外浮頂儲(chǔ)油罐密封圈油氣擴(kuò)散大渦模擬研究*

李文欣 黃啟玉 孫旭 張靖 孫超超

1中國(guó)石油大學(xué)（北京）油氣管道輸送安全國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室·石油工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室

2中國(guó)石化工程建設(shè)有限公司

近年來(lái)，隨著外浮頂儲(chǔ)油罐不斷朝大型化發(fā)展，由密封圈密封不嚴(yán)或失效導(dǎo)致的油氣泄漏、起火爆炸事故逐年增加，不僅造成能源浪費(fèi)，還會(huì)引起環(huán)境污染甚至人員傷亡。CHANG 和LIN[1]對(duì)國(guó)內(nèi)外529 起油罐火災(zāi)事故進(jìn)行統(tǒng)計(jì)表明，在雷擊引起的浮頂油罐火災(zāi)事故中，因雷擊密封圈引起的約占83%。因此，有必要對(duì)大型外浮頂儲(chǔ)油罐密封圈油氣擴(kuò)散規(guī)律進(jìn)行研究，以便正確預(yù)測(cè)油氣分布規(guī)律、預(yù)估起火爆炸風(fēng)險(xiǎn)及范圍，為外浮頂罐火災(zāi)事故的預(yù)防和救援提供理論支持。

在過(guò)去幾十年里，人們開展了多種工業(yè)場(chǎng)景下的氣體擴(kuò)散規(guī)律研究。MAROTZKE、HUBER[2]、劉國(guó)梁[3]、吳晉湘[4]和施志榮[5]等開展了大量的風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)，研究可燃?xì)怏w擴(kuò)散規(guī)律和燃爆范圍。其中MAROTZKE 等搭建平地、斜坡等實(shí)驗(yàn)場(chǎng)景，測(cè)取重氣繞各種不同類型障礙物的擴(kuò)散結(jié)果；HUBER等考慮了長(zhǎng)方體建筑物對(duì)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)及氣體擴(kuò)散的影響，得出建筑物尾流區(qū)氣體濃度分布的數(shù)學(xué)模型；劉國(guó)梁等建立直流式風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，研究圍墻和樹對(duì)重氣擴(kuò)散特征的影響；吳晉湘等研究了液化石油氣在有限空間內(nèi)的擴(kuò)散過(guò)程，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，可燃區(qū)域隨泄漏時(shí)間推移而逐漸向上方發(fā)展；施志榮運(yùn)用示蹤技術(shù)，在油氣儲(chǔ)運(yùn)安全綜合實(shí)驗(yàn)平臺(tái)上模擬事故現(xiàn)場(chǎng)的有害氣體的擴(kuò)散規(guī)律。宋賢生[6]、王建[7]、趙剛[8]等采用雷諾時(shí)均（RANS）方程與湍流模型相結(jié)合的方式模擬流場(chǎng)，研究氣體濃度分布和障礙物對(duì)擴(kuò)散過(guò)程的影響。其中宋賢生等利用CFX軟件模擬罐區(qū)油氣擴(kuò)散過(guò)程，研究群罐和防火堤對(duì)油氣濃度分布的影響；王建等通過(guò)建立大型球罐區(qū)可燃?xì)怏w泄漏擴(kuò)散和燃爆的數(shù)值模型，確定可燃范圍并對(duì)燃爆強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)估；趙剛等建立海上油氣鉆采平臺(tái)的三維模型，分析平臺(tái)結(jié)構(gòu)、設(shè)備布局、風(fēng)速對(duì)天然氣濃度分布的影響。竺柏康[9]、趙晨露[10]、郝慶芳[11]等采用小型試驗(yàn)、數(shù)值模擬方法研究浮頂罐的油氣泄漏問(wèn)題。其中竺柏康等建立浮頂罐試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，發(fā)現(xiàn)風(fēng)速比溫度對(duì)密封圈油氣濃度的不均勻分布影響更大；趙晨露、郝慶芳等采用RANS 方法與湍流模型相結(jié)合的方式模擬流場(chǎng)，研究不同風(fēng)速、不同液位、不同浮盤泄漏孔隙位置的油氣擴(kuò)散規(guī)律。

已有儲(chǔ)罐油氣擴(kuò)散數(shù)值研究中，均采用了RANS 與湍流模型相結(jié)合的求解方法。由于RANS方法僅能求解流場(chǎng)時(shí)均量，不能準(zhǔn)確模擬流場(chǎng)旋渦結(jié)構(gòu)和油氣非定常耗散過(guò)程。為克服RANS 方法的缺點(diǎn)，采用大渦模擬（LES）方法，該方法可直接求解流場(chǎng)大尺度旋渦結(jié)構(gòu)，更加準(zhǔn)確描述油氣隨流場(chǎng)的輸運(yùn)和耗散過(guò)程。GOUSSEAU 等[12]對(duì)比了RANS 和LES 的計(jì)算精度，發(fā)現(xiàn)隨著障礙物回流區(qū)對(duì)泄漏源影響的增大，RANS 模型對(duì)流通量的預(yù)測(cè)結(jié)果相較于LES 模型會(huì)產(chǎn)生較大誤差。本文采用LES 方法，能更加準(zhǔn)確描述大型外浮頂罐繞流流場(chǎng)及密封圈泄漏油氣耗散過(guò)程。

1 控制方程及數(shù)值解法

根據(jù)大渦模擬的基本思想[13]，對(duì)不可壓縮流體的N-S 方程作濾波處理，可得大渦模擬控制方程，即

式中：上劃線為濾波后的場(chǎng)變量；下標(biāo)i、j=1～3，為x、y、z三個(gè)方向的分量；ui、uj為氣流速度分量，m/s；xi、xj為坐標(biāo)分量，m；t為時(shí)間，s；ρ為氣流密度，kg/m3；p為壓強(qiáng)，Pa；ν為氣流運(yùn)動(dòng)黏度，m2/s；τij為亞格子應(yīng)力，m2/s2。

在控制方程中，和pˉ為待求量。由于式（3）中項(xiàng)不是和的顯式表示，τij也是未知量，因此方程組（1）～（3）不封閉，需要通過(guò)亞格子尺度模型建立τij與、的聯(lián)系。基于BOUSSINESQ 假設(shè)，亞格子應(yīng)力可采用下式計(jì)算

式中：νSGS為亞格子渦黏系數(shù)，m2/s；為可解尺度應(yīng)變率張量，s-1；τkk為亞格子應(yīng)力的各向同性部分，m2/s2；δij為Kronecker 符號(hào)。

式（1）、（2）、（4）、（5）即為外浮頂罐繞流風(fēng)場(chǎng)的控制方程。

在流過(guò)儲(chǔ)罐的氣流影響下，從密封圈泄漏出的油氣將向周圍環(huán)境擴(kuò)散。由于油氣組分與空氣的濃度差較小，且環(huán)境溫差不大，忽略浮力的影響，對(duì)不可壓縮湍流中的組分輸運(yùn)方程進(jìn)行過(guò)濾，可得油氣擴(kuò)散控制方程，即

式中：c為油氣濃度，kg/m3；λ為質(zhì)量耗散系數(shù)，m2/s；為亞格子組分輸運(yùn)過(guò)程，可通過(guò)建立與式（4）、（5）類似的亞格子模擬描述。

選用FLUENT 提供的DSM 模型（動(dòng)態(tài)Smargorinsky-Lilly 模型）求解外浮頂罐油氣擴(kuò)散問(wèn)題。DSM 模型以SM 模型（Smargorinsky-Lilly 模型）為基礎(chǔ)，通過(guò)多次過(guò)濾，把湍流局部結(jié)構(gòu)信息引入到亞格子應(yīng)力中，可在計(jì)算過(guò)程中調(diào)整模型系數(shù)。該模型確定的亞格子渦擴(kuò)散系數(shù)隨流場(chǎng)和標(biāo)量場(chǎng)的不同而發(fā)生變化，可以克服SM 模型中將湍流普朗特?cái)?shù)視作常數(shù)的缺點(diǎn)。大渦模擬求解過(guò)程具體設(shè)置如下：控制方程離散采用三維雙精度基于壓力的分離式求解器；壓力-速度耦合采用PISO 算法；空間離散中梯度項(xiàng)離散采用Least Squares Cell Based 格式，壓力項(xiàng)離散采用Standard 格式，動(dòng)量方程離散采用Bounded Central Differencing 格式，油氣對(duì)流擴(kuò)散項(xiàng)離散采用Second Order Upwind 格式，瞬態(tài)項(xiàng)求解采用Bounded Second Order Implicit 格式；壓力項(xiàng)求解亞松弛因子設(shè)置為0.01；動(dòng)量求解亞松弛因子設(shè)置為0.05；甲烷求解亞松弛因子設(shè)置為1；無(wú)量綱時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為Δt*=Δt×u∞/(1.5H)=0.062（Δt為時(shí)間步長(zhǎng)，s；u∞為來(lái)流速度，m/s；H為儲(chǔ)罐高度，m）；每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)內(nèi)的最大迭代數(shù)設(shè)置為200；連續(xù)性方程、油氣濃度和x、y、z三個(gè)方向速度的殘差收斂準(zhǔn)則均為10-5。

2 大渦模擬解法驗(yàn)證

大型外浮頂罐的罐容大且儲(chǔ)存介質(zhì)易燃易爆，難以通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)獲取強(qiáng)風(fēng)作用下的密封圈油氣擴(kuò)散數(shù)據(jù)。浮頂油罐的油氣擴(kuò)散研究歸根結(jié)底是確定風(fēng)場(chǎng)繞流障礙物時(shí)對(duì)油氣的裹挾、運(yùn)移規(guī)律，因此基于HUBER 試驗(yàn)，驗(yàn)證本文大渦模擬解法的準(zhǔn)確性。根據(jù)HUBER 等的風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)建立數(shù)值計(jì)算模型，數(shù)值計(jì)算模型與實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷某叽绫葹?∶1（圖1）。在計(jì)算域?yàn)?6H×14H×7H（H為長(zhǎng)方體建筑物的高度，0.25 m）的流場(chǎng)中放置尺寸為H×H×2H的長(zhǎng)方體建筑物（長(zhǎng)邊垂直于來(lái)流方向）。建筑物迎風(fēng)面距流場(chǎng)上游進(jìn)口5H，建筑物背風(fēng)側(cè)距流場(chǎng)下游出口20H，中心距流場(chǎng)兩側(cè)邊界7H，建筑物頂部距流場(chǎng)頂部6H。緊貼建筑物后墻面有1 個(gè)高為1.5H、直徑為0.042H的煙囪，煙囪頂部垂直向上排放泄漏氣體（甲烷和空氣的混合物，甲烷體積分?jǐn)?shù)為1%），氣體泄漏速度為We=1.5u∞。流場(chǎng)進(jìn)口自由來(lái)流對(duì)應(yīng)的雷諾數(shù)為Re=6.4×104（基于H）。邊界條件設(shè)置如下：流場(chǎng)進(jìn)口采用速度進(jìn)口，流場(chǎng)出口采用自由出流邊界條件，流場(chǎng)兩側(cè)采用對(duì)稱邊界條件，流場(chǎng)頂部采用滑移邊界條件，煙囪頂部設(shè)置速度入口邊界條件，流場(chǎng)底部、建筑物表面和煙囪側(cè)面均采用無(wú)滑移邊界條件。如圖1 所示，在建筑物下游5H和10H處共設(shè)置6 條垂直于來(lái)流直線并檢測(cè)其上濃度變化。其中，LINE1、LINE4 垂直于地面，LINE2、LINE3、LINE5 和LINE6 平行于地面。LINE2 和LINE5 距地面1.5H，LINE3 和LINE6 在地面上。

圖1 氣體擴(kuò)散基準(zhǔn)模型Fig.1 Benchmark model of gas diffusion

采用高質(zhì)量六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行網(wǎng)格剖分，所得網(wǎng)格包括4 565 210 個(gè)節(jié)點(diǎn)，如圖2 所示。根據(jù)HUBER 等的實(shí)驗(yàn)，各計(jì)算參數(shù)設(shè)置如下：參考?jí)毫?01 325 Pa；參考溫度為300 K；啟動(dòng)組分輸運(yùn)模型，混合物為空氣和甲烷（混合物之間不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)），空氣的密度為1.225 kg/m3、動(dòng)力黏度為1.789 4×10-5Pa·s，甲烷的密度為0.667 9 kg/m3、動(dòng)力黏度為1.087×10-5Pa·s。濃度場(chǎng)求解穩(wěn)定后，將t*（計(jì)算時(shí)間，無(wú)量綱）=600～900 的時(shí)均甲烷濃度無(wú)量綱化，與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，檢驗(yàn)大渦模擬計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。定義濃度系數(shù)K為

式中：χ為甲烷濃度，kg/m3；A為建筑物的截面積，m2；u∞為對(duì)應(yīng)參考高度處的自由來(lái)流速度，m/s；Qe為甲烷的泄漏速率，kg/s。

圖2 氣體擴(kuò)散基準(zhǔn)模型的計(jì)算網(wǎng)格Fis.2 Computational grid for gas diffusion benchmark model

如圖3 所示，大渦模擬計(jì)算所得6 條檢測(cè)線上的濃度系數(shù)分布與HUBER 等的實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好，驗(yàn)證了本文油氣擴(kuò)散模型和大渦模擬解法的準(zhǔn)確性。

圖3 大渦模擬計(jì)算的濃度系數(shù)與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)對(duì)比Fig.3 Comparison of concentration coefficients calculated by LES and wind tunnel experiments

3 大型外浮頂罐密封圈油氣擴(kuò)散

3.1 計(jì)算模型

采用驗(yàn)證后的氣體擴(kuò)散大渦模擬解法模擬10×104m3大型外浮頂罐的油氣擴(kuò)散過(guò)程。大型外浮頂罐模型的流場(chǎng)計(jì)算域和密封圈泄漏區(qū)域劃分如圖4 所示，其中D為儲(chǔ)罐直徑，H為儲(chǔ)罐的罐體高度（H=0.275D），H*為儲(chǔ)罐最大安全液位（H*=0.25D），h為液位高度（即浮盤所在位置）。流場(chǎng)計(jì)算域范圍為15D×5D×4H，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)計(jì)算域進(jìn)行空間離散。流場(chǎng)進(jìn)口距儲(chǔ)罐中心5D，采用速度入口邊界條件；出口位于儲(chǔ)罐下游10D處，選用自由出流邊界條件；兩側(cè)邊界分別距離儲(chǔ)罐中心2.5D，施加對(duì)稱邊界條件；頂部邊界距離罐頂3H，采用滑移壁面邊界條件；流場(chǎng)底部和儲(chǔ)罐壁面選用無(wú)滑移邊界條件。

圖4 大型外浮頂罐模型的流場(chǎng)計(jì)算域和密封圈泄漏區(qū)域劃分Fig.4 Flow field calculation domain and seal leakage area division of large external floating-roof tank model

外浮頂罐的密封圈在日常操作、風(fēng)吹日曬等影響因素下，會(huì)出現(xiàn)不同程度的磨損和破壞，密封圈的油氣泄漏位置和泄漏組分因罐而異，難以通過(guò)一個(gè)模型反映出所有儲(chǔ)罐的泄漏場(chǎng)景。為反映不同的泄漏情況，本文的數(shù)值模型將環(huán)形密封圈均勻分為4 份，選用最易揮發(fā)的輕烴組分CH4作為泄漏物，對(duì)應(yīng)設(shè)置4 種泄漏位置。如圖4c、圖4d 所示，上風(fēng)側(cè)為 -45°＜θ＜45° 的紅色區(qū)域；側(cè)風(fēng)向?yàn)?5°＜θ＜135° 的綠色區(qū)域和225°＜θ＜315° 的黃色區(qū)域；下風(fēng)側(cè)為135°＜θ＜225°的藍(lán)色區(qū)域；整個(gè)環(huán)向?yàn)?°＜θ＜360°的整個(gè)環(huán)形密封圈區(qū)域（θ為泄漏點(diǎn)與迎風(fēng)子午線的夾角）。儲(chǔ)罐蒸發(fā)損耗與油品性質(zhì)、風(fēng)速、所在地的大氣壓及密封形式等因素有關(guān)，現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)不易獲取。因此，本文將某油田5×104m3原油外浮頂罐的年油氣損耗量折算為泄漏速度[14]，設(shè)置泄漏區(qū)域的速度入口邊界條件，以甲烷作為泄漏介質(zhì)，假設(shè)其以u(píng)=0.03u∞的速度沿豎直方向從泄漏口逸出。對(duì)于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)已知的情況，可將實(shí)測(cè)泄漏速度與油氣組分代入，采用與本文相同計(jì)算流程求解。來(lái)流雷諾數(shù)固定在Re=1.64 × 106（基于儲(chǔ)罐直徑D），計(jì)算液位h=25%H*、50%H*、75%H*、100%H*和泄漏位置為上風(fēng)側(cè)、側(cè)風(fēng)向、下風(fēng)側(cè)和整個(gè)環(huán)向等共16種工況。無(wú)量綱時(shí)間步長(zhǎng)Δt*=Δt×u∞/D=0.037 5，待CH4濃度波動(dòng)穩(wěn)定后，將t*=30～70 的CH4體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行時(shí)均統(tǒng)計(jì)。

3.2 環(huán)向油氣濃度分布

圖5 給出了不同情況下密封圈上方2.5%H*高度處的CH4體積分?jǐn)?shù)分布。如圖5a 所示，當(dāng)油氣從上風(fēng)側(cè)泄漏時(shí)，甲烷濃度沿環(huán)向緩慢升高，達(dá)到峰值后迅速減小；隨液位升高，濃度峰值沿環(huán)向后移，但泄漏擴(kuò)散范圍變化不大。如圖5b 所示，當(dāng)油氣從側(cè)風(fēng)向泄漏時(shí)，甲烷濃度沿兩端逐漸減小，且45°＜θ＜135°范圍內(nèi)的上風(fēng)側(cè)甲烷濃度略高于下風(fēng)側(cè)。液位高度為h=25%H*和h=50%H*時(shí)，在泄漏口上風(fēng)側(cè)0°＜θ＜45°范圍內(nèi)充滿了較低濃度的甲烷，而液位高度為h=75%H*和h=100%H*時(shí)上風(fēng)側(cè)的甲烷濃度幾乎為0。說(shuō)明低液位時(shí)泄漏氣體在浮盤上方空間的擴(kuò)散更顯著。如圖5c 所示，當(dāng)油氣從下風(fēng)側(cè)泄漏時(shí)，泄漏的甲烷聚集在泄漏口附近，不會(huì)向上游擴(kuò)散；隨液位升高，濃度零值沿環(huán)向略有前移。如圖5d 所示，當(dāng)油氣從整個(gè)環(huán)向泄漏時(shí)，液位較低時(shí)，上風(fēng)側(cè)甲烷濃度高于下風(fēng)側(cè)，濃度最高值位于θ=45°附近；滿液位時(shí)，甲烷氣體沿整個(gè)環(huán)向分布均勻。

為理解泄漏氣體在環(huán)向的分布規(guī)律，圖6 給出了不同液位高度的浮盤表面瞬態(tài)流線圖。如圖6a、圖6b 和圖6c 所示，儲(chǔ)罐液位較低時(shí)，浮盤上方的大部分氣流撞擊儲(chǔ)罐內(nèi)壁的后側(cè)，沿反方向運(yùn)動(dòng)，使下風(fēng)側(cè)的油氣向上風(fēng)側(cè)輸運(yùn)，上風(fēng)側(cè)泄漏的油氣仍聚集于此，而不進(jìn)入其他區(qū)域。當(dāng)油氣泄漏出現(xiàn)在側(cè)風(fēng)向和下風(fēng)側(cè)時(shí)，油氣則會(huì)沿流線向上風(fēng)側(cè)擴(kuò)散，小部分氣流撞擊儲(chǔ)罐內(nèi)壁前側(cè)再次產(chǎn)生回流，沿環(huán)向向兩側(cè)流動(dòng)，將油氣向兩側(cè)輸運(yùn)，因此，迎風(fēng)子午線處（θ=0°）的油氣濃度不是最高值。這兩股氣流交匯于θ=45° 附近并產(chǎn)生旋渦，因此，當(dāng)油氣從整個(gè)環(huán)向均勻泄漏時(shí)，油氣濃度最高值約位于θ=45° 。如圖6d 所示，儲(chǔ)罐接近滿液位時(shí)，氣流產(chǎn)生多股分流，在浮盤上方形成多處旋渦，因而此時(shí)的環(huán)向油氣濃度分布較均勻。

圖5 不同液位高度下泄漏口上方環(huán)向油氣濃度分布（ t*=30～70）Fig.5 Annular oil vapor concentration distribution above the leakage port at different liquid level heights（t*=30～70）

圖6 不同液位高度下浮盤表面瞬態(tài)流線（ t*=70）Fig.6 Transient flow line of floating roof surface at different liquid level heights（t*=70）

3.3 流向油氣濃度分布

圖7、圖8 分別給出了環(huán)向泄漏時(shí)z=0 剖面上的CH4體積分?jǐn)?shù)分布和瞬態(tài)流場(chǎng)。如圖7a、圖8a 所示，當(dāng)儲(chǔ)罐位于低液位h=25%H*時(shí)，在浮盤上方形成一個(gè)大尺度旋渦，渦量最大。在該旋渦的輸運(yùn)作用下，從密封圈泄漏出的油氣可以充滿整個(gè)空腔。常用渦量來(lái)描述旋渦運(yùn)動(dòng)的大小和方向，流場(chǎng)的中央量為流體速度的旋度，ω*為無(wú)量綱渦量。如圖7b、圖7c、圖8b、圖8c 所示，隨著儲(chǔ)罐液位從h=25%H*升高到h=50%H*和h=75%H*，空腔大尺度旋渦分裂成多個(gè)小尺度旋渦，渦量顯著降低，旋渦對(duì)密封圈泄漏油氣的輸運(yùn)作用減弱，因此，空腔內(nèi)的油氣擴(kuò)散范圍逐漸減小，油氣主要聚集在密封圈附近。如圖7d、圖8d 所示，當(dāng)儲(chǔ)罐液位為h=100%H*時(shí)，浮盤上方空腔不再被旋渦充滿，僅有浮盤上風(fēng)側(cè)被旋渦覆蓋，由密封圈泄漏的油氣極易被輸運(yùn)到主流中，因此，在浮盤表面只分布有少量油氣。

3.4 可燃區(qū)分析

甲烷的爆炸極限為5%～15%（體積分?jǐn)?shù)），低于爆炸下限時(shí)不燃燒，高于爆炸上限后安靜燃燒?；跐舛扔?jì)算結(jié)果，繪制爆炸下限CL=0.05 和爆炸上限CH=0.15 對(duì)應(yīng)的時(shí)均濃度等值面圖，進(jìn)一步分析儲(chǔ)罐浮盤上方空腔內(nèi)的三維油氣分布。如圖9 所示，離泄漏口較近的紅色曲面為爆炸上限等值面，包裹紅色曲面的藍(lán)色曲面為爆炸下限等值面。對(duì)爆炸下限的等值面進(jìn)行面積積分，并除以相應(yīng)的密封圈泄漏面積，可得單位泄漏面積對(duì)應(yīng)的可燃區(qū)，用SL（無(wú)量綱）表示。如圖9、圖10 所示，低液位時(shí)（h=25%H*），浮盤上方大尺度旋渦的輸運(yùn)作用使可燃區(qū)的范圍最大；當(dāng)泄漏口位于下風(fēng)側(cè)時(shí)，SL最高可達(dá)55。隨著液位增加，空腔內(nèi)旋渦輸運(yùn)強(qiáng)度減弱，可燃區(qū)不斷減小。滿液位時(shí)（h=100%H*）的可燃區(qū)面積遠(yuǎn)小于其他三個(gè)液位，當(dāng)泄漏口位于下風(fēng)側(cè)時(shí)SL達(dá)到最低值15。從圖9、圖10 還可以看出，當(dāng)液位較低時(shí)，可燃區(qū)的面積差異較大，從下風(fēng)側(cè)泄漏出來(lái)的油氣對(duì)應(yīng)的SL最大，側(cè)風(fēng)向次之，上風(fēng)側(cè)最小。儲(chǔ)罐接近滿液位時(shí)，可燃區(qū)的面積大致相同，從側(cè)風(fēng)向泄漏出來(lái)的油氣對(duì)應(yīng)的SL最大，上風(fēng)側(cè)次之，下風(fēng)側(cè)最小。

圖7 不同液位高度下油氣瞬時(shí)濃度場(chǎng)（ t*=70）Fig.7 Instantaneous concentration fields of oil vapor at different liquid level heights（t*=70）

圖8 不同液位高度下儲(chǔ)罐繞流的瞬時(shí)渦量場(chǎng)和流線（t*=70）Fig.8 Instantaneous vorticity field and flow line of the flow around the rank at different liquid level heights（t*=70）

圖9 密封圈泄漏的甲烷時(shí)均濃度等值面（CL=0.05，CH=0.15）Fig.9 Isosurface of the mean concentration of methane leaked from the seal（CL=0.05，CH=0.15）

圖10 單位泄漏面積對(duì)應(yīng)的可燃區(qū)Fig.10 Combustible area per unit leakage area

4 結(jié)論

利用大渦模擬高精度計(jì)算方法模擬10×104m3大型外浮頂罐密封圈泄漏油氣的擴(kuò)散過(guò)程，得到不同液位儲(chǔ)罐瞬態(tài)繞流風(fēng)場(chǎng)的旋渦分布和演變過(guò)程，重點(diǎn)分析泄漏位置和液位對(duì)罐頂油氣分布和可燃區(qū)的影響。模擬結(jié)果如下：

（1）當(dāng)液位較低時(shí)，氣流在儲(chǔ)罐浮盤上方空腔內(nèi)形成大尺度旋渦，在旋渦的輸運(yùn)作用下，泄漏油氣從下風(fēng)側(cè)向上風(fēng)側(cè)擴(kuò)散，上風(fēng)側(cè)油氣濃度高于下風(fēng)側(cè)；隨著液位升高，浮盤上方空腔內(nèi)大尺度旋渦分裂為小尺度旋渦，輸運(yùn)作用降低，油氣聚集在泄漏口附近。

（2）當(dāng)油氣沿整個(gè)環(huán)向密封圈均勻泄漏時(shí)，油氣濃度最高值位于迎風(fēng)面左右兩側(cè)45°附近，應(yīng)及時(shí)維護(hù)和檢修這一區(qū)域的可燃液體監(jiān)測(cè)裝置。

（3）隨著液位升高，泄漏油氣在浮盤上的環(huán)向擴(kuò)散作用減弱，主要聚集在泄漏口附近，可燃區(qū)減小；滿液位時(shí)，浮盤只有在靠近迎風(fēng)面的部分區(qū)域被旋渦覆蓋，同時(shí)氣流將部分泄漏油氣帶離浮盤，可燃區(qū)達(dá)到最低值。

（4）當(dāng)油氣分別從上風(fēng)側(cè)、側(cè)風(fēng)向和下風(fēng)側(cè)泄漏時(shí)，低液位儲(chǔ)罐的可燃區(qū)范圍由大到小依次為下風(fēng)側(cè)、側(cè)風(fēng)向、上風(fēng)側(cè)，滿液位儲(chǔ)罐的可燃區(qū)范圍由大到小依次為側(cè)風(fēng)向、上風(fēng)側(cè)、下風(fēng)側(cè)，低液位儲(chǔ)罐的可燃區(qū)范圍比高液位儲(chǔ)罐高1.3～1.7 倍。