大型LNG接收站泄漏事故災害效應分析與預測

王志寰 李成兵 周 寧

1.西南石油大學機電工程學院 2. 常州大學石油工程學院

0 引言

液化天然氣（LNG）具有易泄漏、易揮發擴散和易燃易爆等危險特性，近年來國內外LNG接收站發生泄漏與爆炸的安全事故超過數十余起[1-4]。LNG儲存與運輸中的安全問題早已成為業界最為關注的重要問題之一[1]。

為填補國內LNG接收站安全研究領域的空白，王洪麗等[5]采用兩相流泄漏計算公式預測LNG接收站的泄漏量和泄漏過程中可能發生的噴射火焰、爆炸、蒸氣云擴散等事故，并預測出了事故安全半徑。柴田[6]以大鵬灣LNG碼頭為例，基于LNG的爆炸特征建立了LNG爆炸VEC傷害模型和火災BLEVE傷害模型，將在生產儲運過程中發生爆炸火災和毒物泄漏擴散對人體和財產造成的傷害進行了量化，得出了諸如爆炸火災傷害區域、財產損失、風險等級、受控等級等重要研究結果。周彥波等[7]結合國內外LNG泄漏與擴散的試驗和模擬，對可能發生的LNG船舶碰撞危害性、LNG泄漏擴散和火災危險性等方面研究進行了分析，并探討了其中的不確定性問題。曾岳梅[8]基于CFD理論開展LNG接收站內液池擴散模擬和蒸氣云爆炸模擬，分別研究了擴散影響因子和蒸氣云爆炸影響因子，實現了可燃氣體泄漏影響區域和爆炸近場超壓分布的可靠預測。

縱觀國內外關于LNG接收站安全問題的相關研究，大部分研究都側重于LNG接收站風險識別與風險評價方面，較少詳細研究和評價接收站可能發生的LNG泄漏擴散與爆炸等重大災害效應。為此，筆者根據國內某大型LNG接收站工程實際現場布局進行整體建模，借助FLACS軟件對LNG泄漏擴散與爆炸事故進行數值計算，并對其災害效應進行預測與分析。

1 數值計算方法有效性驗證與分析

FLACS軟件是專用于可燃氣體泄漏擴散和蒸氣云爆炸的專業數值計算軟件。FLACS爆炸仿真采用兩段模擬的方式，即爆炸模擬是在擴散模擬的基礎上不改變其任何環境參數，只改變邊界條件、計算步長、持續時間和點火時刻，調取擴散結果進行計算求解的。所以可燃氣體的泄漏擴散模擬的有效性對于整個數值模擬至關重要。精確有效的可燃氣體泄漏擴散結果才能保證后續爆炸數值計算結果的準確性。因此，筆者借助Falcon系列實驗數據對LNG泄漏擴散的數值計算結果進行有效性驗證。

Falcon系列實驗[9]是1987年美國氣體研究所和運輸部委托美國Lawrence Livermore 國家實驗室（LLNL）在加利福尼亞州進行的LNG泄漏后蒸氣云在復雜障礙物工況下大型擴散實驗。筆者使用Falcon系列1號、3號、4號的實驗結果作為LNG泄漏蒸氣云在有障礙阻擋環境下擴散的有效性評價數據集。實驗工況參數如表1所示。

表1 Falcon系列實驗主要參數表[9]

提取Falcon 1、3、4號實驗在下風向的數值計算預測值與實驗值進行比較（表2）。為準確分析筆者數值計算預測值與Falcon實驗值之間的偏差程度，并以此來判定筆者所建立的LNG泄漏擴散數值計算方法的有效性，引入重氣擴散模擬有效性評價參數及評價標準[10-12]，主要有幾何平均偏差MG、幾何平均方差VG、相對均方誤差MRSE、相對平均偏差MRB、FAC2和歸一化均方誤差NMSE等。數值計算預測值與Falcon實驗值之間的各項偏差值如表3所示。可以看出，筆者利用FLACS所建立的LNG泄漏擴散數值計算方法來模擬Falcon 1、3、4號實驗，其偏差值都在評價參數允許的范圍之內，除Falcon 3號實驗的模擬結果與實驗值偏差較大之外，其余2個實驗吻合很好，說明基于FLACS的LNG泄漏擴散數值計算方法及結果具有一定的可靠性和有效性。

表2 泄漏氣體最大濃度的實驗值與數值計算預測值對比表

表3 Falcon系列實驗FLACS模擬泄漏氣體最大濃度的偏差統計表

2 數值計算模型建立與計算參數設置

國內某大型LNG接收站的平面布局設計如圖1-a所示，據此建立的LNG接收站三維計算模型布局如圖1-b所示，設置計算區域幾何尺寸為800 m×60 m×110 m。在LNG泄漏擴散中，假定儲罐出液管口位置是泄漏源頭，該處流場的阻塞和變化影響著后續擴散結果的精確性。因此，計算網格在泄漏源附近需要加密處理，而在靠近邊界面區域由于氣體的濃度已經下降到極小，且邊界區域的變化對計算區域的流場幾乎沒有影響，網格可適當加大。

現役大型LNG接收站儲罐的低溫出液管道直徑通常為150 mm[13]。對于LNG接收站來說，除去罐體破裂外，最嚴重的泄漏事故為：當使用罐底的潛液泵向外輸送LNG時，儲罐的低溫出液管道因超壓、腐蝕或老化等原因瞬間破損并斷落，從而造成LNG快速泄漏出儲罐。假設泄漏點位于儲罐35 m高的出液管處，并假定泄漏口直徑為150 mm，泄漏時間為300 s（之后被人為處置停止泄漏）。根據伯努利方程可以計算LNG泄漏速率約為185.72 kg/s。LNG接收站儲罐內液化天然氣成分組成為：甲烷含量98.98%，乙烷含量0.61%，氮氣含量0.31%，二氧化碳含量0.10%。該大型LNG接收站所在地的氣象資料顯示，常年風速4.4 m/s、風向45°。LNG接收站內相關設備及環境參數如表4所示。

在LNG泄漏擴散的數值計算參數設置時，由于LNG蒸發產生的氣云擴散速度較低，故采用低速泄漏（DIFFUSE）類型[12]；泄漏位置為儲罐出液口處，LNG氣云閃蒸后的初始溫度為－161.64 ℃[14]；在邊界條件設置中，模擬LNG氣云無風自由擴散時需要對每個邊界設置無反射Plane-Wave[15]邊界條件；當在有風工況當中，為防止蒸氣云在邊界處堆積引起整個擴散過程出現邊界效應，將邊界條件中的風設置在上風向邊界面，同時在其他邊界面設置為Plane-Wave。

3 數值計算結果及分析

LNG泄漏后形成重氣云，其災害效應[16-17]主要體現在爆炸和窒息2個方面：當氣云（主要成分為甲烷）在空氣中的濃度處于5%～15%（爆炸極限）時，遇到點火源將瞬間發生爆炸，形成瞬時超壓和高溫熱輻射作用，對一定范圍的人員和結構物造成傷亡和損傷破壞；當氣云在空氣中的濃度大于25%時，人和動物將發生窒息現象。因此，為了判定LNG泄漏后的災害效應，通常將濃度大于5%（爆炸極限下限）的區域范圍定義為LNG氣云潛在爆炸災害效應區；當在LNG氣云爆炸危險區內，可燃氣云一旦遇到點火源將發生爆炸，其爆炸超壓作用區和熱輻射作用區分別定義為爆炸災害效應區；濃度大于25%的區域定義為LNG氣云窒息災害效應區。

表4 LNG接收站內相關設備及環境參數表

3.1 LNG泄漏與擴散基本特征與規律

假定風速為零（無風）條件下，泄漏點假定在3號罐的出液管處，泄漏后形成的可燃氣云隨時間擴散過程如圖2所示。可以看出，可燃氣云首先呈現出明顯的重氣擴散特征。這是由于可燃氣云的初始溫度極低，密度比空氣大造成的（初始溫度為－161.64℃，密度為2.25 kg/m3，是空氣密度的1.5倍左右）。因重力沉特性降使可燃氣云擴散時首先在地面堆積，并在豎直方向上具有明顯的分層效應：越貼近地面，濃度越高，隨著高度增加，濃度又迅速減小。正因為如此，具有爆炸危險的可燃氣云也主要集中在近地面高度。其次，由于罐區圍堰和罐體的阻擋作用，可燃氣云不會立即沿壁面爬升、飄逸，而是沿障礙物（圍堰和罐體）繞流擴散，隨后可燃氣云會在圍堰處迅速堆積并逐漸開始溢出圍堰。

3.2 泄漏點位置對接收站LNG泄漏與擴散效應的影響

該LNG接收站內共有5個大型儲液罐，假定LNG泄漏為單一泄漏，且泄漏點均為儲液罐出液管位置（位于儲罐35 m高度處），并假定泄漏300 s后立即停止。接收站風速4.4 m/s，風向45°。不同泄漏點發生泄漏300 s后，LNG氣化形成濃度大于等于5%的可燃氣云的擴散情況如圖2所示。

圖2 無風條件下泄漏后的可燃氣云（濃度大于等于5%）隨時間擴散情況圖

為了評價LNG泄漏擴散后的災害效應嚴重程度，采用溢出罐區圍堰的最遠距離來表征。計算結果表明：在風速4.4 m/s和風向45°的氣象條件下，1號儲罐泄漏后形成的可燃氣云擴散面積較廣且在罐區圍堰處堆積較厚，有部分氣云溢出圍堰，溢出最大距離達21.5 m（圖3-a）。在風的輸運作用下，形成“三翼”，其中一翼擴散出圍堰左上角；一翼擴散在下方，3號儲罐對可燃氣云擴散形成阻擋繞流；另一翼擴散到2號儲罐附近。2號儲罐泄漏形成的可燃氣云全部在圍堰內擴散流動，云團分布面積較薄（圖3-b）；3號儲罐泄漏后，在風的輸運作用下，可燃氣云在左側圍堰處堆積，并大量溢出圍堰向接收站設備操作區漫延，可燃氣云溢出左側圍堰最遠距離為51.5 m，溢出左下角圍堰最遠距離為 13.5 m（圖 3-c）；4號儲罐泄漏后，由于附近3號儲罐的阻擋作用，可燃氣云繞開3號儲罐向左上和左下角擴散，并在左下角圍堰處溢出，距圍堰最遠距離為18.5 m（圖3-d)；5號儲罐泄漏后，由于4號儲罐的阻擋效應，在風的輸運作用下，可燃氣云堆積在下側罐區圍堰并大量溢出，距圍堰下側最遠距離達43.5 m（已經溢出至接收站圍墻外，圖3-e）。

圖3 泄漏點位置對LNG可燃氣云（濃度大于等于5%）擴散的影響圖

綜合各個儲罐泄漏300 s后可燃氣云的擴散分布情況可以看出：3號儲罐泄漏后，在風的輸運作用下，大量可燃氣云溢出罐區圍堰進入接收站設備操作區，最遠溢出距離達51.5 m，可燃氣云在設備操作區一旦被意外點火，將發生強烈爆炸與燃燒，造成人員傷亡、設備破壞，甚至導致部分儲罐損毀等嚴重災害后果。因此，在現有LNG接收站布局設計和氣象條件下，3號儲罐發生LNG泄漏對整個接收站的潛在危險性（災害效應）是最大的。在后續研究中，LNG泄漏點均設置在3號儲罐出液管處。

3.3 常風條件下LNG氣云擴散災害效應

假定該地常年風速為4.4 m/s、風向為45°，該LNG接收站泄漏后擴散形成的可燃氣云形狀如圖4所示。可燃氣云初期仍呈現明顯重氣擴散沉降特征，在圍堰內近地面自由擴散，但受風、儲罐和圍堰的阻擋呈現不規則形狀，故在其豎直方向上尤其是在圍堰墻腳處分層明顯，越貼近地面，氣體濃度越高，并且濃度高于爆炸下限的氣云集中分布在緊貼地面的高度，前期的可燃氣云在圍堰內像水一樣地繞流儲罐，后受45°風向影響一字排開。LNG接收站泄漏后擴散形成的窒息氣云分布如圖5所示，窒息區域主要呈現在儲罐區范圍內，其窒息區域將瞬間形成，而氣云團爬上儲罐時被風很快稀釋，氣云團在豎直方向濃度分層明顯。

圖4 常風條件下LNG氣云擴散災害效應區域分布示意圖

圖5 LNG氣云擴散極限距離坐標系圖

3.4 風和圍堰對LNG泄漏與擴散災害效應的敏感性分析

為研究風向、風速和圍堰高度對LNG氣云擴散的影響，選取風向 45°、90°、135°，風速 0.90 m/s、 4.40 m/s、9.35 m/s，并且在實際5 m的基礎圍堰高度上，增設了4 m、6 m高度進行LNG氣云擴散定量分析，數值分析結果如表5、6所示。

定量分析不同因素對可燃氣云最大可燃/窒息距離的影響程度值。采用相對偏差率RDR（Relative Deviation Ratio）來衡量每個影響因素的敏感值。RDR是指被影響指標產生的偏差率與影響因素自身的偏差率的比值，其可以衡量被影響指標因為影響因素的變化而導致數值發生變化的程度。定義如下：

表5 300 s時刻不同影響因素下最大可燃距離統計表

表6 300 s時刻不同影響因素下最大窒息距離統計表

式中cl表示氣云在某因素下的可燃距離的最大偏差值； 表示被影響指標的平均值；cp表示影響因素本身數值的最大偏差；p表示影響因素自身數值的平均值。RDR的值與0偏差越大，表示該因素產生的影響越大，可燃氣云對其越敏感。

根據表5和表6數據可以借助公式（1）計算得到各因素下的RDR值（表 7、8）。可以看出，300 s內，圍堰高度對可燃氣云的泄漏擴散影響最大，其對可燃氣云的阻擋效應明顯；而風速越大，對可燃氣云的輸運作用越明顯，導致可燃氣云擴散范圍降低；而風向只是改變可燃氣云的擴散方向，但對其影響較小。

表7 不同影響因素的可燃氣云擴散范圍相對偏差率統計表

表8 不同影響因素的窒息氣云相對偏差率統計表

風向對LNG氣云窒息范圍影響最大，風向能引導窒息氣云擴散的方向，其站內建筑物阻擋效應越明顯，氣云團在阻擋處堆積，影響最大；同理圍堰高度對窒息氣云范圍的影響較大；而風速對窒息氣云的輸運作用明顯，風速越大導致氣云濃度降低，影響較小。綜合來看，對可燃氣云潛在爆炸災害效應影響程度由大到小分別是圍堰高度、風速和風向，而對氣云窒息災害效應影響程度由大到小分別是風向、圍堰高度、風速。

3.5 可燃氣云意外點火產生的爆炸災害效應分析

接收站泄漏事故發生后圍堰內快速積累大量可燃氣云，一旦發生意外點火爆炸主要危險在于產生的近地面超壓范圍以及燃燒火球的高溫熱輻射區域。針對可燃氣云意外點火爆炸進行研究，由上文研究結果可知，圍堰高度對可燃氣云覆蓋影響最大，故選取LNG接收站圍堰高度為4 m時，基于常風下（風速為4.4 m/s，風向45°）進行爆炸流場的計算。擴散的可燃氣云在風和圍堰的影響下形成濃重的氣云團，在可燃氣云濃度較高位置選取點火位置（350，287，1.5）作為點火源，在300 s時進行點火爆炸。

采用超壓準則[18-19]作為爆炸產生的沖擊波影響范圍的評價標準，這類準則適用于作用時間短，能量較高的爆炸工況中，將離地 1.5 m 處 0.196 bar（1 bar＝0.1 MPa，下同）作為分析指標來評價爆炸產生的超壓范圍，選取超壓范圍的最大峰值來評價可燃氣云爆炸產生沖擊波的后果。模擬結果表明：意外點火爆炸造成的最大超壓為1.01 bar（圖6），爆炸核心區域工作人員直接死亡，建筑物倒塌。

圖6 點火爆炸超壓（大于等于0.196 bar）特征圖

基于Baker理論[20-21]，火球熱輻射的范圍取決于空間中燃料的總質量，火球直徑D、持續時間t、火球溫度T與燃料質量M之間的關系式：

式中bG表示常量，2.04×104；M表示火球消耗的燃料質量，kg；T表示火球的溫度，K；D表示火球直徑，m；R表示目標到火球中心的距離，m；F表示常量，161.7。

使用Baker模型進行火焰熱輻射評價，建立以泄漏源為原點的火焰熱輻射毀傷坐標系。結合熱劑量準則[16,22-23]，死亡邊界處取592×103J/m2，三度燒傷取 375×103J/m2，二度燒傷取 250×103J/m2，一度燒傷取125×103J/m2進行火焰熱輻射影響范圍劃分。

基于Baker理論對產生火球燃燒質量的驗證，熱輻射主要來源于爆炸產生的火球，計算結果表明點火后2 s時（點火時刻為泄漏時刻300 s），站內的火球發展到最大，直徑為154 m、高度為1.5 m，火球中心坐標O1（－46，31）。通過Baker理論算出爆炸燃燒流場的燃料質量為38 724 kg，根據FLACS計算的流場空間內爆炸消耗的氣云實際質量為：M實際＝ 41 000 － 4 530 ＝ 36 470 kg。通過計算可知，與Baker模型理論值偏差為6.18%，基本符合Baker理論，理論與模擬的偏差原因在于火焰的直徑有一定程度的估大，形成的火球狀并不規則，且貼近地面形狀偏扁。

將火球中心坐標代入式（2）可以得到坐標系內某點（x，y）受到的熱輻射Q1為：

計算的得出熱輻射危險區域的分布情況見圖7，其死亡半徑為170.1 m，三度燒傷半徑213.7 m、二度燒傷半徑261.7 m、一度燒傷半徑370.1 m，可見接收站發生LNG泄漏事故后，受圍堰影響形成的氣云團濃度、質量大，意外點火爆炸時產生的火球直徑大，造成熱輻射效應強烈。

4 結論

圖7 火焰輻射危險區域圖

1）LNG泄漏形成的氣云擴散呈現明顯的重氣擴散特征，因重力沉特性降使可燃氣云擴散時首先在地面堆積，在豎直方向上具有明顯的分層效應，越貼近地面，濃度越高，隨著高度增加，濃度又迅速減小；基于有風條件下，比較圍堰內泄漏點位置對儲罐泄漏事故災害效應的影響，確定并假設其3號儲罐發生LNG泄漏，氣云擴散受重力沉降特性，受風、建筑物的影響一字排開；氣云擴散形成的窒息區域主要在發生儲罐泄漏事故附近范圍內，其窒息災害區域形成較小。

2）比較圍堰高度、風向和風速對氣云擴散災害效應的影響，潛在爆炸災害效應的影響程度由大到小分別是圍堰高度、風速和風向；對窒息災害效應的影響程度由大到小分別是風向、圍堰高度、風速。因而，為防止發生泄漏事故災害效應進一步加劇，建議設計接收站時適當加高接收站圍堰高度，上風口增設鼓風器等裝置，必要時候進行人工吹風，加快空氣流通，降低事故產生的災害效應。

3）大型LNG接收站應在圍堰近地面杜絕點火源，在泄漏事故發生五分鐘后圍堰內意外點火爆炸，熱輻射死亡最大半徑為170.1m，三度燒傷最大半徑為213.7 m，二度燒傷最大半徑為261.7 m，一度燒傷最大半徑為370.1 m，其氣云團覆蓋的范圍基本是死亡區，人員重傷死亡。