情況下，不同通風風速和不同防火分區長度地下綜合管廊火災時的煙氣流動特性進行研究，最終對城市綜合管廊建設中的防火分區設置和通風設備的安裝提出建議；Kim HS[4]等運用CFD模擬軟件，建立以體積熱源為火源的圓形和矩形綜合管廊尺度，對空氣流速及煙氣流量進行對比分析，得知圓形綜合管廊模型煙氣溫度高于矩形；李文婷[5]根據測量電纜質量損失速率和熱釋放速率參數，運用FDS分析軟件，對地下綜合管廊電纜火災煙氣蔓延過程和熱量傳遞過程進行模擬分析，得到電纜管艙內部分溫度高達 1 000℃時，可能引起纜線轟燃和管艙結構變形；方自虎[6]以深圳地下綜合管廊為研究對象，用甲烷代替天然氣，采用向上和水平2種管道泄漏口開口方向，利用Fluent軟件模擬了天然氣管艙內甲烷泄漏的擴散過程，得到距離泄漏口達到一定的距離后，甲烷濃度的變化與泄漏口的開口方向無關；趙永昌等[7]在隧道模型基礎上，搭建了1∶3∶6的小尺寸地下綜合管廊實體模型，對電力艙室火災通過油池火試驗研究發現，不同火源功率下，煙氣溫度均呈現冪函數衰減，火源功率較大時，溫度衰減梯度也較大，電力艙內火災煙氣蔓延過程中存在煙氣分層現象；李朝陽等[8]利用Fluent軟件對埋地含硫天然氣管道穿孔泄漏后的甲烷、硫化氫氣體的擴散進行了數值模擬。

通過閱讀大量文獻發現，國內外學者對地下綜合管廊的研究主要集中于電纜火災，對天然氣泄漏擴散規律研究甚少。因此，本文采用Fluent模擬軟件對某地下綜合管廊天然氣泄漏后在管艙內的擴散規律進行數值仿真模擬，根據天然氣爆炸下限濃度，將質量濃度轉化為探頭報警響應時間，為預防天然氣泄漏后發生火災提供一定的參考依據。

1　物理模型

以西安市某地下綜合管廊天然氣管艙為研究對象，其簡化的物理模型如圖1所示。為體現約束條件對泄漏擴散規律的影響，模型中保留X方向和Y方向的約束。在機械通風條件下，圓形泄漏孔徑設置在模型下方中間位置，直徑為20 mm。由于城鎮天然氣中甲烷的組分一般大于95%，所以模擬時以甲烷為介質，天然氣管道內氣體平均溫度T1=300 K[9]，模擬時忽略泄漏氣體與空氣溫度的差異，管艙內溫度Ta=300 K壓力，Pa=101 325 Pa。根據《石油化工可燃氣體和有毒氣體檢測報警設計規范》(GB/50493-2009)中的規定，可燃氣體處于封閉或局部通風不良的半敞開廠房內，每隔15 m可設置一臺探測器，且探測器距其所覆蓋范圍內的任意釋放源不宜大于7.5 m[10]，故選擇天然氣管艙頂部每15 m設置一個天然氣報警探測器，以監測探測器報警響應時間。

圖1　天然氣管艙模型Fig.1　Natural gas pipe model

1.1　模型簡化

為了簡化計算過程，根據管艙內的實際布置情況，在滿足工程精度的條件下可忽略一些次要因素，具體假設如下：

1)將計算域進行簡化，忽略天然氣管道本身對泄漏氣體擴散的影響；

2)天然氣泄漏口處的泄漏壓力恒定[11]；

3)在數值計算中忽略空氣粘性的影響[12]；

4)假定泄漏氣體為理想氣體，氣體之間不發生化學反應；

5)泄漏過程中，溫度恒定且與外界無熱量交換[13]。

1.2　邊界條件

入口條件：空氣入口邊界選用速度入口，地下綜合管廊天然氣管艙內平時通風量為每小時6次，事故通風排風量為每小時12次[14]，換算得到進口風速Vair=3.5 m/s，天然氣泄漏口選用壓力入口，泄漏壓力為P1=103.3 kPa和P2=200.0 kPa。

出口條件：天然氣出口選用壓力出口，出口壓力為101 325 Pa。

壁面條件：固體壁面為無滑移條件。

Fluent模擬采用非耦合隱式求解器，由于Realizablek-ε湍流模型已被有效地用于各種不同類型的流動模擬[15]，其中包含有射流和混合流等，所以計算選用Realizablek-ε湍流模型，天然氣在大氣中的擴散過程實際上是天然氣在空氣中的運動，涉及到化學組分的傳輸[16]，故選擇組分傳輸模型(Species transport)，并定義組分為甲烷-空氣。

2　模擬結果與分析

2.1　氣體泄漏初期擴散過程

根據《城市綜合管廊工程技術規范》(GB/T50086-2015)中的規定，地下綜合管廊中天然氣報警濃度設定值(上限值)不應大于其爆炸下限值(體積分數)的20%[14]。天然氣的爆炸極限為5%～15%(體積分數)，換算成質量分數爆炸極限為2.7%～8.6%，選擇爆炸下限濃度的20%作為天然氣報警的臨界值，換算成質量分數天然氣報警上限約為0.6%。以下針對天然氣泄漏后最先的濃度探測器報警時，不同泄漏壓力下天然氣在管艙中的運移規律，泄漏壓力分別為103.3 kPa和200.0 kPa時，天然氣泄漏后濃度分布情況如圖2所示。

圖2　壓力不同時管道泄漏天然氣擴散規律Fig.2　Affected area under different operating pressure of the pipeline

由圖2分析可以得出，泄漏初期，天然氣管道內的壓力大于管艙內的壓力，氣體向管艙內的泄漏呈射流態，氣體進入管艙后氣流快速沖擊管艙頂棚，受到壁面的約束，氣流將在沖擊頂棚后沿水平方向向泄漏口左右兩側運動。從天然氣濃度分布等值線圖中看出，管艙內氣體質量分數從0.6%至8.6%之間的區域均已在爆炸極限內，在此區域內若氧氣含量充足，遇火源點燃將會發生爆炸事故；泄漏口處氣體質量分數均高于32.6%，若火源在泄漏口處，氣體高速噴射擴散遇到火源點燃將發生燃燒事故，這是因為天然氣噴射速度較快，流動性較大，不足以發生爆炸。由于在管艙最左端的頂部設有機械進風口，天然氣偏向管艙右端的排風口側進行擴散，泄漏壓力為103.3 kPa時，最先的濃度探測器報警時間是2.15 s，泄漏壓力為200.0 kPa時，最先的濃度探測器報警時間是0.45 s，泄漏壓力對探測器的響應時間有顯著影響，響應時間隨泄漏壓力的增大而減小。

泄漏壓力分別為103.3 kPa和200.0 kPa時，天然氣泄漏后從泄漏口處向管艙右端排風口側的擴散距離與時間的變化規律如圖3所示。

圖3　不同泄漏壓力下擴散距離與時間變化關系Fig.3　Spread distance vs．spread time under different operating pressure

圖3中的結果表明：泄漏時間相同時，泄漏壓力對氣體擴散距離有顯著影響，且氣體擴散距離隨泄漏壓力的增大而增大；對所得數據進行擬合可知，泄漏壓力分別為103.3 kPa和200 kPa時，泄漏氣體擴散距離與時間的函數關系分別為：y=2.12 158+2.03 699x(x≥1)和y=9.75 579+2.87 278x(x≥1)，故泄漏壓力相同時，氣體擴散距離與時間呈一次函數，即y=a+bx(x≥1)當其曲線斜率表示氣體在管艙中的擴散速度，隨著泄漏壓力的增大氣體擴散速度增大。

2.2　探測器報警響應時間

天然氣泄漏后，天然氣濃度探測器的報警響應時間是安全控制的重要數據，因此，從地下綜合管廊安全控制來說，對天然氣泄漏后探測器報警響應時間的研究至關重要。管艙中每相隔15 m設置一個濃度探測器，且選擇爆炸下限濃度的20%作為探測器響應臨界點，泄漏壓力分別為103.3 kPa和200.0 kPa時，天然氣泄漏后管艙中的探測器報警響應時間如圖4所示。

圖4　不同泄漏壓力與探測器響應時間關系Fig.4　The different operating pressure vs. the detector response time

圖4中的結果表明：泄漏壓力為103.3 kPa時，最先的濃度探測器在天然氣泄漏2.15 s時響應，且60 m處的探測器沒有響應，泄漏壓力為200.0 kPa時，最先的濃度探測器響應時間是0.45 s，且泄漏口上游距離泄漏口60 m處的探測器在天然氣泄漏12.1 s時響應，而下游距離泄漏口90 m處的探測器在2.75 s時已經響應，可見受機械進風的影響，泄漏口下游的探測器比上游的探測器先響應，且泄漏口下游的濃度探測器在一定的時間范圍內均會響應。

圖5　報警濃度與探測器響應時間關系Fig.5　The alarm concentration vs. the response time of detector

選擇爆炸下限濃度的10%和20%作為探測器探頭響應臨界點，泄漏壓力分別為103.3 kPa和200.0 kPa時，天然氣泄漏后報警濃度與探測器響應時間的關系如圖5所示。圖5中結果表明：受機械進風影響，擴散氣體沿泄漏口下游方向遷移，泄漏口上游方向45 m處以前所設置的濃度探測均未響應；當泄漏壓力相同時，報警濃度設置對探測器響應時間的影響極小，同一位置探測器的報警響應時間不超過1 s，故管艙中每15 m設置一個探測器和選擇爆炸下限的20%作為探測器響應的臨界濃度值是合理的。

3　結論

1)以探測器保護半徑為7.5 m核算，當泄漏壓力為103.3 kPa時，濃度探測器報警時間是2.15 s，當泄漏壓力為200.0 kPa時，濃度探測器報警時間是0.45 s，報警響應時間隨著泄漏壓力的增大而減小，在常規中壓輸出壓力下，響應時間最大值為2.15 s。

2)對所得數據進行擬合可知，泄漏壓力相同時，氣體擴散距離與時間呈正相關關系，其曲線斜率表示氣體在管艙中的擴散速度。

3)當泄漏壓力相同時，報警濃度設置對探測器響應時間的影響極小，同一位置探測器的報警響應時間不超過1 s，故管艙中選擇爆炸下限的20%作為探測器響應的臨界濃度值是合理的。

[1]Xing-hui Zhang, Yu-xi Guan, Yu-fan Liao. Fire risk analysis and prevention of urban comprehensive pipeline corridor[J]. Procedia Engineering 2016, 7(6): 463 -468．

[2]錢七虎，陳曉強．國內外地下綜合管線廊道發展的現狀、問題及對策[J]．地下空間與工程學報，2007(2)：191-194.

QIAN Qihu, CHEN Xiaoqiang. Situation problems and counter measures of utility tunnel 'development in China and Abroad[J]. Chinese Journal of Underground Space andEngineering, 2007(2): 191-194.

[3]林俊，叢北華，韓新，等．基于模擬CFD分析的城市綜合管廊火災特性研究[A]．上海防災救災研究所20周年慶典會議研究短文集[C]，2009．

LIN Jun, CONG Beihua, HAN Xin, et al. Study on fire characteristics of urban integrated corridor based on simulated CFD analysis[A].Study on the 20th Anniversary of the Shanghai Disaster Relief Research Institute[C], 2009.

[4]Kim HS, KIMYJ. Characteristics of smoke con-centration profiles with underground utility tunnel fire[J]. 2005, 10(1): 94-98．

[5]李文婷．綜合管溝電纜火災數值模擬研究[D]．北京：首都經濟貿易大學，2012．

[6]方自虎，王家遠．共同溝內燃氣擴散規律的數值分析[J]．武漢大學學報，2009，42(2)：215-218．

FANG Zihu, WANG Jiayuan. Mumerical analysis of gas diffusion properties in utility tunnel[J].Engineering Journal of Wuhan University, 2009, 42(2): 215-218．

[7]趙永昌，朱國慶，高云驥. 城市地下綜合管廊火災煙氣溫度場研究[J]．消防科學與技術，2017，36(1)：37-40．

ZHAO Yongchang, ZHU Guoqing, GAO Yunji. Study on flue gas temperature field of urban underground comprehensive corridor[J]. Fire Science and Technology, 2017,36(1): 37-40.

[8]李朝陽，馬貴陽，徐柳. 架空及埋地天然氣管道泄漏擴散數值研究[J]. 中國安全科學生產技術，2011，7(7):66-69.

LI Zhaoyang,MA Guiyang,Xu Liu.Numerical study on the diffusion concentration of overhead and buried nataral gas pipeline[J]. Journal of Safety Science and Technology, 2011, 7(7): 66-69.

[9]于菲菲，王世杰．受限空間泄漏孔徑對氣體擴散影響的模擬研究[J]．安全與環境學報,2015,15(4):159-162．

YU Feifei, WANG Shijie. Simulation study on the effect of leakage aperture on gas diffusion in confined spaces[J].Journal of Safety and Environment, 2015,15(4): 159-162.

[10]中華人民共和國住房和城鄉建設部. 石油化工可燃氣體和有毒氣體檢測報警設計規范：GB/50493-2009[S]. 北京：中國計劃出版社，2009.

[11]Veynante D, Vervish L. Turbulent combustion modeling[J]. Progress in Energy and Combustion Science,2002(28): 193-266.

[12]孟超，趙晶．居室天然氣泄漏擴散過程仿真研究[J]．中國安全生產科學技術，2011，7(5)：153-158．

MENG Chao，ZHAO Jing. Study on simulation of leakage and diffusion process for natural gas in residence[J]. Journal of Safety Science and Technology, 2011,7(5):153-158.

[13]孫恩吉，李紅果，王敏. 基于Realizablek-ε湍流模型的氨氣泄漏數值模擬研究[J]. 中國安全生產科學技術，2017，13(2)：114-118.

SUN Enji, LI Hongguo, WANG Min. Study on numerical simulation of ammonia leakage based on realizablek-εturbulence model.[J]. Journal of Safety Science and Technology, 2017, 13(2):114-118.

[14] 中華人民共和國住房和城鄉建設部. 城市綜合管廊工程技術規范：GB/T50838-2015[S]. 北京：中國計劃出版社，2015.

[15]王福軍．計算流體動力學分析—CFD軟件原理與應用[M]．北京：清華大學出版社，2004．

[16]黃小美，張婧，周陽,等．街道天然氣管道泄漏擴散的數值模擬分析[J]．煤氣與熱力，2016，36(2)：32-38．

HUANG Xiaomei, ZHANG Jing, ZHOU Yang, et al. Numerical simulation analysis of leakage and diffusion of natural gas pipeline in street [J].Gas and Heat, 2016，32(2):32-38．