大型LNG船發電機室的燃氣管線泄漏分析

岑卓倫，劉濤，王磊，竇旭

滬東中華造船（集團）有限公司開發所，上海 200129

大型LNG船發電機室的燃氣管線泄漏分析

岑卓倫，劉濤，王磊，竇旭

滬東中華造船（集團）有限公司開發所，上海 200129

［目的］目前，由雙燃料發動機組成的電力推進系統是大型液化天然氣（LNG）船的主流推進方式，必須對爆炸性可燃氣體進行安全可靠性的定性、定量評估，以規避潛在風險。［方法］以某雙燃料電力推進大型LNG船發電機室為研究對象，對其內部不同區域的燃氣（天然氣）泄漏工況進行模擬分析。根據泄漏發生的形式、位置和速率等定義危險泄漏工況，選擇雷諾應力模型為湍流模型，采用計算流體力學（CFD）軟件Fluent對發電機室燃氣供應管線的5個泄漏點進行持續泄漏模擬計算，并將泄漏擴散結果與艙室通風的流場速度分布相結合，得到不同區域發生泄漏后的天然氣擴散趨勢和濃度分布。［結果］根據仿真模擬結果優化了可燃氣體探測器布置方案，并明確了排氣風機無需進行防爆設計。［結論］研究結果可為有限空間內通風條件下的可燃氣體泄漏事故分析防范提供參考，并且適用于燃燒爆炸破壞的定量評估，用以指導結構強度設計。

液化天然氣；管道泄漏；計算流體力學；定量風險評估

Abstract：［Objectives］The electric propulsion dual-fuel engine is becoming dominant in newly built Liquefied Natural Gas（LNG）carriers.To avoid the potential risks that accompany the use of flammable and explosive boil-off gas，the performance of precise safety and reliability assessments is indispensable.［Methods］This research concerns the engine rooms of large LNG carriers which are propelled electrically by a dual-fuel engine.Possible fuel gas（natural gas）leak cases in different areas of the engine room are simulated and analyzed.Five representative leak cases defined by leak form，leak location and leak rate are entered into a Computational Fluid Dynamics（CFD）simulation，in which the Reynolds stress model of Fluent software is adopted as the turbulence model.The results of the leaked gas distribution and ventilation velocity field are analyzed in combination to obtain the diffusion tendency and concentration distribution of leaked gas in different areas.［Results］Based on an analysis of the results，an optimized arrangement of flammable gas detectors is provided for the engine room，and the adoption of an explosion-proof exhaust fan is proven to be unnecessary.［Conclusions］These analysis methods can provide a reference for similar gas leakage scenarios occurring in confined ventilated spaces.In addition，the simulation results can be used to quantitatively assess potential fire or explosion damage in order to guide the design of structural reinforcements.

Key words：Liquefied Natural Gas（LNG）；pipe leakage；Computational Fluid Dynamics（CFD）；quantitative risk assessment

0 引 言

隨著環保規范的完善和排放標準的提高，以液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）等清潔氣體為動力燃料的船舶得以迅速發展［1-3］。由于天然氣的成本優勢以及發達國家對其配套基礎設施的不斷完善，它將成為未來航運的主流燃料［4-7］。但天然氣供氣管線連接件密封不嚴、管道振動、冷熱交替等造成的疲勞損傷，或高含硫燃料的酸性腐蝕，乃至人為操作不當等不可預見因素，均有可能造成天然氣泄漏。天然氣無色無味，發生泄漏后難以察覺，長時間累積后若遇火花則存在燃爆風險［8-9］。當天然氣摩爾濃度大于4.9%時即有燃爆風險（按純甲烷計算），過高濃度還可能造成人員窒息，因此，需要準確評估和有效防范天然氣的使用風險。

在氣體流動擴散的場分布定量計算方面，計算流體力學（Computational Fluid Dynamics，CFD）方法能夠模擬由流體的可壓縮性、湍流流動、密度差等引起的自然流動、混合物熱力學運動和分子擴散等物理效應，適于模擬驗證復雜湍流流動的氣體擴散過程［10-11］，以及易燃、易爆氣體的泄漏擴散風險評估。

2006年，DNV［12］利用FLACS和KFX軟件對MAN公司某型主機高壓供氣系統在機艙內的泄漏燃爆風險進行了危險性評估。2011年，程浩力等［13］對城市街道的狹窄有限空間內不同風力條件下的天然氣管線擴散泄漏進行了CFD分析。2014年，王麗華［14］利用Fluent軟件分析了風速、風向、泄漏方向對海洋平臺油氣泄漏擴散的影響。2016年，Fu等［15］將事件樹分析法與CFD方法相結合，研究了LNG船泄漏事故的發生概率并定量評估了泄漏事故的嚴重程度。同年，Fiates等［16］利用OpenFOAM軟件對甲烷和二氧化碳氣體在海洋平臺和風洞內的泄漏擴散過程進行了模擬分析。IMO［17］針對某大型礦砂船的LNG燃料預處理房間，采用事件樹分析法和故障樹分析法評估了潛在風險，并借助CFD方法對燃爆事故后果進行了定量評估。然而，鮮有通過泄漏事故模擬計算來指導預防機制（如可燃氣體探測器布置）和設備防爆設計等方面的研究。

本文將針對某新型1.74×105m3LNG運輸船發電機室的泄漏事故進行模擬計算，并進行可燃氣體探測器布置和排氣風機的防爆需求估算。發電機室作為核心動力單元，存在燃氣泄漏、燃爆等事故風險，而發生燃爆的可能性、劇烈程度與燃氣泄漏量、燃氣濃度密切相關。因此，將借助商用CFD軟件Fluent計算分析艙內氣體流動和燃氣泄漏擴散情況：首先，分析通風流場特性，并對發電機室的燃氣供應管線進行分區；然后，在不同區域內選取典型泄漏點，計算分析泄漏后的天然氣氣云（以下簡稱“氣云”）的擴散趨勢和濃度分布；最后，合理布置可燃氣體探測器，最大限度地降低燃爆風險。

1 建模與計算

1.1 計算方法

對于發電機室的內部空氣流動，將采用非定常雷諾平均N-S方程（Navier-Stokes equation）求解。對于泄漏天然氣的擴散流動，將采用組分輸運方程求解。在xyz直角坐標系下，時均后的控制方程為［18-19］

式中：Φ和Φ'分別為流體某一時均變量和相應的脈動量；t為時間；U為時均速度矢量，其在直角坐標系有3個方向的速度分量u，v，w；u'，v'，w'為u，v，w相應的脈動量；為廣義擴散系數；SΦ為廣義源項。

發電機室通風系統有21個不同尺寸的進風口。將入口進風視為射流，不同入射速度的進風會在流場內引起大范圍摻混和動量交換，同時發電機室內多個不同形狀的大尺度設備和結構平臺將在背風側形成大面積的尾渦。由于整個發電機室存在大量的剪切流動，故在計算中選取雷諾應力模型（Reynolds Stress Model，RSM）作為湍流模型來封閉N-S動量方程中的雷諾應力項。與兩方程k-ε湍流模型相比，RSM通過直接對雷諾應力分量建立6個輸運方程，附加一個耗散方程進行求解［19］，而放棄了利用雷諾應力正比于時均速度的應變和各向同性的湍流粘性系數這2個假設來計算湍流應力的方法。

在預測有限空間內非穩態湍流流動的擴散過程方面，RSM的應用非常廣泛，Cehlin等［20］研究了氣體分布器對房間內空氣流動的影響，其利用RSM所得的房間內空氣速度分布穩態模擬結果與試驗結果吻合較好，并指出非穩態模擬的結果將更加準確。郭棟鵬等［21］應用RNG k-ε模型和RSM計算了建筑物對污染物擴散的影響，其中RSM對污染物濃度分布和周圍流場變化的預測效果更好。因此，本文選擇RSM作為湍流模型，并設置與文獻［20］和文獻［21］相似的邊界條件，對通風條件下發電機室的燃氣泄漏擴散進行非穩態模擬計算。

1.2 發電機室建模

1.2.1 供氣系統和可燃氣體探測系統

主機供氣系統的原理如圖1所示。原動機布置于發電機室內，采用MAN DIESEL雙燃料中速機，航行過程中主要以LNG液貨艙揮發氣體作為燃料。

圖1 供氣系統原理圖Fig.1 Fuel-gas supply system diagram

發電機室作為動力系統的核心單元，除發電機組之外，還布置了輸送泵、風機、行車等電動設備，這些設備的劇烈振動將增加燃氣泄漏和燃爆的風險。一旦發生泄漏，外部可燃氣體探測器及時有效地反饋并啟動切斷機制是最后一道安全屏障。該船采用固定式可燃氣體探測器，當任意一個傳感器達到20%最低爆炸下限即報警并啟動預防機制。因此，可燃氣體探測器的合理布放是探測系統及時準確預警的基礎，應在安裝前評估布置方案。按照傳統的布置方案，一般在發動機上方空間的4個角落各布置一個探測器，如圖2所示。

圖2 發電機室內可燃氣體探測器的傳統布置Fig.2 Traditional arrangement of flammable gas detectors for engine room

1.2.2 發電機室幾何建模

圖3所示為發電機室的三維模型，艙室縱向長度約22.4 m，橫向寬度約20.65 m，高度約10.14 m。如圖3（a）所示，艙內布置了1臺12V雙燃料發動機、1臺8L雙燃料發動機、3條風管管線，艙室中部設有一層結構平臺。如圖3（b）所示，艙室右后側（艉向右舷側）區域由船體外板封閉。

圖3 發電機室的三維模型Fig.3 Three-dimensional model of engine room

將艙室內布置燃氣供應管線的區域劃分為3個部分，如圖4所示。

圖4 燃氣供應管線區域劃分圖Fig.4 Divided partitions of fuel-gas supply pipeline in engine room

根據發電機室的三維模型（圖3）建立CFD幾何模型，如圖5所示。本文采用統一的全局坐標：x軸沿船長方向，船艏為正；y軸沿船寬方向，左舷為正；z軸沿船高方向，上為正。

圖5 CFD幾何模型Fig.5 Geometry built for CFD analysis

1.3 網格劃分

對發電機室上方無障礙物的開闊空間采用結構化六面體網格，其他區域采用非結構化四面體網格，以提高幾何表面的建模精度。綜合考慮精度要求和仿真時間，全局網格尺寸設定為0.3 m。在泄漏源處、進出風口處等物理參數梯度變化較大的區域，以及發動機上方通風匯流區域進行網格加密，而遠離泄漏源和進出風口的位置則采用全局設置以縮減仿真時間。網格單元的最大偏斜度（Skewness）小于0.85，其中90%以上網格單元的最大偏斜度均小于0.6。網格單元總數量在6× 105～1.20×106范圍內（不同計算工況的網格數量不同），整體計算域的網格劃分示例如圖6所示。

圖6 網格劃分示例Fig.6 An example of meshing

1.4 泄漏工況定義

根據發電機室的總體布置、燃氣供應管線的位置、通風流動模擬結果和泄漏形式，定義5個泄漏工況，如表1所示。

表1 泄漏工況定義Table1 Definition of leak cases

1.4.1 泄漏點選取

基于燃氣管線劃分區域（圖4）、艙室內空氣流動趨勢和易發生泄漏處這3個方面，在3個燃氣管線區域內共選擇了5處泄漏點，如圖7所示。

由于設備振動、連接不牢等原因，燃氣供應管線與發動機的柔性軟管連接處最容易成為泄漏點，因此分別選取8L和12V發動機的柔性軟管連接處作為1號和3號泄漏點，如圖7（a）和圖7（b）所示，即Case 1和Case 3模擬計算工況。依據燃氣管線區域內的通風流場，分別選取8L和12V發動機頂部燃氣管末端作為2號和4號泄漏點，如圖7（a）和圖7（b）所示，即Case 2和Case 4模擬計算工況。并選取12V發動機頂部燃氣管中間段作為5號泄漏點，如圖7（c）所示，即Case 5模擬計算工況。

圖7 泄漏點位置Fig.7 Locations of leak points

1.4.2 泄漏條件

管路損壞泄漏分為完全破損和小尺寸破損2種情況。供氣管路完全破損會導致其內部壓力驟降，進而觸發燃氣壓差報警器并關閉燃氣閥組［22］，所以不會造成燃氣的大面積泄漏和長時間累積。而小尺寸破損一般不足以觸發燃氣壓差報警器，即會形成可燃氣體的持續泄漏和累積。無色無味的天然氣難以及時察覺，需要通過可燃氣體探測器及時預警，故研究對象為管路小尺寸破損的泄漏條件。

設管道內徑為D，破口尺寸為d，當d/D≤0.2時可以采用小尺寸泄漏模型來計算氣體的泄漏速率。小尺寸泄漏模型將管道容積視為足夠大，假定管內壓力不受泄漏影響并保持恒定［23］。將小尺寸泄漏視為絕熱過程，天然氣視為純甲烷理想氣體，利用伯努利方程和絕熱方程，同時考慮氣體實際泄漏時的摩擦損失，則氣體的泄漏速度v0為［24］

式中：φ為孔口流速系數，即實際流速與理論流速之比，一般取為0.97～0.98；p1為供氣管內壓強，Pa；p0為供氣管外環境壓強，Pa；k為絕熱指數，天然氣一般取為1.3；R=8.314，為摩爾氣體常數，J/（mol·K）；T為氣體溫度，K。

假定泄漏發生時管內壓強為2.83×105Pa（設計運行工況）并保持穩定，則根據式（2）得到出口泄漏流速為66.29 m/s。設供氣管線內徑為102 mm，破損開口為20 mm×20 mm的方形開口。

1.5 求解及邊界條件設置

發電機室頂部有一臺排風風機，其通風系統包含3條風管和21個進風口。相對于艙室內部空間而言，2臺雙燃料發動機的渦輪增壓器空氣入口也是排風出口。設環境壓力為101 325 Pa，壁面設置為絕熱。風口氣體入流速度均小于0.3倍聲速，將空氣和天然氣視為不可壓縮的理想氣體，艙室內流場為非定常流動。邊界條件設置如下：

1）風管送風入口。對于21個進風口，采用質量流量入口邊界，并依據實船設計參數給定質量流量（0.92～25.52 kg/s）。入流方向均垂直于入口截面，環境溫度為300 K。

2）艙室頂部風機排風出口。采用風扇邊界，并依據運行工況將質量流量設為30.625 kg/s。

3）渦輪增壓器排風出口。采用壓力出口邊界，出口壓力設為0 Pa（表壓）。

選取壓力耦合求解器和隱式控制方程組求解非定常的質量、動量、能量和組分輸運方程，其中壓強—速度關聯形式采用PISO格式。為保證精度，采用二階迎風格式對動量、湍流動能和湍流耗散率等進行數值離散。計算過程中，將連續方程的迭代殘余量收斂標準設為1×10-4，組分方程設為5×10-4，其余控制方程為1×10-3。

2 計算結果與分析

2.1 通風計算結果

由于艙內燃氣泄漏發生于通風條件下，因此艙內非穩態通風流場模擬計算的時間步長取0.02 s，將通風場計算結果作為泄漏擴散計算的初場。由于天然氣的比重小于1，其發生泄漏后是向上飄散，同時可燃氣體探測器布置于艙室上方，故選取z=8 m處的水平截面作為分析截面，如圖8（a）所示。圖8（b）～圖8（h）所示為該水平截面內不同時刻的速度矢量分布圖，其中vmax=3.5 m/s。

由圖8可知，當t=1.2～5.2 s時，處于通風初始階段，截面內流動趨勢尚不明顯，流場內主體范圍的流速在0.1 m/s以下；當t=5.2～19.9 s時，截面內各點速度開始增大，主體范圍的流速達到1 m/s以上；當t=19.9～51.3 s時，截面內局部速度大小和方向的變化開始減小；在t=51.3～91.3 s時，流場內主體范圍的流速大小和方向已無明顯變化，其中流動趨勢較明顯（流速大于1 m/s）區域的流場已趨于相同，差異主要集中在流動較弱的區域（流速小于0.5 m/s），故將t=91.3 s時刻的通風場計算結果作為泄漏擴散計算的初場。

圖8 z=8 m截面在不同時刻的速度矢量分布圖Fig.8 Velocity vectors inz=8 m section at different times

為進一步分析截面內流場，將趨于穩定后的流場（t=91.3 s）主體流動趨勢以紅色箭頭標出，如圖9所示。當t≥51.3s時，截面內的主體流動趨勢均與圖9相似。圖9中，箭頭1，2所示區域即圖4中燃氣管線區域1上方，整體流動先沿+x向，接近端部后逐漸轉向-y向；箭頭3所示區域即燃氣管線區域2上方，整體流動沿-x向；對于燃氣管線區域3上方，流場各點處速度方向較為分散，無明顯的一致流向，僅在右側區域呈現出較弱的+y向匯流趨勢，同時區域3上方整體流速均較小，低于1 m/s。

根據以上分析可知不同區域發生燃氣泄漏后的氣流主體流動趨勢，但通過單一截面的速度分布還不足以準確判斷泄漏后可燃氣體的擴散趨勢。具體的擴散分布除受當地風速和風向影響外，還受射流速度、整體空間流動、設備阻礙及密度差等因素的影響。

圖9 z=8 m截面內主體流動趨勢圖（t=91.3 s）Fig.9 Main flow tendency in z=8 m section at t=91.3 s

2.2 泄漏擴散計算結果

2.2.1 Case 1

1號泄漏點發生天然氣泄漏后，不同時刻的天然氣摩爾濃度分布如圖10所示。天然氣在初始動量和密度差作用下向頂部流動，同時在分子熱運動和氣流湍動的疊加作用下向四周擴散，難以到達艙室頂部。隨著時間的延長，擴散范圍不斷增大，氣云的高濃度區域集中在泄漏口上方。

圖10 1號泄漏點發生連續泄漏后發電機室不同時刻的天然氣摩爾濃度分布圖Fig.10 Distributions of natural gas mole concentration in engine room at different times for the continuous leak of Case 1

2.2.2 Case 2

2號泄漏點發生天然氣泄漏后，不同時刻的天然氣摩爾濃度分布如圖11所示。天然氣向上流動并向四周擴散，與1號泄漏點相似。但天然氣的主流方向比較明顯，主要流向艙室中部區域，并在到達頂部后開始向四周大范圍擴散。整個泄漏過程中，氣云的高濃度區域均集中在艙室中部。

圖11 2號泄漏點發生連續泄漏后發電機室不同時刻的天然氣摩爾濃度分布圖Fig.11 Distributions of natural gas mole concentration in engine room at different times for the continuous leak of Case 2

Case 1和Case 2的泄漏位置均位于燃氣管線區域3（圖4），結合z=8 m截面（圖9）的通風場流動趨勢可知：當區域3左側（1號泄漏點附近）發生泄漏時，天然氣會在短時間內向四周擴散，氣云的高濃度區域位于泄漏點上方；當區域3右側（2號泄漏點附近）發生泄漏時，天然氣主體會向艙室中部流動，氣云的高濃度區域位于艙室中上部。

2.2.3 Case 3

3號泄漏點發生天然氣泄漏后，不同時刻的天然氣摩爾濃度分布如圖12所示。天然氣主體流向艙室右上方（+x，+z方向），并在到達艙壁后開始向-y方向擴散，氣云的高濃度區域集中在泄漏點右上方。

圖12 3號泄漏點發生連續泄漏后發電機室不同時刻的天然氣摩爾濃度分布圖Fig.12 Distributions of natural gas mole concentration in engine room at different times for the continuous leak of Case 3

2.2.4 Case 4

4號泄漏點發生天然氣泄漏后，不同時刻的天然氣摩爾濃度分布如圖13所示。天然氣主體的流動趨勢與3號泄漏點相似，流向艙室右上方，到達艙壁后再轉向-y方向，氣云的高濃度區域同樣集中在泄漏點右上方。

圖13 4號泄漏點發生連續泄漏后發電機室不同時刻的天然氣摩爾濃度分布圖Fig.13 Distributions of natural gas mole concentration in engine room at different times for the continuous leak of Case 4

Case 3和Case 4的泄漏點位置均位于燃氣管線區域1（圖4），結合z=8 m截面（圖9）中的通風場流動趨勢可知，在區域1內發生泄漏，天然氣主體將隨通風氣流向右側流動并逐漸擴散，氣云的高濃度區域位于泄漏點右上方。

2.2.5 Case 5

5號泄漏點發生天然氣泄漏后，不同時刻的天然氣摩爾濃度分布如圖14所示。天然氣主體較為一致的流向左上方（-x，+z方向），與z=8 m截面的通風場流動趨勢一致，但排氣管的空間阻礙會引起分流。Case 5中天然氣摩爾濃度大于0.1%的氣云總體積和高度均明顯小于前4個泄漏點，因為Case 5的泄漏點位于燃氣管線區域2，該區域內的通風作用明顯強于其他區域（圖9），天然氣泄漏后即被吹散并最終由處于下風向的頂部排氣扇排出，故泄漏發生后的8～118 s內氣云濃度并無明顯變化。該區域內發生泄漏后，天然氣主體都會隨艙內通風向左側（-x）流動，氣云的高濃度區域位于泄漏點左上方。

圖14 5號泄漏點發生連續泄漏后發電機室不同時刻的天然氣摩爾濃度分布圖Fig.14 Distributions of natural gas mole concentration in engine room at different times for the continuous leak of Case 5

2.3 可燃氣體探測器布置優化

為了提高探測精度，可燃氣體探測器應按天然氣擴散趨勢布置于最早出現高濃度氣云的區域內。艙室內泄漏的天然氣氣云主體的擴散方向主要受艙室內通風流動的影響，但天然氣的濃度梯度分布仍依靠濃度差作為推動力，因此氣云的高濃度區域一般位于泄漏點的下風側。將通風流場特性與5個典型泄漏點的天然氣擴散趨勢相結合，在距離艙室頂部1 m范圍內布置可燃氣體探測器，如圖15所示。

1）燃氣管線區域1。天然氣泄漏后的氣云主體流向+x方向且擴散過程相對緩慢，故在區域1中部和右側端部分別布置1號和2號探測器。

2）燃氣管線區域2。天然氣泄漏后的氣云主體呈明顯的-x方向流動趨勢，并由艙室頂部排氣風機排出，故在區域2的風機附近布置3號探測器，而在傳統布置方案中該區域未布置探測器。該區域處于強通風的下風側且靠近頂部排氣風機，天然氣泄漏后一般處于氣體的飄散流域內。

3）燃氣管線區域3。艙室左側上方存在相對獨立的弱渦旋流動，此處發生泄漏后氣云會富集于泄漏點上方并向四周擴散，右側發生泄漏后的氣云主體則會流向艙室中部，故在區域3左側布置探測器4，艙室中部布置探測器5，而在傳統布置方案中該區域未布置探測器。

圖15 可燃氣體探測器布置圖Fig.15 Arrangement of flammable gas detectors

2.4 排氣風機防爆需求評估

隨著設備防爆等級的提高，其采購和維護費用往往呈倍數增長，泄漏擴散的模擬結果可以為設備防爆等級和危險區域劃分提供定性定量的評估依據，從而消除潛在的隱患或避免不必要的資源浪費。

以本文發電機室頂部的排氣風機為例（圖5（a）），由泄漏擴散的模擬結果可知，即使在危險泄漏工況下，風機附近累積的天然氣濃度也始終遠小于天然氣爆炸下限（摩爾濃度4.9%，天然氣爆炸上限為摩爾濃度9.5%）。按照優化后的可燃氣體探測器布置方案，即使存在長時間的持續泄漏累積，最早接近其爆炸下限的區域也位于探測器附近，會及時觸發報警并切斷燃氣。排氣風機附近的天然氣濃度始終低于天然氣爆炸下限，設備即使發生故障也不會形成燃燒或引發爆炸，因此該發電機室無需選用防爆型排氣風機。

3 結 語

本文建立了發電機室三維計算模型，首先分析了該艙室內的非穩態通風流場特性，進而對不同區域燃氣供應管線的泄漏擴散過程進行模擬，得到不同區域內發生泄漏后的天然氣擴散趨勢和高濃度氣云所在位置，提出了可燃氣體探測器的優化布置方案，為排氣風機的防爆需求評估提供了定量依據，為泄漏事故的預防和改進設計提供了參考。后期可進一步分析通風流場特性，用以優化風管布置和風量分布，實現降耗增效；進一步計算燃爆風險及燃爆載荷，用以支撐結構的局部加強設計。

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Leakage analysis of fuel gas pipe in large LNG carrier engine room

CEN Zhuolun，LIU Tao，WANG Lei，DOU Xu
R&D Dept.，Hudong-Zhonghua Shipbuilding（Group）Co.，Ltd.，Shanghai 200129，China

U664.14

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2017.05.014

http://kns.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20170926.1032.010.html期刊網址：www.ship-research.com

岑卓倫，劉濤，王磊，等.大型LNG船發電機室的燃氣管線泄漏分析［J］.中國艦船研究，2017，12（5）：109-119.

CEN Z L，LIU T，WANG L，et al.Leakage analysis of fuel gas pipe in large LNG carrier engine room［J］.Chinese Journal of Ship Research，2017，12（5）：109-119.

2017-03-14< class="emphasis_bold">網絡出版時間：

時間：2017-9-26 10:32

岑卓倫（通信作者），男，1988年生，碩士，工程師。研究方向：LNG低溫液貨處理系統開發設計。E-mail：cenzhuolun@hotmail.com

劉濤，男，1983年生，博士，高級工程師。研究方向：輪機系統開發設計。E-mail：smuliutao@163.com