基于維度事故載荷的控制室抗爆強度設計

王海清，孫浩，張之秀

（1中國石油大學(華東)機電工程學院安全科學與工程系，山東青島266580；2中國石化海南煉油化工有限公司商儲海南分公司HSE部，海南洋浦578101）

化工廠含有大量可燃物質，設備排列緊密、管道復雜導致阻塞率增加，一旦發生爆炸事故，極易造成嚴重的人員傷亡、財產損失和環境破壞。為減小事故后果，有效地分析控制室的抗爆強度格外重要。

NORSOK Z-013[1]給出了爆炸定量風險分析的框架，但并未給出具體分析方法和案例。常見的爆炸評估方法和軟件，如荷蘭TNO實驗室提出的多能法、TNT法、Baker-Strehlow法和PHAST軟件等[2-3]，其中運用較多的是多能法，它綜合考慮了湍流加速和氣體活性等因素。然而它們屬于二維模型，很難考慮到化工廠區復雜的設備和管路系統對爆炸超壓的影響。近年來計算流體力學（CFD）軟件迅速發展，如AutoREAGas、Fluent和Flacs等，由于CFD模型能很好地表示出真實的物理環境，其越來越成為爆炸風險分析的主流[4-5]。Hansen等[6]利用Flacs軟件評估設備、管道、抗爆墻和關鍵建筑物的爆炸超壓，并將其轉換為實際受力，為設備的設計強度提供指導。Paik等[7]利用Flacs評估海上設施碳氫化合物發生泄漏后所造成的火災和爆炸風險，為安全屏障的設計提供指導。然而研究多是從事故后果出發，選擇最差工況或幾種場景研究設備或建筑物受事故的影響，未充分考慮到事故發生概率對建筑物風險的影響。

爆炸超壓受氣云體積、氣云位置、點火位置等因素的影響，而氣云體積和位置又受氣象條件、泄漏位置、泄漏速率的影響，這些因素排列組合導致爆炸事故場景數量巨大。CFD模型雖然能很好地表示真實的物理環境，但由于計算機資源和時間的限制，使得研究工作局限于最差工況的模擬或選取部分場景進行分析。以最差工況的分析結果，即設計事故載荷（design accident load）作為強度設計的參考值，不僅增加了場景選擇的不確定性，也可能造成過度設計。NORSOK Z-013中提出維度事故載荷（dimensioning accident load，DAL）的概念，即為了滿足定義的風險接受標準，功能或系統在規定的時間內能夠承受最嚴重的意外載荷。工廠或企業可以根據自身制訂的可接受風險標準確定DAL值。針對過度設計問題提出了一種基于維度事故載荷的確定控制室抗爆強度的方法，克服了設計事故載荷的缺點，解決了場景選取的不確定性和抗爆強度過度設計的問題，從事故發生概率和后果兩個角度綜合量化控制室抗爆載荷，為關鍵區域的強度設計和安全屏障的設立奠定基礎。

1 方法

為了選取有代表性的場景，從事故發生概率和后果兩個角度考慮控制室抗爆設計，結合NORSOK Z-013標準的相關技術概念，本文提出了一種基于DAL的確定控制室抗爆強度的方法。該方法主要包括4個部分，即場景構建、場景篩選、計算控制室DAL和計算控制室爆炸載荷。第一步的任務是構建事故場景集，并計算各場景的發生概率；第二步的任務是根據NORSOK Z-013和ALARP準則進行判斷，選取可信場景；第三步是對可信場景進行模擬計算，根據場景的爆炸超壓值和發生頻率繪制超壓-頻率超越曲線，結合ALARP準則確定控制室的DAL；第四步是以DAL為輸入，計算控制室的爆炸載荷。具體分析如圖1所示。

圖1 控制室抗爆強度分析流程

1.1 場景構建與篩選

1.1.1 泄漏場景構建

（1）風場集構建 風場主要受風速和風向的影響。風速影響氣云的擴散速度和濃度；風向決定氣云擴散的方向，風向的變化會導致氣云的位置發生改變。可通過風向與風速的聯合分布概率構建可燃氣體泄漏的風場集[8]。

（2）泄漏源集構建 危險物質泄漏是石化裝置發生火災、爆炸和中毒事故的根源，事故的發生概率取決于工藝設備的泄漏概率，即泄漏源的泄漏概率。目前國內外常用的泄漏孔徑分類如表1所示。

表1 泄漏源孔徑分類

基礎泄漏數據主要來源于對各種工藝設備的統計，通常采用荷蘭COVO[9-10]和挪威船級社（DNV）[11]公布的統計數據，這些數據由多年的研究和現場經驗得來，在國內外得到了廣泛的應用。根據所公布的不同孔徑泄漏概率數據，區間內任意孔徑的泄漏概率以插值公式求出，如式(1)所示。

式中，a為所選區間內任意孔徑，mm；b為區間內最大孔徑，mm；s為區間內最小孔徑，mm；Fa為任意孔徑a的泄漏概率；Fb為孔徑b的泄漏概率；Fs為孔徑s的泄漏概。Fb和Fs從統計數據中獲取。

（3）泄漏位置與方向 為了得到一個具有代表性的分布，每個區域應該至少有3個泄漏點，每個泄漏點具有4～6個泄漏方向。為了兼顧場景代表性和數量的關系，可以使用基于物理、幾何、通風方向和對稱性的思想簡化泄漏位置與方向的分布。泄漏方向應至少具有與風向相同、與風向相反兩種情況[1]。具體泄漏位置和方向的選取需根據廠區內各區域的具體布置進行確定。

（4）泄漏場景篩選 綜合風速風向聯合概率分布與泄漏源泄漏概率，可以得出每個泄漏場景的發生概率。由于泄漏場景的排列組合數量巨大，工程中為兼顧計算經濟性需要對泄漏場景進行篩選。安全行業標準AQ/T 3046—2013《化工企業定量風險評價導則》指出，當泄漏源泄漏概率小于10-8/a或事故場景造成的死亡概率小于1%時，在定量風險評價中可不考慮這種場景；NORSOK Z-013規定每年累積概率為10-4的超壓值為不可接受的界限。若泄漏和爆炸場景的發生頻率很小，這些場景的發生頻率對總場景的累積頻率的影響很小。綜合NORSOK Z-013和文獻[12]，最終取10-6作為場景篩選的臨界值，具體流程如圖1所示。

1.1.2 爆炸場景構建

（1）延遲點火概率 危險物質泄漏后遇點火源會發生火災和爆炸等事故，點火概率的研究是定量風險評價的關鍵要素之一。本文主要研究作用在控制室的爆炸載荷，故分析延遲點火概率。《石化裝置定量風險評估指南》給出了延遲點火概率與泄漏速率之間的關系，如式(2)所示。

式中，Pi為延遲點火概率；e為自然常數，取2.718；m為質量流量，kg/s，如式(3)所示[13]；C為泄漏系數；A為泄漏孔面積，m2；ρ為物質密度，kg/m3；p為設備內工作壓力，Pa；pa為大氣壓，Pa。

（2）氣云的位置和體積分布 爆炸超壓值受可燃氣云位置和體積的影響。不同體積的氣云所產生的爆炸超壓大小不同；氣云位置的變化會引起空間壓力分布發生較大改變。根據所構建的泄漏場景集，經篩選后的場景利用CFD軟件進行模擬，得到每一個場景的可燃氣云位置和體積的分布。

（3）爆炸場景篩選 根據泄漏場景的發生概率和延遲點火概率計算每一個爆炸場景的發生概率，取10-6/a作為爆炸場景篩選的臨界值，進行總事故場景的第二次篩選，經篩選后的場景即為可信事故場景。具體流程如圖1所示。

1.2 計算控制室DAL

對可信場景利用FLACS軟件進行模擬計算，選取控制室為分析對象，計算控制室在每一個場景中所受的超壓值。根據場景發生頻率和后果，繪制控制室超壓頻率超越曲線。根據可接受風險標準，確定控制室的DAL，具體如圖2所示。

圖2 DAL分析流程

1.3 控制室爆炸載荷

選取《石油化工控制室抗爆設計規范》的計算方法，以控制室DAL為峰值入射超壓，把控制室等效為矩形，作用在控制室前墻、側墻及屋面和后墻的爆炸載荷計算如式(4)～式(15)所示。

（1）前墻爆炸載荷

①峰值反射壓力

式中，pr為峰值反射壓力，kPa；pso為峰值入射超壓，kPa，應根據爆炸安全性評估確定，本文以控制室的DAL為峰值入射超壓。

②停滯壓力

式中，ps為停滯壓力，kPa；Cd為阻力系數，取決于障礙物表面的形狀及朝向，對于控制室，前墻取1.0，側墻、屋面和后墻取-0.4；qo為峰值動壓，kPa，由式(6)計算得到。

式中，pa為大氣壓力，取101.325kPa。

③前墻正壓等效作用時間

式中，td為爆炸安全性評估確定的爆炸沖擊波正壓作用時間，s；tc為反射壓持續時間，s，通常情況下tc＜td，當計算的tc＞td時，取tc=td；S為停滯壓力點到建筑物邊緣的距離，m，取建筑物高度H或硬包面框度的一半；U為波速，m/s，由式(10)計算得到；te為前墻正壓有效作用時間，s；lw為正壓沖量。

（2）側墻及屋面爆炸載荷

作用在側墻及屋面的爆炸載荷和作用時間如式(11)、式(12)所示。

式中，pa為作用在側墻和屋面上的有效沖擊波超壓，kPa；Ce為等效峰值壓力系數；tr為側墻及屋面有效沖擊波超壓升壓時間，s；L1為沖擊波結構構件的長度，m。計算側墻時L1取1；計算屋面時，當沖擊波方向與屋面板跨度平行時取屋面板跨度，垂直時取1；計算后墻時，取建筑物高度。

（3）后墻爆炸載荷

式中，pb表示作用在后墻上的有效超壓，kPa；ta表示沖擊波到達后墻的時間，s；D表示平行于沖擊波方向的建筑物尺寸，m；trb表示后墻上有效沖擊波超壓升壓時間，s。

2 案例

以某廠區丙烯單元為例，該單元占地面積約為9000m2，主要分為丙烯工藝區、儲存區和控制室3個區域。控制室與工藝區之間距離為27m。該工藝單元丙烯密度為516kg/m3，操作壓力為0.6MPa，溫度為20℃。根據廠區具體布置，利用FLACS前處理工具CASD進行三維模型的構建，整個計算區域大小為170m×130m×40m，泄漏場景中總網格數量為884986個，所采用的網格為FLACS通用網格大小（1m×1m×1m），并在泄漏孔附近進行了網格加密。由于爆炸仿真需要準確地捕捉超壓值的分布情況，所以爆炸場景中所采用的大小為0.7m×0.7m×0.7m，網格數量為1726562，具體如圖3所示。

圖3 廠區模型圖

2.1 可信事故場景篩選

NORSOK Z-013中建議應至少考慮8種風向、兩種風速。為綜合考慮風速、風向對氣體擴散的影響，選取了8種風向和7種風速組成的風場。根據該地區的氣象觀測數據可得出風速風向聯合分布概率，如表2所示，表中數值表示相應風速風向的出現概率。

表2 風速、風向聯合分布概率

泄漏孔徑理論上有無限種可能，根據NORSOK Z-013中的建議，由于小孔泄漏對廠區的影響較小，根據表1中泄漏孔徑的分類，選取3種泄漏孔徑（50mm、100mm和200mm）進行泄漏場景的模擬，根據式(1)計算各孔徑的泄漏概率，如表3所示。

表3 泄漏孔徑及泄漏概率

由于罐體底部管道系統復雜、縱橫交錯，導致阻塞率增加，一旦發生泄漏會造成嚴重的后果。選取罐體底部管道為泄漏源，根據表2和表3中的數據對泄漏場景集進行篩選，以發生頻率10-6/a作為泄漏場景篩選的臨界值，總場景數為168個，經篩選后泄漏事故可信場景數量為77個。以發生頻率10-6/a為爆炸場景的選取標準，對總事故場景進行第二次篩選，經篩選后可信爆炸場景個數為37個，對這些可信場景進行模擬計算。

2.2 泄漏模擬

泄漏模擬的流程如圖4所示，物理模型是CFD計算的基礎，準確地表示出廠區內各設備和管道的布置可以使計算結果接近真實值。隔離段的特性和泄漏孔徑決定了泄漏的質量流量和持續時間；廠區內的氣象條件（如風速、風向）會影響氣云的位置和體積。在正確表示真實物理參數的基礎上進行泄漏模擬，根據計算結果（如氣云圖、FUEL文件）確定每一個場景的氣云位置和體積。利用FLACS軟件對37個可信場景進行仿真計算。

圖4 泄漏場景分析流程

FLACS中Q9被用于表示等效化學計量云體積，將非均質氣體云縮放為較小的化學計量氣云從而產生與原始氣云相近的爆炸載荷。圖5為各泄漏孔徑下37個泄漏場景所產生可燃氣云體積的平均值和最大值。氣云平均體積分別為538m3、4250m3和11785m3，可以看出，隨著泄漏孔徑的增加，泄漏形成的可燃氣云體積在增加。在泄漏量相同的情況下，泄漏孔徑為100mm時所產生的可燃氣云平均體積是50mm泄漏孔徑的7.9倍；泄漏孔徑為200mm時所產生的可燃氣云平均體積是50mm泄漏孔徑的21.9倍，是泄漏孔徑為100mm時所產生的可燃氣云平均體積的2.8倍。可以看出，在泄漏量相同的情況下，泄漏孔徑越大形成的可燃氣云體積越大，這是因為當泄漏孔徑相對較大時，泄漏所產生的氣云被風場稀釋的速度較慢。

圖5 爆炸極限范圍內的最大和平均可燃氣云體積

相同孔徑下可燃氣云最小體積、平均體積與氣云最大體積差距較大，當泄漏孔徑為50mm時，泄漏所形成的最大氣云體積是平均體積的1.7倍，是最小氣云體積的3.1倍；當泄漏孔徑為100mm時，泄漏所形成的最大氣云體積是平均體積的2.9倍，是最小氣云體積的15.4倍；當泄漏孔徑為200mm時，泄漏所形成的最大氣云體積是平均體積的1.5倍，是最小氣云體積的3.5倍。

綜上所述，在相同泄漏量的條件下，泄漏孔徑的增加會導致泄漏產生的可燃氣云體積的大幅度增加；在相同的泄漏工況下由于風場的改變導致形成的可燃氣云體積有很大的差距，如果只考慮最差工況或幾種場景研究控制室的抗爆強度，雖然能很好地將風險降低到最小，但卻過度設計了控制室的抗爆強度，不符合安全-經濟的理念。

為了分析37種泄漏場景的模擬結果，計算了氣體監測區域內各場景所產生的氣云體積累積曲線，如圖6所示。從圖中可以看出，隨著氣云體積的增加，對應的累積概率不斷減小。體積小于1000m3的氣云占65%；體積大于12000m3的氣云占10%，說明廠區發生泄漏事故時產生大體積氣云的概率很小，若不考慮場景發生概率，只以一種或幾種工況的模擬結果作為控制室抗爆設計的參考值，不但會增加場景選擇的不確定性，也會造成計算結果不具代表性，無法準確量化控制室的風險。

圖6 氣云體積累積分布

為了表明不同場景的事故后果不同，分析其他工況相同時不同風速對氣云體積的影響，如圖7所示。圖7(a)和圖7(b)表示泄漏孔徑為100mm、風向為南時，不同風速條件下的可燃氣云分布情況。從圖7中可以看出，其他條件相同的情況下，風速為3m/s時氣云的分布范圍廣，擴散到了控制室周圍，此時形成的可燃氣云體積為4766m3，若發生爆炸事故則會對控制室造成較大的影響；當風速為7m/s時，泄漏出的氣云受風速的影響快速擴散，可燃氣云濃度迅速減小，該場景下產生的最大可燃氣云體積為826m3，控制室在該場景下受爆炸事故影響的程度較小。可以看出，不同場景下所產生的事故后果不同，為了準確評估控制室受事故的影響程度，應從事故發生的概率和后果兩個維度出發，綜合考慮各個場景的發生概率和后果，而不應只考慮最差工況下的后果，以免造成過度設計。

圖7 不同風速下的氣云分布圖

2.3 爆炸模擬和結果分析

泄漏模擬的輸出數據是爆炸模擬的輸入數據，根據氣云位置、體積和點火位置對每一個爆炸場景進行計算，根據計算得出的超壓數據分析氣云體積和超壓的關系以及超壓-頻率超越曲線，以ALARP和NORSOK Z-013為標準進行判斷，計算控制室DAL。具體流程如圖8所示。

圖8 控制室DAL評估流程

氣云位置、體積和點火位置是影響爆炸超壓的重要因素。氣云位置和體積由泄漏模擬結果得出。由于邊緣點火的火焰傳播的路徑比中心點火長，相同條件下邊緣點火所產生的爆炸超壓比中心點火要大，保守選取邊緣點火進行超壓計算。圖9為氣云體積與爆炸超壓之間的關系，可以看出，不同場景所產生的爆炸超壓值差距較大，37組場景產生的爆炸超壓值的最大值、平均值和最小值分別為10.1kPa、1.16kPa和0.01kPa，可以得出結論，在控制室強度設計時，若只考慮后果而不考慮場景發生的概率則會造成過度設計。

圖9 氣云體積與爆炸超壓之間的關系

為了計算控制室DAL，結合場景的爆炸超壓和發生頻率繪制超壓-頻率超越曲線，根據ALARP準則確定控制室DAL，結果如圖10所示。選取10-5/a為個人可接受風險標準的上限，可以得出控制室DAL的取值為3.3kPa，以DAL為控制室爆炸載荷的峰值入射超壓。

圖10 控制室超壓-頻率超越曲線

2.4 控制室爆炸載荷

經爆炸模擬計算結果，確定了控制室抗爆載荷的峰值入射超壓和正壓作用時間分別為3.3kPa和100ms。為了對比DAL和傳統的設計事故載荷方法的不同，分別以DAL和最差工況的超壓值為峰值入射超壓，根據式(4)～式(15)分別計算控制室爆炸載荷，結果如表4所示。

由于前墻受爆炸超壓的直接影響，取前墻的爆炸載荷為強度設計的參考值。由表4可以看出，基于DAL方法確定的中控室抗爆載荷值為3.34kPa，以傳統的最差工況確定的中控室抗爆載荷值為10.45kPa。根據《石油化工建筑物抗爆設計標準》，當爆炸載荷不大于6.9kPa時，應采用鋼筋混凝土框架-組合磚砌體結構或鋼結構；當爆炸載荷大于6.9kPa小于21kPa時，應采用鋼筋混凝土框架-剪力墻結構、鋼結構。基于DAL的方法計算出的爆炸載荷與最差工況下的爆炸載荷位于不同的區間，所以控制室所采用的抗爆結構不同。可以看出，若以最差工況產生的超壓值為控制室抗爆載荷的參考值，雖然可以有效地降低控制室的風險，但是在選取最差工況時會造成場景選取的不確定性，造成過度設計。而基于DAL的方法從事故發生概率和事故后果兩個角度來量化控制室爆炸載荷，能夠合理地選取可信場景并能夠合理地對關鍵區域進行設計，在達到可接受風險標準的條件下能夠減小設計成本，符合個人可接受風險標準和安全經濟的設計理念，為控制室的抗爆強度的設計提供了一定的理論基礎。

表4 控制室爆炸載荷計算值

3 結論

（1）基于DAL的確定控制室抗爆強度的方法既能有效地篩除發生概率很小的場景，也能減小場景選取的數量和不確定性，使得計算結果更具代表性。

（2）相同泄漏孔徑下，由于風速、風向的不同導致產生的可燃氣云體積有很大的差距，當泄漏孔徑為100mm時泄漏所形成的可燃氣云最大體積是最小體積的15.4倍，不同氣云體積會導致不同的爆炸超壓。如果以最差工況研究控制室抗爆強度而不考慮場景發生概率，不僅在最差工況的選取時有不確定性，也會造成過度設計。

（3）以維度事故載荷（DAL）代替設計事故載荷為控制室抗爆強度的峰值入射超壓，既考慮了事故的發生概率也考慮了事故后果，在達到可接受風險標準的條件下能夠減小設計成本，滿足風險的度量標準，使控制室抗爆強度的設計更加安全經濟，為重要建筑物的抗爆強度設計和安全屏障的建立提供了一定的理論基礎。