內(nèi)河LNG動力船機艙NG泄漏爆炸對人員的損傷后果

鄭慶功， 吳宛青， 宋 明

(1.大連海事大學(xué) 輪機工程學(xué)院， 遼寧 大連 116026; 2.交通運輸部海事局 科技信息處， 北京 100736)

國際氣體與低閃點燃料船舶安全規(guī)則已于2017年生效，以CH4為主要成分的天然氣(Natural Gas, NG)作為一種清潔能源越來越多地被用作船舶動力燃料。如液化天然氣(Liquefied Natural Gas, LNG)動力船機艙發(fā)生氣體燃料泄漏，則可形成預(yù)混可燃?xì)庠?，遇到點火源則可能發(fā)生爆炸。氣云爆炸后果和對人員損傷程度的準(zhǔn)確預(yù)測對于氣體燃料動力船機艙安全評估具有重要意義。爆炸后果研究包括試驗法、經(jīng)驗公式法和數(shù)值模擬法。目前國內(nèi)外已進行多種物理試驗，得到預(yù)混氣云燃爆的一般規(guī)律和應(yīng)用較為廣泛的經(jīng)驗公式。[1]預(yù)混可燃?xì)庠迫急l(fā)展過程和后果不僅與氣云濃度和氣云總量有關(guān)，還與氣云形狀、內(nèi)置障礙物的分布等因素密切相關(guān)。[2-5]基于計算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)的數(shù)值模擬法可考慮影響氣云爆炸的各種因素，具有安全、經(jīng)濟等明顯優(yōu)勢。[6-7]本文首先模擬內(nèi)置障礙物的大尺度空間內(nèi)預(yù)混CH4氣云爆炸，通過與試驗數(shù)據(jù)相對比驗證所采用數(shù)值方法的可靠性。再建立典型內(nèi)河船舶機艙模型，對LNG動力船機艙發(fā)生泄漏、爆炸后果進行數(shù)值模擬，并選擇適當(dāng)損傷準(zhǔn)則，評估事故后果對機艙內(nèi)人員的損傷程度，為進一步研究LNG動力船機艙風(fēng)險提供理論依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 守恒方程

氣體燃燒爆炸過程中遵守質(zhì)量守恒、組分守恒、動量守恒、能量守恒的普遍規(guī)律，數(shù)學(xué)表達式分別為

(1)

(2)

(3)

(4)

式(1)～式(4)中：ρ為密度;U為速度向量；Sρ、Sm、Su、ST分別為質(zhì)量守恒、組分守恒、動量守恒和能量守恒方程中的源項;ym為組分m的百分比濃度；T為溫度;p為壓力;Dm為組分m的有效擴散系數(shù);Cp為定壓比熱;τ為黏性應(yīng)力張量;q為熱通量。

式(3)和式(4)中：黏性應(yīng)力張量τ表達式為

(5)

熱通量表達式為

(6)

式(6)中：k為有效熱傳導(dǎo)系數(shù)。

1.2 熱力學(xué)模型

混合氣體的狀態(tài)方程和參數(shù)計算式為

p=ρR′T

(7)

(8)

(9)

式(7)～式(9)中：R′為混合氣體常數(shù)；R為通用氣體常數(shù)，取8.314 34 J/(mol·K)；Mm為組分m的摩爾質(zhì)量；α為混合氣體的熱力學(xué)性質(zhì)參數(shù)；αm為組分m的熱力參數(shù)。

1.3 湍流模型

流動中的湍流采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型為

(10)

(11)

1.4 化學(xué)反應(yīng)模型

1.4.1化學(xué)反應(yīng)式

燃燒化學(xué)反應(yīng)方程式為

CH4+2O2=CO2+2H2O

(12)

采用下式描述，即

(13)

式(13)中：j和k分別為反應(yīng)物和生成物成分的種類數(shù)量；v為反應(yīng)物R的系數(shù)；R1和R2分別為反應(yīng)物和生成物。

式(2)和式(4)中反應(yīng)物源項和溫度源項可表達為

(14)

(15)

式(14)和式(15)中：Si為組分i的源項;Rj為反應(yīng)j的正向反應(yīng)速度;Mi為組分i的摩爾質(zhì)量;ST為能量方程的源項;Qrj為反應(yīng)j中的反應(yīng)熱，可由反應(yīng)物與生成物的生成焓計算得到。

1.4.2反應(yīng)速度模型

基于BML(Bray-Moss-Libby)燃燒模型[8]基礎(chǔ)上引入SIF(Simple Interface Flame)火焰模型[9]，將燃燒視為火焰燃燒和湍流運動兩部分組成，反應(yīng)速率ω表示為

ω=ρRSLI∑

(16)

式(16)中：ρR為反應(yīng)物密度;SL為層流燃燒速度;I為平均熄滅系數(shù);∑為湍流作用下的火焰面積，∑表達式為

(17)

τ=Tb/Tu-1

(18)

式(18)中：Tb和Tu分別為燃燒產(chǎn)物溫度和未燃物溫度。

(19)

標(biāo)準(zhǔn)化延伸率[10]記為Гk，其表達式為

(20)

另記

(21)

(22)

式(21)和式(22)中：C1為經(jīng)驗系數(shù);Ag為網(wǎng)格火焰表面積;ut湍流燃燒速度。

將式(17)～式(22)代入式(16)得

(23)

1.4.3點火模型

點火網(wǎng)格單元反應(yīng)速率為

(24)

r=r0+SLdt

(25)

式(24)和式(25)中：r和r0分別為當(dāng)前時刻和時間步長dt之后時刻的火焰半徑;SL為層流燃燒速度;V為點火單元體積。此點火模型能夠模擬出與試驗結(jié)果近似的滯燃時間。

2 模型可靠性驗證

考慮到內(nèi)河船舶機艙的實際尺寸和泄壓條件，本文模型試驗[11]進行模擬驗證見圖1。容器空間尺寸為9.0 m×4.5 m×4.5 m，內(nèi)部為CH4空氣混合氣體，內(nèi)置障礙物為20根水平放置的直徑為0.18 m的圓柱，面積阻塞率為20%，體積阻塞率為1.26%。泄壓口面積比分別為1、2、4、9，用薄膜封閉泄壓口防止CH4擴散溢出。

圖1 試驗物理模型

在不同泄壓面積比條件下超壓-時間曲線的試驗結(jié)果和數(shù)值計算結(jié)果對比見圖2。隨著泄壓面積比減小，最大超壓上升，這一規(guī)律在數(shù)值結(jié)果和文獻試驗結(jié)果中得到相同的體現(xiàn)，其最大超壓值對比見表1。

a)超壓-時間曲線(試驗結(jié)果)

b)超壓-時間曲線(模擬結(jié)果)圖2 超壓-時間曲線

表1 最大超壓值結(jié)果對比

泄壓面積比試驗結(jié)果/105Pa計算結(jié)果/105Pa超壓比10.2460.2260.9521.0790.5120.4741.3970.9330.6792.1341.8390.86

由表1可知:計算數(shù)值結(jié)果略低于試驗結(jié)果，其原因除初始/邊界條件的設(shè)置可能與實際情況有所差別之外，還在于數(shù)值計算選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，存在不能完全反映圓柱形障礙物對燃燒速度加強作用的不足。

3 機艙爆炸后果數(shù)值研究

3.1 模型和網(wǎng)格

本文選擇典型長江內(nèi)河船舶機艙為模擬對象[12]，其主要尺度為11.8 m×8.4 m×3.5 m，內(nèi)部布置主要包括中速推進柴油機、發(fā)電柴油機、空壓機、空氣瓶等設(shè)備。機艙網(wǎng)格采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，壁面網(wǎng)格節(jié)點距離為0.20～0.25 m，設(shè)備表面網(wǎng)格節(jié)點距離為0.10 m，總網(wǎng)格單元數(shù)149 020，見圖3。

3.2 模擬條件和設(shè)置

首先計算機艙一般工況時的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)風(fēng)場。按照機艙采用機械排風(fēng)每小時換氣30次[13]，機艙進、排風(fēng)口分別設(shè)置為穩(wěn)定壓力邊界和流量出口邊界(2.78 m3/s)，按主、副柴油機工作時的空氣消耗量，柴油機吸氣口設(shè)定為流量出口邊界(0.85 m3/s)模擬柴油機工作時空氣消耗對風(fēng)場的影響，忽略其他設(shè)備空氣消耗對風(fēng)場影響。各設(shè)備表面按照高溫表面和低溫表面分別設(shè)定為330 K和308 K。通風(fēng)模擬采用1 s時間步長，模擬通風(fēng)600 s后，認(rèn)為達到機艙準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)風(fēng)場條件[13]，流場數(shù)值模擬結(jié)果見圖4。

以通風(fēng)計算得到的結(jié)果為泄漏模擬的初始條件。按照一般內(nèi)河天然氣燃料動力船機艙內(nèi)管系布置，坐標(biāo)L1(0.1，1.2，2.2)、L2(0.1,7.5,3.0)和L3(5.7,8.4,3.0)處設(shè)置速度入口邊界模擬氣體燃料在不同位置的泄漏?？紤]氣體燃料系統(tǒng)可能出現(xiàn)的密封失效和嚴(yán)重破損斷裂情況，并參考文獻[12]，模擬小流量(0.008 267 kg/s，密封失效)和大流量(0.132 28 kg/s，破損斷裂)兩種泄漏速度。泄漏擴散模擬采用0.1 s時間步長。

在小流量泄漏時，機艙的氣體探測不能可靠地檢測到泄漏[12]，以機艙內(nèi)甲烷積聚量基本穩(wěn)定狀態(tài)為點火初始條件。在大流量泄漏時分別取可能較迅速檢測到泄漏并采取關(guān)停動作的泄漏30 s和一般能檢測到泄漏并采取關(guān)停動作的泄漏60 s為點燃初始條件。假定點火時刻泄漏停止，不考慮噴射火情況。爆炸模擬采用0.001 s時間步長。

3.3 數(shù)值模擬結(jié)果

3.3.1小流量泄漏濃度分布

在L1位置小流量泄漏280 s時，CH4經(jīng)通風(fēng)排出速率和泄漏速率基本平衡(增加速度小于0.1 g/s)，機艙內(nèi)CH4積聚量基本穩(wěn)定在0.354 kg。在L2位置泄漏持續(xù)380 s時機艙內(nèi)CH4積聚量基本穩(wěn)定在0.703 kg。在L3位置泄漏510 s時機艙內(nèi)積聚量基本穩(wěn)定于0.848 kg。小流量持續(xù)泄漏機艙內(nèi)CH4積聚量基本穩(wěn)定時濃度分布見圖5。

a)L1位置(泄漏280 s)

b)L2位置(泄漏380 s)

c)L3位置(泄漏510 s)圖5 小流量泄漏后CH4濃度分布

3.3.2大流量泄漏濃度分布

在L1、L2、L3位置泄漏30 s時，機艙CH4積聚量分別為3.03 kg、3.46 kg、3.31 kg，其濃度分布等值面見圖6，機艙部分區(qū)域處于燃爆濃度范圍。泄漏60 s時，機艙內(nèi)CH4積聚量分別為5.20 kg、6.24 kg、5.74 kg，其濃度等值面分布見圖7，機艙較大區(qū)域處于燃爆濃度范圍。

a)L1位置泄漏

b)L2位置泄漏

c)L3位置泄漏圖6 大流量泄漏30 s時CH4濃度分布

a)L1位置泄漏

b)L2位置泄漏

3.3.3小流量泄漏爆炸后果

小流量泄漏條件下，當(dāng)機艙內(nèi)CH4積聚量基本平衡時，在可燃濃度區(qū)域設(shè)置點火點模擬氣云爆炸后果，在多點設(shè)置壓力監(jiān)測點。因為泄壓口面積相對空間體積很小，所設(shè)置各壓力監(jiān)測點出現(xiàn)的最大壓力數(shù)值基本相等，僅存在一定時間差，監(jiān)測點(0.5, 0.5, 3.3)的超壓-時間曲線見圖8。3種情景最大超壓值分別為1 140 Pa、550 Pa、870 Pa。L2、L3位置泄漏在機艙內(nèi)積聚的CH4量較多，但是相比L1位置泄漏形成的氣云，并沒有產(chǎn)生更大的爆炸超壓，這是因為L2和L3位置泄漏的氣體在較大范圍內(nèi)分布，處于最佳濃度范圍的混合氣體相對較少，而計算模型中偏離最佳濃度越大，反應(yīng)速度越慢，因為泄壓口的存在，部分CH4反應(yīng)對超壓并沒有貢獻。

小流量泄漏最大爆炸壓力時刻的溫度分布見圖9。僅在氣云附近出現(xiàn)高溫，最高溫度分別為1 645 K、1 845 K和1 771 K。

a)L1位置

3.3.4大流量泄漏30 s爆炸后果

大流量泄漏30 s后立即點燃發(fā)生爆炸的超壓曲線見圖10。3種情景最大超壓值分別為85 Pa、99 Pa和91 Pa。最大超壓時刻溫度場分布見圖11，其最高溫度分別為1 461 K、1 815 K和1 338 K。

圖10 大流量泄漏30 s爆炸超壓曲線

3.3.5大流量泄漏60 s爆炸后果

大流量泄漏60 s后立即被點燃發(fā)生爆炸的超壓-時間曲線見圖12，3種情境最大超壓分別為168 Pa、208 Pa、179 Pa，同時刻對應(yīng)溫度場分布見圖13，3種情境的最高溫度分別為1 558 K、1 845 K、1 722 K。

a)L1位置

b)L2位置

c)L3位置圖11 大流量泄漏30 s最大爆炸超壓時刻溫度分布

圖12 大流量泄漏60 s爆炸超壓-時間曲線

a)L1位置

b)L2位置

c)L3位置圖13 大流量泄漏60 s最大爆炸壓力時刻溫度分布

4 人員損傷后果分析

4.1 人員損傷因素分析

4.1.1損傷因素

考慮到天然氣中主要毒性氣體成分H2S、硫醇類、硫醚類組分含量小，且相關(guān)規(guī)范[13]對機艙氣體泄漏的探測和自動關(guān)停要求，本文不研究單純泄漏擴散的毒性損傷和窒息性損傷。

泄漏的氣體燃料擴散形成可燃?xì)庠撇⒈稽c燃發(fā)生爆炸，會產(chǎn)生沖擊波和高溫，且燃燒反應(yīng)消耗空氣中的O2造成空氣中氧含量迅速降低，因此，爆炸可能對人員產(chǎn)生沖擊波損傷、熱損傷和窒息損傷。

4.1.2損傷準(zhǔn)則和閾值

4.1.2.1 沖擊波損傷準(zhǔn)則和閾值

爆炸沖擊波損傷準(zhǔn)則包括超壓準(zhǔn)則、沖量準(zhǔn)則以及超壓-沖量準(zhǔn)則。在考慮超壓作用時間的基礎(chǔ)上采用超壓準(zhǔn)則。

考慮到數(shù)值結(jié)果中的超壓作用時間，參考在鄰近壓力反射面時,超壓值、作用時間與損傷程度的關(guān)系見圖14，采用損傷標(biāo)準(zhǔn)[14]見表2。

圖14 超壓值、作用時間與損傷程度關(guān)系

表2 爆炸沖擊波對人員損傷標(biāo)準(zhǔn)

沖擊波超壓/105 Pa人員損傷情況<0.2安全[0.2,0.3)輕微:耳、肺部挫傷[0.3,0.5)中等:耳、肺部損傷[0.5,1.0)重傷:脫臼、骨折、心機撕裂>1.0死亡:體腔、肝、脾破裂

4.1.2.2 熱損傷準(zhǔn)則和閾值

熱損傷準(zhǔn)則包括熱通量準(zhǔn)則、熱劑量準(zhǔn)則和熱通量-熱劑量聯(lián)合準(zhǔn)則。一般熱通量準(zhǔn)則適用于持續(xù)火災(zāi)熱輻射損傷評估，熱劑量準(zhǔn)則適用于瞬態(tài)火球熱輻射損傷評估準(zhǔn)則。在考慮熱通量最小閾值(1.6 kW/m2)的基礎(chǔ)上采用熱劑量準(zhǔn)則[15]，見表3。

4.1.2.3 窒息損傷準(zhǔn)則和閾值

窒息損傷準(zhǔn)則包括氧濃度準(zhǔn)則、有毒氣體濃度準(zhǔn)則以及有毒氣體濃度-時間準(zhǔn)則，本文不考慮爆炸產(chǎn)生有毒氣體，采用氧濃度準(zhǔn)則，對人員損傷閾值見表4。[16]

4.2 小流量長時間泄漏爆炸對人員損傷后果

4.2.1沖擊波超壓損傷

由圖8和表2對比可知:所設(shè)定的長時間小流量泄漏后發(fā)生爆炸時人員不會因沖擊波超壓受到傷害。

表3 瞬態(tài)火熱劑量人員損傷閾值

表4 氧濃度對人員損傷閾值

4.2.2高溫?zé)釗p傷

第3.3.1節(jié)中圖5顯示小流量泄漏后CH4積聚在機艙上部空間，因此,點燃后熱量由上向下輻射，考慮人的高度，選擇1.8 m高度水平截面的熱通量和熱劑量作為對機艙內(nèi)人員損傷的判斷依據(jù)。

L1位置泄漏點燃后1.8 m平面熱通量迅速增大， 0.12～0.78 s內(nèi)局部最大熱通量超過不舒適感閾值1.6 kW/m2，0.28 s時刻局部最大熱通量值為47.9 kW/m2。熱通量大于1.6 kW/m2的時間內(nèi)局部最大熱劑量為12.9 kJ/m2，小于皮膚疼痛閾值65 kJ/m2，不會對人員造成傷害。0.28 s、0.78 s時刻熱通量場分布見圖15。

a)t=0.28 s

b)t=0.78 s圖15 L1位置小流量泄漏爆炸后熱通量分布

L2、L3位置持續(xù)小流量泄漏點燃后1.8 m高度最大局部損傷性熱劑量分別為5.5 kJ/m2和3.3 kJ/m2，均小于皮膚疼痛閾值，不會對人員造成傷害。

4.2.3窒息損傷

考慮到下部氧含量高于上部空間，采用1.8 m平面氧濃度分布評估缺氧可能對人員造成的損傷。

L1泄漏爆炸后1.8 m平面氧濃度分布見圖16。僅在0.24～0.40 s時間內(nèi)出現(xiàn)氧濃度低于16%區(qū)域，其他時間氧濃度均高于18%。L2、L3情境下1.8 m平面以下區(qū)域沒有出現(xiàn)氧含量低于18%情況。

a)t=0.24 s

b)t=0.4 s圖16 L1小流量持續(xù)泄漏爆炸1.8 m平面氧濃度分布

綜上，所設(shè)定的小流量長時間泄漏后發(fā)生爆炸時，人員不會受到損傷。

4.3 大流量泄漏30 s后爆炸對人員損傷后果

4.3.1沖擊波超壓損傷

對比圖10和表2中數(shù)據(jù)，大流量泄漏30 s后爆炸，沖擊波超壓對機艙內(nèi)人員損傷程度為嚴(yán)重，具體表現(xiàn)包括聽力器官損傷、骨折、脫臼或心肌撕裂。

4.3.2高溫?zé)釗p傷

L1位置大流量泄漏30 s發(fā)生爆炸后，1.8 m平面在0.09 s時局部熱通量達到閾值1.6 kW/m2，0.27 s時熱通量達到最大值74.3 kW/m2，此后最大熱通量值開始下降且位置有所變化，至3 s時最大熱劑量區(qū)域(圖17中方框區(qū)域)的熱通量減小到1.6 kW/m2以下，此期間區(qū)域最大熱劑量為43 kJ/m2，小于皮膚疼痛閾值65 kJ/m2。0.27 s和3.00 s時刻1.8 m截面熱通量分布見圖17。

a)t=0.27 s

b)t=3.00 s圖17 L1大流量泄漏30 s爆炸1.8 m截面熱通量分布

3個位置大流量泄漏30 s發(fā)生爆炸后區(qū)域最大熱劑量和熱損傷結(jié)果見表5，可見當(dāng)大流量向下泄漏發(fā)生爆炸時，機艙內(nèi)人員受到熱損傷程度較通流量其他方向的泄漏后果更嚴(yán)重。

表5 大流量泄漏30 s爆炸對人員熱損傷

4.3.3窒息損傷

L1位置大流量泄漏30 s立即點燃后， 0.13 s時刻1.8 m平面開始出現(xiàn)O2濃度低于14%的區(qū)域，之后區(qū)域擴大，0.30～0.50 s期間相當(dāng)范圍內(nèi)O2濃度低于14%，之后低O2濃度區(qū)域逐漸減小，到0.66 s低于14%的區(qū)域基本消失，至6.00 s O2濃度恢復(fù)至18%以上，期間最低O2濃度為12%。1.8 m平面O2濃度分布見圖18。

a)0.13 s時刻

b)0.30 s時刻

c)0.66 s時刻

d)6.00 s時刻圖18 L1大流量泄漏30 s爆炸1.8 m平面氧濃度分布

3個位置大流量泄漏30 s爆炸后，1.8 m平面O2濃度最小值、恢復(fù)時間和窒息損傷結(jié)果見表6，其中L2情景窒息損傷后果最為嚴(yán)重。

表6 大流量泄漏30 s爆炸的窒息損傷

4.4 大流量泄漏60 s后爆炸對人員損傷后果

對比第3.3.5節(jié)大流量泄漏60 s點燃爆炸的超壓值與第4.1.2節(jié)中超壓對人員損傷準(zhǔn)則，此情況下人員受損傷程度為死亡。因單獨超壓因素即導(dǎo)致人員死亡，故不再分析高溫、缺氧因素的損傷作用。

5 結(jié)束語

本文對氣體燃料動力船機艙氣體燃料泄漏和爆炸后果進行研究，研究結(jié)果表明：

1)典型內(nèi)河LNG燃料動力船機艙發(fā)生小流量泄漏時，機艙內(nèi)可燃?xì)庠品e聚范圍較小，被點燃爆炸后，機艙內(nèi)人員不會因超壓、高溫、窒息造成損傷。

2)發(fā)生大流量泄漏時機艙內(nèi)迅速積聚大范圍可燃?xì)庠?。泄?0 s爆炸時，機艙內(nèi)人員受超壓損傷程度為嚴(yán)重，具體表現(xiàn)為聽力器官損傷、骨折、脫臼或心肌撕裂；熱損傷可導(dǎo)致局部區(qū)域人員二度燒傷，窒息損傷可導(dǎo)致局部區(qū)域人員死亡。泄漏60 s燃爆炸時，機艙大部分人員因超壓損傷死亡。

3)方向為向下的大流量泄漏發(fā)生爆炸對機艙內(nèi)人員熱損傷和窒息損傷后果較其他方向的泄漏爆炸后果更為嚴(yán)重。