大型LNG接收站泄漏事故灾害效应分析与预测

王志寰 李成兵 周 宁

1.西南石油大学机电工程学院 2. 常州大学石油工程学院

0 引言

液化天然气（LNG）具有易泄漏、易挥发扩散和易燃易爆等危险特性，近年来国内外LNG接收站发生泄漏与爆炸的安全事故超过数十余起[1-4]。LNG储存与运输中的安全问题早已成为业界最为关注的重要问题之一[1]。

为填补国内LNG接收站安全研究领域的空白，王洪丽等[5]采用两相流泄漏计算公式预测LNG接收站的泄漏量和泄漏过程中可能发生的喷射火焰、爆炸、蒸气云扩散等事故，并预测出了事故安全半径。柴田[6]以大鹏湾LNG码头为例，基于LNG的爆炸特征建立了LNG爆炸VEC伤害模型和火灾BLEVE伤害模型，将在生产储运过程中发生爆炸火灾和毒物泄漏扩散对人体和财产造成的伤害进行了量化，得出了诸如爆炸火灾伤害区域、财产损失、风险等级、受控等级等重要研究结果。周彦波等[7]结合国内外LNG泄漏与扩散的试验和模拟，对可能发生的LNG船舶碰撞危害性、LNG泄漏扩散和火灾危险性等方面研究进行了分析，并探讨了其中的不确定性问题。曾岳梅[8]基于CFD理论开展LNG接收站内液池扩散模拟和蒸气云爆炸模拟，分别研究了扩散影响因子和蒸气云爆炸影响因子，实现了可燃气体泄漏影响区域和爆炸近场超压分布的可靠预测。

纵观国内外关于LNG接收站安全问题的相关研究，大部分研究都侧重于LNG接收站风险识别与风险评价方面，较少详细研究和评价接收站可能发生的LNG泄漏扩散与爆炸等重大灾害效应。为此，笔者根据国内某大型LNG接收站工程实际现场布局进行整体建模，借助FLACS软件对LNG泄漏扩散与爆炸事故进行数值计算，并对其灾害效应进行预测与分析。

1 数值计算方法有效性验证与分析

FLACS软件是专用于可燃气体泄漏扩散和蒸气云爆炸的专业数值计算软件。FLACS爆炸仿真采用两段模拟的方式，即爆炸模拟是在扩散模拟的基础上不改变其任何环境参数，只改变边界条件、计算步长、持续时间和点火时刻，调取扩散结果进行计算求解的。所以可燃气体的泄漏扩散模拟的有效性对于整个数值模拟至关重要。精确有效的可燃气体泄漏扩散结果才能保证后续爆炸数值计算结果的准确性。因此，笔者借助Falcon系列实验数据对LNG泄漏扩散的数值计算结果进行有效性验证。

Falcon系列实验[9]是1987年美国气体研究所和运输部委托美国Lawrence Livermore 国家实验室（LLNL）在加利福尼亚州进行的LNG泄漏后蒸气云在复杂障碍物工况下大型扩散实验。笔者使用Falcon系列1号、3号、4号的实验结果作为LNG泄漏蒸气云在有障碍阻挡环境下扩散的有效性评价数据集。实验工况参数如表1所示。

表1 Falcon系列实验主要参数表[9]

提取Falcon 1、3、4号实验在下风向的数值计算预测值与实验值进行比较（表2）。为准确分析笔者数值计算预测值与Falcon实验值之间的偏差程度，并以此来判定笔者所建立的LNG泄漏扩散数值计算方法的有效性，引入重气扩散模拟有效性评价参数及评价标准[10-12]，主要有几何平均偏差MG、几何平均方差VG、相对均方误差MRSE、相对平均偏差MRB、FAC2和归一化均方误差NMSE等。数值计算预测值与Falcon实验值之间的各项偏差值如表3所示。可以看出，笔者利用FLACS所建立的LNG泄漏扩散数值计算方法来模拟Falcon 1、3、4号实验，其偏差值都在评价参数允许的范围之内，除Falcon 3号实验的模拟结果与实验值偏差较大之外，其余2个实验吻合很好，说明基于FLACS的LNG泄漏扩散数值计算方法及结果具有一定的可靠性和有效性。

表2 泄漏气体最大浓度的实验值与数值计算预测值对比表

表3 Falcon系列实验FLACS模拟泄漏气体最大浓度的偏差统计表

2 数值计算模型建立与计算参数设置

国内某大型LNG接收站的平面布局设计如图1-a所示，据此建立的LNG接收站三维计算模型布局如图1-b所示，设置计算区域几何尺寸为800 m×60 m×110 m。在LNG泄漏扩散中，假定储罐出液管口位置是泄漏源头，该处流场的阻塞和变化影响着后续扩散结果的精确性。因此，计算网格在泄漏源附近需要加密处理，而在靠近边界面区域由于气体的浓度已经下降到极小，且边界区域的变化对计算区域的流场几乎没有影响，网格可适当加大。

现役大型LNG接收站储罐的低温出液管道直径通常为150 mm[13]。对于LNG接收站来说，除去罐体破裂外，最严重的泄漏事故为：当使用罐底的潜液泵向外输送LNG时，储罐的低温出液管道因超压、腐蚀或老化等原因瞬间破损并断落，从而造成LNG快速泄漏出储罐。假设泄漏点位于储罐35 m高的出液管处，并假定泄漏口直径为150 mm，泄漏时间为300 s（之后被人为处置停止泄漏）。根据伯努利方程可以计算LNG泄漏速率约为185.72 kg/s。LNG接收站储罐内液化天然气成分组成为：甲烷含量98.98%，乙烷含量0.61%，氮气含量0.31%，二氧化碳含量0.10%。该大型LNG接收站所在地的气象资料显示，常年风速4.4 m/s、风向45°。LNG接收站内相关设备及环境参数如表4所示。

在LNG泄漏扩散的数值计算参数设置时，由于LNG蒸发产生的气云扩散速度较低，故采用低速泄漏（DIFFUSE）类型[12]；泄漏位置为储罐出液口处，LNG气云闪蒸后的初始温度为－161.64 ℃[14]；在边界条件设置中，模拟LNG气云无风自由扩散时需要对每个边界设置无反射Plane-Wave[15]边界条件；当在有风工况当中，为防止蒸气云在边界处堆积引起整个扩散过程出现边界效应，将边界条件中的风设置在上风向边界面，同时在其他边界面设置为Plane-Wave。

3 数值计算结果及分析

LNG泄漏后形成重气云，其灾害效应[16-17]主要体现在爆炸和窒息2个方面：当气云（主要成分为甲烷）在空气中的浓度处于5%～15%（爆炸极限）时，遇到点火源将瞬间发生爆炸，形成瞬时超压和高温热辐射作用，对一定范围的人员和结构物造成伤亡和损伤破坏；当气云在空气中的浓度大于25%时，人和动物将发生窒息现象。因此，为了判定LNG泄漏后的灾害效应，通常将浓度大于5%（爆炸极限下限）的区域范围定义为LNG气云潜在爆炸灾害效应区；当在LNG气云爆炸危险区内，可燃气云一旦遇到点火源将发生爆炸，其爆炸超压作用区和热辐射作用区分别定义为爆炸灾害效应区；浓度大于25%的区域定义为LNG气云窒息灾害效应区。

表4 LNG接收站内相关设备及环境参数表

3.1 LNG泄漏与扩散基本特征与规律

假定风速为零（无风）条件下，泄漏点假定在3号罐的出液管处，泄漏后形成的可燃气云随时间扩散过程如图2所示。可以看出，可燃气云首先呈现出明显的重气扩散特征。这是由于可燃气云的初始温度极低，密度比空气大造成的（初始温度为－161.64℃，密度为2.25 kg/m3，是空气密度的1.5倍左右）。因重力沉特性降使可燃气云扩散时首先在地面堆积，并在竖直方向上具有明显的分层效应：越贴近地面，浓度越高，随着高度增加，浓度又迅速减小。正因为如此，具有爆炸危险的可燃气云也主要集中在近地面高度。其次，由于罐区围堰和罐体的阻挡作用，可燃气云不会立即沿壁面爬升、飘逸，而是沿障碍物（围堰和罐体）绕流扩散，随后可燃气云会在围堰处迅速堆积并逐渐开始溢出围堰。

3.2 泄漏点位置对接收站LNG泄漏与扩散效应的影响

该LNG接收站内共有5个大型储液罐，假定LNG泄漏为单一泄漏，且泄漏点均为储液罐出液管位置（位于储罐35 m高度处），并假定泄漏300 s后立即停止。接收站风速4.4 m/s，风向45°。不同泄漏点发生泄漏300 s后，LNG气化形成浓度大于等于5%的可燃气云的扩散情况如图2所示。

图2 无风条件下泄漏后的可燃气云（浓度大于等于5%）随时间扩散情况图

为了评价LNG泄漏扩散后的灾害效应严重程度，采用溢出罐区围堰的最远距离来表征。计算结果表明：在风速4.4 m/s和风向45°的气象条件下，1号储罐泄漏后形成的可燃气云扩散面积较广且在罐区围堰处堆积较厚，有部分气云溢出围堰，溢出最大距离达21.5 m（图3-a）。在风的输运作用下，形成“三翼”，其中一翼扩散出围堰左上角；一翼扩散在下方，3号储罐对可燃气云扩散形成阻挡绕流；另一翼扩散到2号储罐附近。2号储罐泄漏形成的可燃气云全部在围堰内扩散流动，云团分布面积较薄（图3-b）；3号储罐泄漏后，在风的输运作用下，可燃气云在左侧围堰处堆积，并大量溢出围堰向接收站设备操作区漫延，可燃气云溢出左侧围堰最远距离为51.5 m，溢出左下角围堰最远距离为 13.5 m（图 3-c）；4号储罐泄漏后，由于附近3号储罐的阻挡作用，可燃气云绕开3号储罐向左上和左下角扩散，并在左下角围堰处溢出，距围堰最远距离为18.5 m（图3-d)；5号储罐泄漏后，由于4号储罐的阻挡效应，在风的输运作用下，可燃气云堆积在下侧罐区围堰并大量溢出，距围堰下侧最远距离达43.5 m（已经溢出至接收站围墙外，图3-e）。

图3 泄漏点位置对LNG可燃气云（浓度大于等于5%）扩散的影响图

综合各个储罐泄漏300 s后可燃气云的扩散分布情况可以看出：3号储罐泄漏后，在风的输运作用下，大量可燃气云溢出罐区围堰进入接收站设备操作区，最远溢出距离达51.5 m，可燃气云在设备操作区一旦被意外点火，将发生强烈爆炸与燃烧，造成人员伤亡、设备破坏，甚至导致部分储罐损毁等严重灾害后果。因此，在现有LNG接收站布局设计和气象条件下，3号储罐发生LNG泄漏对整个接收站的潜在危险性（灾害效应）是最大的。在后续研究中，LNG泄漏点均设置在3号储罐出液管处。

3.3 常风条件下LNG气云扩散灾害效应

假定该地常年风速为4.4 m/s、风向为45°，该LNG接收站泄漏后扩散形成的可燃气云形状如图4所示。可燃气云初期仍呈现明显重气扩散沉降特征，在围堰内近地面自由扩散，但受风、储罐和围堰的阻挡呈现不规则形状，故在其竖直方向上尤其是在围堰墙脚处分层明显，越贴近地面，气体浓度越高，并且浓度高于爆炸下限的气云集中分布在紧贴地面的高度，前期的可燃气云在围堰内像水一样地绕流储罐，后受45°风向影响一字排开。LNG接收站泄漏后扩散形成的窒息气云分布如图5所示，窒息区域主要呈现在储罐区范围内，其窒息区域将瞬间形成，而气云团爬上储罐时被风很快稀释，气云团在竖直方向浓度分层明显。

图4 常风条件下LNG气云扩散灾害效应区域分布示意图

图5 LNG气云扩散极限距离坐标系图

3.4 风和围堰对LNG泄漏与扩散灾害效应的敏感性分析

为研究风向、风速和围堰高度对LNG气云扩散的影响，选取风向 45°、90°、135°，风速 0.90 m/s、 4.40 m/s、9.35 m/s，并且在实际5 m的基础围堰高度上，增设了4 m、6 m高度进行LNG气云扩散定量分析，数值分析结果如表5、6所示。

定量分析不同因素对可燃气云最大可燃/窒息距离的影响程度值。采用相对偏差率RDR（Relative Deviation Ratio）来衡量每个影响因素的敏感值。RDR是指被影响指标产生的偏差率与影响因素自身的偏差率的比值，其可以衡量被影响指标因为影响因素的变化而导致数值发生变化的程度。定义如下：

表5 300 s时刻不同影响因素下最大可燃距离统计表

表6 300 s时刻不同影响因素下最大窒息距离统计表

式中cl表示气云在某因素下的可燃距离的最大偏差值； 表示被影响指标的平均值；cp表示影响因素本身数值的最大偏差；p表示影响因素自身数值的平均值。RDR的值与0偏差越大，表示该因素产生的影响越大，可燃气云对其越敏感。

根据表5和表6数据可以借助公式（1）计算得到各因素下的RDR值（表 7、8）。可以看出，300 s内，围堰高度对可燃气云的泄漏扩散影响最大，其对可燃气云的阻挡效应明显；而风速越大，对可燃气云的输运作用越明显，导致可燃气云扩散范围降低；而风向只是改变可燃气云的扩散方向，但对其影响较小。

表7 不同影响因素的可燃气云扩散范围相对偏差率统计表

表8 不同影响因素的窒息气云相对偏差率统计表

风向对LNG气云窒息范围影响最大，风向能引导窒息气云扩散的方向，其站内建筑物阻挡效应越明显，气云团在阻挡处堆积，影响最大；同理围堰高度对窒息气云范围的影响较大；而风速对窒息气云的输运作用明显，风速越大导致气云浓度降低，影响较小。综合来看，对可燃气云潜在爆炸灾害效应影响程度由大到小分别是围堰高度、风速和风向，而对气云窒息灾害效应影响程度由大到小分别是风向、围堰高度、风速。

3.5 可燃气云意外点火产生的爆炸灾害效应分析

接收站泄漏事故发生后围堰内快速积累大量可燃气云，一旦发生意外点火爆炸主要危险在于产生的近地面超压范围以及燃烧火球的高温热辐射区域。针对可燃气云意外点火爆炸进行研究，由上文研究结果可知，围堰高度对可燃气云覆盖影响最大，故选取LNG接收站围堰高度为4 m时，基于常风下（风速为4.4 m/s，风向45°）进行爆炸流场的计算。扩散的可燃气云在风和围堰的影响下形成浓重的气云团，在可燃气云浓度较高位置选取点火位置（350，287，1.5）作为点火源，在300 s时进行点火爆炸。

采用超压准则[18-19]作为爆炸产生的冲击波影响范围的评价标准，这类准则适用于作用时间短，能量较高的爆炸工况中，将离地 1.5 m 处 0.196 bar（1 bar＝0.1 MPa，下同）作为分析指标来评价爆炸产生的超压范围，选取超压范围的最大峰值来评价可燃气云爆炸产生冲击波的后果。模拟结果表明：意外点火爆炸造成的最大超压为1.01 bar（图6），爆炸核心区域工作人员直接死亡，建筑物倒塌。

图6 点火爆炸超压（大于等于0.196 bar）特征图

基于Baker理论[20-21]，火球热辐射的范围取决于空间中燃料的总质量，火球直径D、持续时间t、火球温度T与燃料质量M之间的关系式：

式中bG表示常量，2.04×104；M表示火球消耗的燃料质量，kg；T表示火球的温度，K；D表示火球直径，m；R表示目标到火球中心的距离，m；F表示常量，161.7。

使用Baker模型进行火焰热辐射评价，建立以泄漏源为原点的火焰热辐射毁伤坐标系。结合热剂量准则[16,22-23]，死亡边界处取592×103J/m2，三度烧伤取 375×103J/m2，二度烧伤取 250×103J/m2，一度烧伤取125×103J/m2进行火焰热辐射影响范围划分。

基于Baker理论对产生火球燃烧质量的验证，热辐射主要来源于爆炸产生的火球，计算结果表明点火后2 s时（点火时刻为泄漏时刻300 s），站内的火球发展到最大，直径为154 m、高度为1.5 m，火球中心坐标O1（－46，31）。通过Baker理论算出爆炸燃烧流场的燃料质量为38 724 kg，根据FLACS计算的流场空间内爆炸消耗的气云实际质量为：M实际＝ 41 000 － 4 530 ＝ 36 470 kg。通过计算可知，与Baker模型理论值偏差为6.18%，基本符合Baker理论，理论与模拟的偏差原因在于火焰的直径有一定程度的估大，形成的火球状并不规则，且贴近地面形状偏扁。

将火球中心坐标代入式（2）可以得到坐标系内某点（x，y）受到的热辐射Q1为：

计算的得出热辐射危险区域的分布情况见图7，其死亡半径为170.1 m，三度烧伤半径213.7 m、二度烧伤半径261.7 m、一度烧伤半径370.1 m，可见接收站发生LNG泄漏事故后，受围堰影响形成的气云团浓度、质量大，意外点火爆炸时产生的火球直径大，造成热辐射效应强烈。

4 结论

图7 火焰辐射危险区域图

1）LNG泄漏形成的气云扩散呈现明显的重气扩散特征，因重力沉特性降使可燃气云扩散时首先在地面堆积，在竖直方向上具有明显的分层效应，越贴近地面，浓度越高，随着高度增加，浓度又迅速减小；基于有风条件下，比较围堰内泄漏点位置对储罐泄漏事故灾害效应的影响，确定并假设其3号储罐发生LNG泄漏，气云扩散受重力沉降特性，受风、建筑物的影响一字排开；气云扩散形成的窒息区域主要在发生储罐泄漏事故附近范围内，其窒息灾害区域形成较小。

2）比较围堰高度、风向和风速对气云扩散灾害效应的影响，潜在爆炸灾害效应的影响程度由大到小分别是围堰高度、风速和风向；对窒息灾害效应的影响程度由大到小分别是风向、围堰高度、风速。因而，为防止发生泄漏事故灾害效应进一步加剧，建议设计接收站时适当加高接收站围堰高度，上风口增设鼓风器等装置，必要时候进行人工吹风，加快空气流通，降低事故产生的灾害效应。

3）大型LNG接收站应在围堰近地面杜绝点火源，在泄漏事故发生五分钟后围堰内意外点火爆炸，热辐射死亡最大半径为170.1m，三度烧伤最大半径为213.7 m，二度烧伤最大半径为261.7 m，一度烧伤最大半径为370.1 m，其气云团覆盖的范围基本是死亡区，人员重伤死亡。