FPSO爆燃事故加強機制分析

張興東 張彬 豐偉東 吉瑪

摘要：為探究海上浮式生產(chǎn)儲油卸油船（floating production storage and offloading，F(xiàn)PSO）爆燃事故加強機制，采用計算流體力學（computational fluid dynamics， CFD）對FPSO爆燃事故進行數(shù)值模擬。模擬結果表明，在擁塞度較大的鋼架結構區(qū)域，火焰速度和爆燃壓力急劇增大。為進一步探究復雜鋼架結構和管系對爆燃事故的加強機制，搭建半開敞管道甲烷-空氣爆燃實驗系統(tǒng)。實驗結果表明，在爆燃過程中復雜鋼架結構和管系能夠誘導火焰產(chǎn)生強烈的湍流作用，加快未燃氣體的燃燒速度，導致爆燃事故后果加強。結合數(shù)值模擬結果與實驗結果，為FPSO爆燃事故防治給出建議。

關鍵詞： 浮式生產(chǎn)儲油卸油船（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)儲油卸油船（floating production storage and offloading，F(xiàn)PSO），由于其適應水深范圍廣，抗風浪能力強，儲油、卸油量大等優(yōu)點被廣泛應用于海洋油氣開采中。爆燃事故是FPSO主要風險之一，雖然發(fā)生概率小，但一旦發(fā)生事故就會導致巨大的人員傷亡、財產(chǎn)損失和環(huán)境災難[1]。比如：2015年2月11日，巴西“Cidade de Sao Mateus”號FPSO在巴西海域油田作業(yè)期間，因為人為誤操作而發(fā)生爆燃事故，造成9人死亡的嚴重后果。

國內(nèi)外學者對海洋工程火災爆炸事故已經(jīng)做了大量研究：PULA等[2]運用計算流體力學（computational fluid dynamics， CFD）數(shù)值模擬方法，對海洋平臺火災模型提出改進，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）評估火災事故后果;SKOGDALEN等[3]以“深水地平線”事故為例，確定導致海洋平臺事故的主要因素（包括經(jīng)濟成本、人員因素、環(huán)境因素等），并分析了各因素之間的關系;RAGENDRAM等[4]基于CFD方法探究海洋平臺火災模型，建立了噴射火和球狀火仿真模型，以熱輻射通量評估火災風險和對人員的影響;余建星等[5]提出了聯(lián)合風險評估方法對FPSO蒸氣云爆炸事故進行風險分析，并用CFD數(shù)值模擬方法進行了驗證;李修峰等[6]對FPSO油氣泄漏燃爆事故連鎖風險進行了量化分析，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)絡建立海洋平臺火災概率分析模型，分析結果表明，人為操作失誤和缺乏安全作業(yè)分析導致事故發(fā)生的概率分別達到0.471和0.119，人為因素是火災事故發(fā)生的重要原因之一。

目前針對海洋工程爆燃事故的研究主要運用風險評估和CFD數(shù)值模擬方法對其進行整體風險量化分析，對海洋工程爆燃事故加強機制的研究還較少。因此，為保證FPSO安全運營，進一步量化FPSO火災爆炸事故后果，應當開展更為細致的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FPSO爆燃事故進行數(shù)值模擬分析。FLACS軟件是1980年由Gexcon公司開發(fā)的一款國際先進的氣體擴散、火災和爆炸仿真工具。該軟件可對多種爆炸風險進行定量評估，廣泛應用于海洋工程、油田和化工領域[8]。

1.1 模型建立

為探究FPSO爆燃事故過程，以“海洋石油118”號為原型，按照實際比例建立FPSO上部結構原油處理單元1、原油處理單元2和燃油處理單元等3個部分的幾何模型，簡化鋼架結構和管系的布置。以原油處理單元1中的一級分離器泄漏形成可燃氣云并發(fā)生點火爆燃為例[5]。仿真中監(jiān)測點（編號分別為1、2、3、4、5和6）、甲烷-空氣混合氣云和點火點布置見圖1，氣云大小為5 m×15 m×5 m，監(jiān)測點以氣云中心為原點每隔10 m布置一個，6號監(jiān)測點布置在鋼架結構附近。

1.2 初始條件設置及網(wǎng)格劃分

甲烷-空氣混合氣云中甲烷的體積分數(shù)為10%，環(huán)境溫度為300 K，初始壓力為1×105 Pa，環(huán)境中風速為0。網(wǎng)格劃分區(qū)域為（-20，-10，0）至（80，30，20），網(wǎng)格劃分與模型尺寸相適應，對氣云區(qū)域進行局部加密。X方向設置105個網(wǎng)格，Y方向設置50個網(wǎng)格，Z方向設置20個網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量為105 000個，見圖2。設置輸出變量為壓力P和燃燒速度v。

1.3 計算結果

監(jiān)測點壓力隨時間的變化規(guī)律見圖3。

由圖3可知，距離氣云較近的6號監(jiān)測點，超壓峰值最大為3.6 kPa。監(jiān)測點距離氣云越遠，超壓峰值越小。在距氣云相同距離的3號和4號監(jiān)測點，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構區(qū)域急劇上升，超壓峰值甚至達到14 kPa。模擬結果表明，在FPSO爆燃事故中，擁塞度大的區(qū)域對爆燃事故后果具有顯著的激勵作用。

2 實驗研究

為探究FPSO爆燃事故中復雜鋼架結構和管系對爆燃事故的加強機制，搭建半開敞管道實驗系統(tǒng)。該實驗系統(tǒng)主要包含實驗管道、點火裝置、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、同步觸發(fā)裝置和配氣系統(tǒng)等5個部分，實驗系統(tǒng)的結構見圖5。

實驗采用內(nèi)徑為160 mm、長為600 mm的圓柱形有機玻璃管道（總容積約為12.06 L），管壁厚10 mm，管道水平放置。火焰動態(tài)采集采用的高速攝像機為美國生產(chǎn)的Phantom V.2012，拍攝速度為3 000幀/s。點火裝置為能量可調(diào)的高能點火裝置，實驗用點火能量為100 mJ。壓力采集設備由壓力傳感器、數(shù)據(jù)采集卡、數(shù)據(jù)采集機箱和PC組成。壓力傳感器型號為PPM-127H，其膜片是裸露的，其測量范圍為-5～5 kPa。通過配氣系統(tǒng)，配置體積分數(shù)為10%的甲烷與空氣的混合氣體，混合氣體充滿整個管道。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間間隔的比值。

制定3種實驗工況進行對比分析。工況1空管道甲烷-空氣爆燃實驗;工況2采用自制的阻塞率為0.2方形鐵絲網(wǎng)模擬FPSO復雜的鋼架結構和管系，將方形鐵絲網(wǎng)置于距點火點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，模擬鋼架結構之間存在方形設備的情況，將其置于距點火點100 mm處。3種實驗工況示意圖見圖6。

2.1 不同工況下火焰形態(tài)隨時間變化的規(guī)律

3種工況下火焰形態(tài)隨時間的變化見圖7。

2.2 不同工況下爆燃事故壓力和火焰速度隨時間變化的規(guī)律

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

工況1：從點火到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。這是因為火焰形態(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，未燃氣體的反應速率與管口泄爆作用交替占據(jù)主導地位，壓力波震蕩下降[9]。空管道甲烷-空氣混合氣云爆燃最大超壓峰值為0.31 kPa。

工況2：從點火到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，同時被分割成多束火焰，火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆僭龃螅瑝毫ρ杆偕仙霈F(xiàn)第1個超壓峰值0.82 kPa。火焰被分割成多束后與未燃氣體的接觸面積增大，燃燒更加劇烈，越過鐵絲網(wǎng)后火焰?zhèn)鞑ニ俣冗M一步增大，約在t=40 ms時出現(xiàn)第2個超壓峰值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個超壓峰值。在t=48 ms時，火焰到達管口附近，壓力波震蕩向前傳播。

工況3：從點火到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)鞑ニ俣仍龃螅藭r壓力迅速上升，達到第1個超壓峰值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。這是因為被障礙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，火焰與未燃氣體的接觸面積增大，火焰速度迅速增大，此時達到最大超壓峰值3.69 kPa。在t=42 ms時，火焰加速到達管口，超壓震蕩向前傳播。

工況2中最大超壓峰值為2.45 kPa，遠遠大于工況1中超壓峰值0.31 kPa。這說明，F(xiàn)PSO爆燃事故中復雜鋼架結構和管系誘導的湍流作用會大大加強爆燃事故后果。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構、管系和設備阻塞率的增大，會使誘導的湍流作用增強，爆燃事故后果進一步加強。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系[9]。

3 結 論

基于計算流體力學（CFD）軟件對海上浮式生產(chǎn)儲油卸油船（FPSO）爆燃事故過程進行數(shù)值模擬分析，模擬結果表明，復雜的鋼架結構對爆燃強度具有顯著的激勵作用。通過半開敞管道實驗系統(tǒng)探究了復雜鋼架結構和管系對爆燃事故的加強機制，實驗結果表明，鋼架結構和管系誘導的湍流作用是爆燃強度增加的原因。基于上述分析可知，在FPSO上部結構易發(fā)生可燃氣體泄漏的區(qū)域，應盡量避免擁塞度較大的復雜設備、鋼架結構和管系布置;若布置無法避免，應增加該區(qū)域的探火和滅火等消防設備的配置。

參考文獻：

[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險評估[J]. 油氣儲運， 2015， 34（6）： 590-594. DOI： 10.6047/j.issn.1000-8241.2015.06.005.

[6]李修峰， 陳國明， 師吉浩. 泄漏油氣燃爆災害下FPSO結構響應分析[J]. 中國安全生產(chǎn)科學技術， 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)絡的海洋平臺火災概率分析[J]. 安全與環(huán)境學報， 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淬熄抑爆機理研究[D]. 大連： 大連理工大學， 2014.

（編輯 賈裙平）