内河LNG动力船机舱NG泄漏爆炸对人员的损伤后果

郑庆功， 吴宛青， 宋 明

(1.大连海事大学 轮机工程学院， 辽宁 大连 116026; 2.交通运输部海事局 科技信息处， 北京 100736)

国际气体与低闪点燃料船舶安全规则已于2017年生效，以CH4为主要成分的天然气(Natural Gas, NG)作为一种清洁能源越来越多地被用作船舶动力燃料。如液化天然气(Liquefied Natural Gas, LNG)动力船机舱发生气体燃料泄漏，则可形成预混可燃气云，遇到点火源则可能发生爆炸。气云爆炸后果和对人员损伤程度的准确预测对于气体燃料动力船机舱安全评估具有重要意义。爆炸后果研究包括试验法、经验公式法和数值模拟法。目前国内外已进行多种物理试验，得到预混气云燃爆的一般规律和应用较为广泛的经验公式。[1]预混可燃气云燃爆发展过程和后果不仅与气云浓度和气云总量有关，还与气云形状、内置障碍物的分布等因素密切相关。[2-5]基于计算流体力学(Computational Fluid Dynamics, CFD)的数值模拟法可考虑影响气云爆炸的各种因素，具有安全、经济等明显优势。[6-7]本文首先模拟内置障碍物的大尺度空间内预混CH4气云爆炸，通过与试验数据相对比验证所采用数值方法的可靠性。再建立典型内河船舶机舱模型，对LNG动力船机舱发生泄漏、爆炸后果进行数值模拟，并选择适当损伤准则，评估事故后果对机舱内人员的损伤程度，为进一步研究LNG动力船机舱风险提供理论依据。

1 数学模型

1.1 守恒方程

气体燃烧爆炸过程中遵守质量守恒、组分守恒、动量守恒、能量守恒的普遍规律，数学表达式分别为

(1)

(2)

(3)

(4)

式(1)～式(4)中：ρ为密度;U为速度向量；Sρ、Sm、Su、ST分别为质量守恒、组分守恒、动量守恒和能量守恒方程中的源项;ym为组分m的百分比浓度；T为温度;p为压力;Dm为组分m的有效扩散系数;Cp为定压比热;τ为黏性应力张量;q为热通量。

式(3)和式(4)中：黏性应力张量τ表达式为

(5)

热通量表达式为

(6)

式(6)中：k为有效热传导系数。

1.2 热力学模型

混合气体的状态方程和参数计算式为

p=ρR′T

(7)

(8)

(9)

式(7)～式(9)中：R′为混合气体常数；R为通用气体常数，取8.314 34 J/(mol·K)；Mm为组分m的摩尔质量；α为混合气体的热力学性质参数；αm为组分m的热力参数。

1.3 湍流模型

流动中的湍流采用标准k-ε湍流模型为

(10)

(11)

1.4 化学反应模型

1.4.1化学反应式

燃烧化学反应方程式为

CH4+2O2=CO2+2H2O

(12)

采用下式描述，即

(13)

式(13)中：j和k分别为反应物和生成物成分的种类数量；v为反应物R的系数；R1和R2分别为反应物和生成物。

式(2)和式(4)中反应物源项和温度源项可表达为

(14)

(15)

式(14)和式(15)中：Si为组分i的源项;Rj为反应j的正向反应速度;Mi为组分i的摩尔质量;ST为能量方程的源项;Qrj为反应j中的反应热，可由反应物与生成物的生成焓计算得到。

1.4.2反应速度模型

基于BML(Bray-Moss-Libby)燃烧模型[8]基础上引入SIF(Simple Interface Flame)火焰模型[9]，将燃烧视为火焰燃烧和湍流运动两部分组成，反应速率ω表示为

ω=ρRSLI∑

(16)

式(16)中：ρR为反应物密度;SL为层流燃烧速度;I为平均熄灭系数;∑为湍流作用下的火焰面积，∑表达式为

(17)

τ=Tb/Tu-1

(18)

式(18)中：Tb和Tu分别为燃烧产物温度和未燃物温度。

(19)

标准化延伸率[10]记为Гk，其表达式为

(20)

另记

(21)

(22)

式(21)和式(22)中：C1为经验系数;Ag为网格火焰表面积;ut湍流燃烧速度。

将式(17)～式(22)代入式(16)得

(23)

1.4.3点火模型

点火网格单元反应速率为

(24)

r=r0+SLdt

(25)

式(24)和式(25)中：r和r0分别为当前时刻和时间步长dt之后时刻的火焰半径;SL为层流燃烧速度;V为点火单元体积。此点火模型能够模拟出与试验结果近似的滞燃时间。

2 模型可靠性验证

考虑到内河船舶机舱的实际尺寸和泄压条件，本文模型试验[11]进行模拟验证见图1。容器空间尺寸为9.0 m×4.5 m×4.5 m，内部为CH4空气混合气体，内置障碍物为20根水平放置的直径为0.18 m的圆柱，面积阻塞率为20%，体积阻塞率为1.26%。泄压口面积比分别为1、2、4、9，用薄膜封闭泄压口防止CH4扩散溢出。

图1 试验物理模型

在不同泄压面积比条件下超压-时间曲线的试验结果和数值计算结果对比见图2。随着泄压面积比减小，最大超压上升，这一规律在数值结果和文献试验结果中得到相同的体现，其最大超压值对比见表1。

a)超压-时间曲线(试验结果)

b)超压-时间曲线(模拟结果)图2 超压-时间曲线

表1 最大超压值结果对比

泄压面积比试验结果/105Pa计算结果/105Pa超压比10.2460.2260.9521.0790.5120.4741.3970.9330.6792.1341.8390.86

由表1可知:计算数值结果略低于试验结果，其原因除初始/边界条件的设置可能与实际情况有所差别之外，还在于数值计算选用标准k-ε湍流模型，存在不能完全反映圆柱形障碍物对燃烧速度加强作用的不足。

3 机舱爆炸后果数值研究

3.1 模型和网格

本文选择典型长江内河船舶机舱为模拟对象[12]，其主要尺度为11.8 m×8.4 m×3.5 m，内部布置主要包括中速推进柴油机、发电柴油机、空压机、空气瓶等设备。机舱网格采用非结构化网格，壁面网格节点距离为0.20～0.25 m，设备表面网格节点距离为0.10 m，总网格单元数149 020，见图3。

3.2 模拟条件和设置

首先计算机舱一般工况时的准稳态风场。按照机舱采用机械排风每小时换气30次[13]，机舱进、排风口分别设置为稳定压力边界和流量出口边界(2.78 m3/s)，按主、副柴油机工作时的空气消耗量，柴油机吸气口设定为流量出口边界(0.85 m3/s)模拟柴油机工作时空气消耗对风场的影响，忽略其他设备空气消耗对风场影响。各设备表面按照高温表面和低温表面分别设定为330 K和308 K。通风模拟采用1 s时间步长，模拟通风600 s后，认为达到机舱准稳态风场条件[13]，流场数值模拟结果见图4。

以通风计算得到的结果为泄漏模拟的初始条件。按照一般内河天然气燃料动力船机舱内管系布置，坐标L1(0.1，1.2，2.2)、L2(0.1,7.5,3.0)和L3(5.7,8.4,3.0)处设置速度入口边界模拟气体燃料在不同位置的泄漏。考虑气体燃料系统可能出现的密封失效和严重破损断裂情况，并参考文献[12]，模拟小流量(0.008 267 kg/s，密封失效)和大流量(0.132 28 kg/s，破损断裂)两种泄漏速度。泄漏扩散模拟采用0.1 s时间步长。

在小流量泄漏时，机舱的气体探测不能可靠地检测到泄漏[12]，以机舱内甲烷积聚量基本稳定状态为点火初始条件。在大流量泄漏时分别取可能较迅速检测到泄漏并采取关停动作的泄漏30 s和一般能检测到泄漏并采取关停动作的泄漏60 s为点燃初始条件。假定点火时刻泄漏停止，不考虑喷射火情况。爆炸模拟采用0.001 s时间步长。

3.3 数值模拟结果

3.3.1小流量泄漏浓度分布

在L1位置小流量泄漏280 s时，CH4经通风排出速率和泄漏速率基本平衡(增加速度小于0.1 g/s)，机舱内CH4积聚量基本稳定在0.354 kg。在L2位置泄漏持续380 s时机舱内CH4积聚量基本稳定在0.703 kg。在L3位置泄漏510 s时机舱内积聚量基本稳定于0.848 kg。小流量持续泄漏机舱内CH4积聚量基本稳定时浓度分布见图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)图5 小流量泄漏后CH4浓度分布

3.3.2大流量泄漏浓度分布

在L1、L2、L3位置泄漏30 s时，机舱CH4积聚量分别为3.03 kg、3.46 kg、3.31 kg，其浓度分布等值面见图6，机舱部分区域处于燃爆浓度范围。泄漏60 s时，机舱内CH4积聚量分别为5.20 kg、6.24 kg、5.74 kg，其浓度等值面分布见图7，机舱较大区域处于燃爆浓度范围。

a)L1位置泄漏

b)L2位置泄漏

c)L3位置泄漏图6 大流量泄漏30 s时CH4浓度分布

a)L1位置泄漏

b)L2位置泄漏

3.3.3小流量泄漏爆炸后果

小流量泄漏条件下，当机舱内CH4积聚量基本平衡时，在可燃浓度区域设置点火点模拟气云爆炸后果，在多点设置压力监测点。因为泄压口面积相对空间体积很小，所设置各压力监测点出现的最大压力数值基本相等，仅存在一定时间差，监测点(0.5, 0.5, 3.3)的超压-时间曲线见图8。3种情景最大超压值分别为1 140 Pa、550 Pa、870 Pa。L2、L3位置泄漏在机舱内积聚的CH4量较多，但是相比L1位置泄漏形成的气云，并没有产生更大的爆炸超压，这是因为L2和L3位置泄漏的气体在较大范围内分布，处于最佳浓度范围的混合气体相对较少，而计算模型中偏离最佳浓度越大，反应速度越慢，因为泄压口的存在，部分CH4反应对超压并没有贡献。

小流量泄漏最大爆炸压力时刻的温度分布见图9。仅在气云附近出现高温，最高温度分别为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后立即点燃发生爆炸的超压曲线见图10。3种情景最大超压值分别为85 Pa、99 Pa和91 Pa。最大超压时刻温度场分布见图11，其最高温度分别为1 461 K、1 815 K和1 338 K。

图10 大流量泄漏30 s爆炸超压曲线

3.3.5大流量泄漏60 s爆炸后果

大流量泄漏60 s后立即被点燃发生爆炸的超压-时间曲线见图12，3种情境最大超压分别为168 Pa、208 Pa、179 Pa，同时刻对应温度场分布见图13，3种情境的最高温度分别为1 558 K、1 845 K、1 722 K。

a)L1位置

b)L2位置

c)L3位置图11 大流量泄漏30 s最大爆炸超压时刻温度分布

图12 大流量泄漏60 s爆炸超压-时间曲线

a)L1位置

b)L2位置

c)L3位置图13 大流量泄漏60 s最大爆炸压力时刻温度分布

4 人员损伤后果分析

4.1 人员损伤因素分析

4.1.1损伤因素

考虑到天然气中主要毒性气体成分H2S、硫醇类、硫醚类组分含量小，且相关规范[13]对机舱气体泄漏的探测和自动关停要求，本文不研究单纯泄漏扩散的毒性损伤和窒息性损伤。

泄漏的气体燃料扩散形成可燃气云并被点燃发生爆炸，会产生冲击波和高温，且燃烧反应消耗空气中的O2造成空气中氧含量迅速降低，因此，爆炸可能对人员产生冲击波损伤、热损伤和窒息损伤。

4.1.2损伤准则和阈值

4.1.2.1 冲击波损伤准则和阈值

爆炸冲击波损伤准则包括超压准则、冲量准则以及超压-冲量准则。在考虑超压作用时间的基础上采用超压准则。

考虑到数值结果中的超压作用时间，参考在邻近压力反射面时,超压值、作用时间与损伤程度的关系见图14，采用损伤标准[14]见表2。

图14 超压值、作用时间与损伤程度关系

表2 爆炸冲击波对人员损伤标准

冲击波超压/105 Pa人员损伤情况<0.2安全[0.2,0.3)轻微:耳、肺部挫伤[0.3,0.5)中等:耳、肺部损伤[0.5,1.0)重伤:脱臼、骨折、心机撕裂>1.0死亡:体腔、肝、脾破裂

4.1.2.2 热损伤准则和阈值

热损伤准则包括热通量准则、热剂量准则和热通量-热剂量联合准则。一般热通量准则适用于持续火灾热辐射损伤评估，热剂量准则适用于瞬态火球热辐射损伤评估准则。在考虑热通量最小阈值(1.6 kW/m2)的基础上采用热剂量准则[15]，见表3。

4.1.2.3 窒息损伤准则和阈值

窒息损伤准则包括氧浓度准则、有毒气体浓度准则以及有毒气体浓度-时间准则，本文不考虑爆炸产生有毒气体，采用氧浓度准则，对人员损伤阈值见表4。[16]

4.2 小流量长时间泄漏爆炸对人员损伤后果

4.2.1冲击波超压损伤

由图8和表2对比可知:所设定的长时间小流量泄漏后发生爆炸时人员不会因冲击波超压受到伤害。

表3 瞬态火热剂量人员损伤阈值

表4 氧浓度对人员损伤阈值

4.2.2高温热损伤

第3.3.1节中图5显示小流量泄漏后CH4积聚在机舱上部空间，因此,点燃后热量由上向下辐射，考虑人的高度，选择1.8 m高度水平截面的热通量和热剂量作为对机舱内人员损伤的判断依据。

L1位置泄漏点燃后1.8 m平面热通量迅速增大， 0.12～0.78 s内局部最大热通量超过不舒适感阈值1.6 kW/m2，0.28 s时刻局部最大热通量值为47.9 kW/m2。热通量大于1.6 kW/m2的时间内局部最大热剂量为12.9 kJ/m2，小于皮肤疼痛阈值65 kJ/m2，不会对人员造成伤害。0.28 s、0.78 s时刻热通量场分布见图15。

a)t=0.28 s

b)t=0.78 s图15 L1位置小流量泄漏爆炸后热通量分布

L2、L3位置持续小流量泄漏点燃后1.8 m高度最大局部损伤性热剂量分别为5.5 kJ/m2和3.3 kJ/m2，均小于皮肤疼痛阈值，不会对人员造成伤害。

4.2.3窒息损伤

考虑到下部氧含量高于上部空间，采用1.8 m平面氧浓度分布评估缺氧可能对人员造成的损伤。

L1泄漏爆炸后1.8 m平面氧浓度分布见图16。仅在0.24～0.40 s时间内出现氧浓度低于16%区域，其他时间氧浓度均高于18%。L2、L3情境下1.8 m平面以下区域没有出现氧含量低于18%情况。

a)t=0.24 s

b)t=0.4 s图16 L1小流量持续泄漏爆炸1.8 m平面氧浓度分布

综上，所设定的小流量长时间泄漏后发生爆炸时，人员不会受到损伤。

4.3 大流量泄漏30 s后爆炸对人员损伤后果

4.3.1冲击波超压损伤

对比图10和表2中数据，大流量泄漏30 s后爆炸，冲击波超压对机舱内人员损伤程度为严重，具体表现包括听力器官损伤、骨折、脱臼或心肌撕裂。

4.3.2高温热损伤

L1位置大流量泄漏30 s发生爆炸后，1.8 m平面在0.09 s时局部热通量达到阈值1.6 kW/m2，0.27 s时热通量达到最大值74.3 kW/m2，此后最大热通量值开始下降且位置有所变化，至3 s时最大热剂量区域(图17中方框区域)的热通量减小到1.6 kW/m2以下，此期间区域最大热剂量为43 kJ/m2，小于皮肤疼痛阈值65 kJ/m2。0.27 s和3.00 s时刻1.8 m截面热通量分布见图17。

a)t=0.27 s

b)t=3.00 s图17 L1大流量泄漏30 s爆炸1.8 m截面热通量分布

3个位置大流量泄漏30 s发生爆炸后区域最大热剂量和热损伤结果见表5，可见当大流量向下泄漏发生爆炸时，机舱内人员受到热损伤程度较通流量其他方向的泄漏后果更严重。

表5 大流量泄漏30 s爆炸对人员热损伤

4.3.3窒息损伤

L1位置大流量泄漏30 s立即点燃后， 0.13 s时刻1.8 m平面开始出现O2浓度低于14%的区域，之后区域扩大，0.30～0.50 s期间相当范围内O2浓度低于14%，之后低O2浓度区域逐渐减小，到0.66 s低于14%的区域基本消失，至6.00 s O2浓度恢复至18%以上，期间最低O2浓度为12%。1.8 m平面O2浓度分布见图18。

a)0.13 s时刻

b)0.30 s时刻

c)0.66 s时刻

d)6.00 s时刻图18 L1大流量泄漏30 s爆炸1.8 m平面氧浓度分布

3个位置大流量泄漏30 s爆炸后，1.8 m平面O2浓度最小值、恢复时间和窒息损伤结果见表6，其中L2情景窒息损伤后果最为严重。

表6 大流量泄漏30 s爆炸的窒息损伤

4.4 大流量泄漏60 s后爆炸对人员损伤后果

对比第3.3.5节大流量泄漏60 s点燃爆炸的超压值与第4.1.2节中超压对人员损伤准则，此情况下人员受损伤程度为死亡。因单独超压因素即导致人员死亡，故不再分析高温、缺氧因素的损伤作用。

5 结束语

本文对气体燃料动力船机舱气体燃料泄漏和爆炸后果进行研究，研究结果表明：

1)典型内河LNG燃料动力船机舱发生小流量泄漏时，机舱内可燃气云积聚范围较小，被点燃爆炸后，机舱内人员不会因超压、高温、窒息造成损伤。

2)发生大流量泄漏时机舱内迅速积聚大范围可燃气云。泄漏30 s爆炸时，机舱内人员受超压损伤程度为严重，具体表现为听力器官损伤、骨折、脱臼或心肌撕裂；热损伤可导致局部区域人员二度烧伤，窒息损伤可导致局部区域人员死亡。泄漏60 s燃爆炸时，机舱大部分人员因超压损伤死亡。

3)方向为向下的大流量泄漏发生爆炸对机舱内人员热损伤和窒息损伤后果较其他方向的泄漏爆炸后果更为严重。