楊志華，宋佩月，付建民，李 震，張新琪，楊德鋮

(1.國家管網(wǎng)集團(tuán)東部原油儲運(yùn)有限公司，江蘇 徐州 221000；2.中國石油大學(xué)(華東) 海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心，山東 青島 266580；3.湖北文理學(xué)院，湖北 襄陽 441053)

0 引言

原油儲備庫是原油儲運(yùn)的重要場所，儲罐數(shù)量多、儲量大，是引發(fā)火災(zāi)爆炸事故的危險源。國內(nèi)消防部門調(diào)查結(jié)果表明，油罐池火災(zāi)中原油儲罐占40%，居第1位。目前我國10萬m3的大型原油儲罐已成為原油儲備工程建設(shè)的主要項(xiàng)目，已建成的大型原油儲罐多達(dá)幾百座[1]。隨著原油儲罐向大容量發(fā)展，油庫安全問題日益突出。原油易蒸發(fā)、易沸溢，蒸發(fā)油氣易燃爆，原油儲罐火災(zāi)事故災(zāi)害形式多變，事故發(fā)展迅速，破壞威力大，救援難度大[2]。原油泄漏后一旦發(fā)生火災(zāi)事故，將造成嚴(yán)重后果。

內(nèi)浮頂儲罐是石油化工企業(yè)常見的原油儲罐類型，綜合考慮起火點(diǎn)部位、火點(diǎn)形狀、物料類型、燃燒形式四項(xiàng)要素，內(nèi)浮頂儲罐火災(zāi)模式分為外罐點(diǎn)狀液體表面火災(zāi)、罐頂點(diǎn)狀氣體表面火災(zāi)、罐頂線狀氣體噴射火災(zāi)、罐內(nèi)浮盤半液面池火災(zāi)、罐內(nèi)浮盤上下液面池火災(zāi)、罐內(nèi)全液面池火災(zāi)、防火堤內(nèi)面狀液體池火災(zāi)7種[3]。目前對油罐火災(zāi)已有大量研究，莊磊等[4]通過數(shù)值模擬得到直徑20 m的柴油儲罐燃燒在無風(fēng)和有風(fēng)條件下的熱輻射空間分布規(guī)律。張琰等[5]使用KameleonFireEx模擬汽油儲罐管道泄漏的火災(zāi)事故，計(jì)算得到流淌火災(zāi)蔓延發(fā)展過程以及溫度場和熱輻射場等特征參數(shù)的變化規(guī)律。Fei等[6]采用火災(zāi)模擬軟件FDS對二氯丙烷儲罐區(qū)池火災(zāi)事故進(jìn)行數(shù)值模擬，得到了池火燃燒過程中火焰和煙氣的發(fā)展規(guī)律。在各類油罐事故中，油罐破裂泄漏、甚至溢油事故造成的損失和損害最為嚴(yán)重，這是因?yàn)樾孤┑拇罅吭涂赡軘U(kuò)散漫過防火堤。當(dāng)前的研究中缺少對于大型原油儲罐泄漏后生成防火堤局部小范圍面狀池火的熱輻射特性研究。采用數(shù)值模擬方法可較好地觀察發(fā)展規(guī)律且影響因素可控，火災(zāi)模擬軟件FDS是基于大渦模擬(LES)的三維計(jì)算流體力學(xué)(CFD)軟件，采用數(shù)值求解受火災(zāi)浮力驅(qū)動的低馬赫流動N-S方程，對計(jì)算火災(zāi)中煙氣流動和熱傳遞過程中的熱輻射強(qiáng)度得到了大量驗(yàn)證，準(zhǔn)確度較高[7]。

本文針對典型罐組10萬m3的大型原油儲罐大孔泄漏后在隔堤形成的液池火災(zāi)，采用CFD軟件FLUENT和火災(zāi)模擬軟件FDS模擬可能產(chǎn)生的隔堤面狀液池火災(zāi)，使用FLUENT計(jì)算儲罐在發(fā)生泄漏事故時原油液池分布區(qū)域，將計(jì)算結(jié)果輸入FDS模擬發(fā)生隔堤內(nèi)液池火災(zāi)的特性及熱輻射煙氣分布，以及對相鄰罐區(qū)熱輻射影響，并模擬不同風(fēng)向條件，計(jì)算風(fēng)向?qū)Ω舻堂鏍钜撼鼗馂?zāi)燃燒影響。通過對實(shí)際儲罐尺寸以及布置位置的分析，研究泄漏過程以及泄漏后液池火災(zāi)的影響范圍和變化規(guī)律。為大型原油儲罐泄漏后的防火堤液池火災(zāi)事故防范、處置與應(yīng)急救援提供參考和數(shù)理依據(jù)。

1 儲罐泄漏擴(kuò)散數(shù)值分析

1.1 泄漏速率

原油儲罐存量大，罐壁腐蝕穿孔可導(dǎo)致罐內(nèi)原油發(fā)生泄漏，泄漏后的原油在防火堤內(nèi)流淌擴(kuò)散遇到點(diǎn)火源后將引發(fā)防火堤內(nèi)面狀液池火災(zāi)。由于10萬m3原油儲罐的直徑長達(dá)80 m，因此泄漏對液位的影響極小，忽略儲罐內(nèi)部的建模，通過伯努利方程求解出對應(yīng)泄漏孔高度的泄漏速率，以恒定的泄漏速率進(jìn)行泄漏模擬，伯努利方程如式(1)所示：

(1)

式中：P1為儲罐內(nèi)原油界面上的壓力，Pa；v1是儲罐內(nèi)原油的速度，m/s；由于是常壓儲罐且液面靜止，因此P1=0，v1=0；ρ是原油密度，取849.2 kg/m3；g是重力加速度，9.81 m/s2;P2是泄漏孔處的壓力，0 Pa；v2是泄漏孔處的泄漏速率，m/s；h1、h2分別為原油界面的高度和泄漏孔的高度，m。

泄漏速率公式如式(2)所示：

(2)

式中：Δh為泄漏孔與原油界面的高度差，m。

根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)《化工企業(yè)定量風(fēng)險評價導(dǎo)則》(AQ/T 3046—2013)[8]，泄漏場景中的泄漏孔徑可分為孔洞泄漏與完全破裂2類[9]。

本文研究的原油儲罐直徑為80 m，容積為10×104m3，可能發(fā)生泄漏的罐壁腐蝕及管道破裂場景設(shè)備內(nèi)徑都超過150 mm?？紤]到由于儲罐發(fā)生災(zāi)難性破裂的可能性極低，大孔泄漏相較于小孔泄漏及中孔泄漏，其泄漏量更大，基于保守計(jì)算原則，研究儲罐大孔泄漏場景，根據(jù)泄漏孔徑標(biāo)準(zhǔn)，選擇100 mm孔徑泄漏場景進(jìn)行研究，100 mm孔徑泄漏面積S1為7.85×10-3m2。

綜上所述，儲罐罐壁泄漏場景采用100 mm泄漏孔徑進(jìn)行仿真模擬計(jì)算。根據(jù)以下準(zhǔn)則定義每個泄漏孔的方案：考慮原油儲罐為軸對稱圓柱體，在罐組中的位置因素以及隔堤池火對罐組內(nèi)其余儲罐影響，以45°為間隔設(shè)置5個泄漏點(diǎn)，設(shè)置泄漏點(diǎn)的罐壁方向分別為：0°、45°、90°、135°、315°(以水平向右方向?yàn)?°)，分別研究儲罐原油向不同方向泄漏的液池擴(kuò)展后果以及泄漏原油對防火堤墻壁、防火堤角落處、相鄰儲罐的影響。

1.2 模型建立及參數(shù)設(shè)置

根據(jù)《石油化工企業(yè)防火設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50160—2008)[10]和《儲罐區(qū)防火堤設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50351—2014)[11]，采用ANSYS Workbench軟件建立典型成組布置的十萬立方大型原油儲罐區(qū)模型，儲罐區(qū)布置4個儲罐，形狀近似圓柱形，直徑為80 m，高度為23.5 m，液位高度為19 m，防火堤高度為2 m，隔堤高度為0.8 m。分別對儲罐內(nèi)壁、外壁及內(nèi)外壁之間的空腔以及對儲罐泄漏孔、防火堤、隔堤以及溝渠進(jìn)行建模，模型如圖1～2所示。采用Meshing軟件劃分非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，另外對泄漏孔處及出口網(wǎng)格進(jìn)行加密，以保證計(jì)算的精確性，劃分161 750個網(wǎng)格單元。對儲罐防火堤泄漏孔處和溝渠的網(wǎng)格進(jìn)行加密，共有286 561個網(wǎng)格。

圖1 儲罐罐體泄漏模型Fig.1 Leakage model of storage tank body

圖2 罐區(qū)防火堤泄漏模型Fig.2 Leakage model of fire dike in tank farm

將泄漏孔作為整個模型的物料輸入口，根據(jù)伯努利方程和液位高度不變假設(shè)可知，泄漏速率一直保持穩(wěn)定，且原油為不可壓縮流體，選擇速度入口作為泄漏孔的邊界條件，速度大小由公式(2)計(jì)算。

原油從泄漏孔進(jìn)入儲罐內(nèi)外壁之間的空腔后受重力影響向下流動至模型底部，模型底部連通大氣環(huán)境，因此儲罐內(nèi)外壁均設(shè)置為壁面邊界條件,模型底部設(shè)置為壓力出口，壓力為0。將防火堤、隔堤、儲罐壁都設(shè)置為壁面條件,泄漏孔設(shè)置為質(zhì)量流量入口，流量大小依據(jù)儲罐壁泄漏孔大小確定，溝渠出口與大氣連通，設(shè)置為壓力出口，壓力為0。

1.3 計(jì)算結(jié)果

原油在儲罐壁發(fā)生泄漏，泄漏原油在儲罐壁上形成半圓弧狀流態(tài)，最終在重力作用下沉降至儲罐底部，如圖3所示。

圖3 單罐罐壁泄漏Fig.3 Leakage of single tank wall

定義高度為3 m、孔徑為0.1 m的泄漏孔，分別對0°、45°、90°、135°、315°方向泄漏場景進(jìn)行仿真模擬。經(jīng)過儲罐壁泄漏仿真計(jì)算，將沉降至儲罐底座的原油泄漏速率帶入防火堤泄漏模型中，在底座與包覆層的縫隙中呈弧線狀流淌溢出，圖4為泄漏120 s時刻0°、45°、90°、135°、315°方向泄漏場景原油液池分布圖。

圖4 不同泄漏方向下的液池分布Fig.4 Distribution of liquid pool under different leakage directions

由圖4可知，在0.1 m泄漏孔徑下，模擬時間到達(dá)120 s時儲罐各個泄漏方向都已形成一定面積液池，原油泄漏后首先在隔堤內(nèi)形成液池并隨著泄漏時間不斷擴(kuò)散，儲罐區(qū)防火堤內(nèi)設(shè)置雨水收集槽及集液池，液池擴(kuò)散至雨水收集槽后原油流入集液池內(nèi)，泄漏流淌至隔堤的原油與流入底部雨水收集槽的原油流量達(dá)到一致后在隔堤內(nèi)產(chǎn)生相對穩(wěn)定面積的液池，此時液池流入和流出都已達(dá)到動態(tài)平衡狀態(tài)，液池面積不會隨時間繼續(xù)增長。在模型中原油并未漫溢過隔堤進(jìn)入相鄰儲罐隔堤內(nèi)。

圖4(c)泄漏方向?yàn)?0°向相鄰相鄰儲罐(2號儲罐)方向泄漏場景下，在隔堤內(nèi)液池面積達(dá)到穩(wěn)定時原油覆蓋分布在泄漏方向且沿雨水收集槽向兩側(cè)流動，液池整體分布類似漏斗狀，覆蓋面積555.15 m2。圖4(b)泄漏方向?yàn)?5°場景下液池由泄漏孔處聚集向兩側(cè)隔堤擴(kuò)展流向兩側(cè)雨水收集槽中，形狀類似三角形，最終穩(wěn)定液池面積約為1 456.65 m2。圖4(e)泄漏方向?yàn)?15°場景下液池面積最終穩(wěn)定在1550.75 m2。圖4(d)泄漏方向?yàn)?35°場景下原油泄漏后向4個儲罐中央地區(qū)擴(kuò)展并在雨水收集槽附近向兩側(cè)流出，最終形成液池面積約為869.14 m2。圖4(a)泄漏方向0°場景下泄漏液池形狀接近于模型1泄漏方向90°中形狀，但由于儲罐壁距離0°方向防火堤較近，所以形成的液池較寬，高濃度液池區(qū)域面積較大，液池形狀接近矩形，液池面積約為1 313 m2。

根據(jù)圖中泄漏液池分布，儲罐泄漏孔靠近兩側(cè)隔堤處擴(kuò)散形成的液池面積較大，儲罐泄漏孔靠近單側(cè)隔堤處擴(kuò)散形成的液池面積較小，這是由于泄漏位置與隔堤附近雨水收集槽的距離與分布位置不同導(dǎo)致，在隔堤雨水收集槽距離泄漏位置較近時由于泄漏原油初始速度較大，液池分布面積較大。

2 隔堤池火模擬

2.1 模型建立

根據(jù)典型儲罐區(qū)中儲罐與管線排布，在FDS中創(chuàng)建罐區(qū)實(shí)際尺寸的設(shè)備模型。考慮FDS中模型數(shù)值計(jì)算的局限性，創(chuàng)建由長方體板進(jìn)行旋轉(zhuǎn)拼接得到的儲罐罐壁模型，儲罐頂浮盤由三角形沿中心旋轉(zhuǎn)復(fù)制得到。圖5為罐區(qū)模型。

圖5 罐區(qū)模型Fig.5 Model of tank farm

2.2 場景模擬

以泄漏儲罐(1號儲罐)中心為原點(diǎn)，以東為X軸正方向，設(shè)定的區(qū)域坐標(biāo)區(qū)間為X=(-160∶700)，Y=(-312∶200)。Z方向的模擬范圍參考Heskstad模型計(jì)算的火焰高度決定，如式(3)所示：

(3)

式中，Q為熱釋放速率，8 540 800 kW，代入得到火焰高度H約為57.6 m，D為火源直徑?？紤]火焰脈動影響，Z方向的模擬范圍設(shè)置為0～100 m。

通過火源特征直徑D*確定網(wǎng)格尺寸大小，研究表明，當(dāng)網(wǎng)格尺寸取火源特征直徑的1/10時，模擬結(jié)果較為精確?；鹪刺卣髦睆饺缡?4)所示：

(4)

式中：ρ∞為空氣密度，1.27 kg/m3，c∞為空氣比熱容，常溫常壓下為1.004 kJ/(kg·K)；T∞為環(huán)境溫度，300 K；g為重力加速度，9.81 m/s2。據(jù)此計(jì)算的火源特征直徑約為34.8 m。查閱相關(guān)文獻(xiàn)以及進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，胡隆華[12]選用FDS對某全尺寸隧道火災(zāi)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算的結(jié)果顯示，當(dāng)遠(yuǎn)火源區(qū)域的網(wǎng)格尺寸介于 0.1D*～0.12D*，近火源區(qū)域尺寸介于 0.05D*～ 0.06D*時，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合度較高；陳霖[13]在火災(zāi)模擬的結(jié)果中推薦，按0.05D*～0.075D*對網(wǎng)格進(jìn)行劃分結(jié)果較為理想；彭婷等[14]認(rèn)為采用0.05D*的網(wǎng)格尺寸進(jìn)行計(jì)算更為合理。本文核心著火區(qū)域范圍是X=(144∶240)，Y=(144∶240)，網(wǎng)格尺寸為為0.4 m；近火源儲罐區(qū)范圍是X=(0∶300)，Y=(0∶300)，Z=(0∶60)，網(wǎng)格尺寸為0.057D*(2 m)，其他區(qū)域網(wǎng)格尺寸為0.1D*(取整3 m),網(wǎng)格總數(shù)為1 391 657個。儲罐區(qū)網(wǎng)格尺寸如圖6所示。

圖6 儲罐區(qū)網(wǎng)格尺寸Fig.6 Grid size of tank farm

以FLUENT計(jì)算得到原油泄漏后液池擴(kuò)散分布區(qū)域?yàn)榛A(chǔ)，在FDS軟件中設(shè)置液池燃燒面，得到原油儲罐泄漏后發(fā)生隔堤池火燃燒的熱輻射和火焰煙氣分布。模擬時間設(shè)定為120 s，經(jīng)過FDS模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)各種場景下的隔堤池火發(fā)展?fàn)顟B(tài)中在120 s時刻池火都已達(dá)到穩(wěn)定燃燒狀態(tài)。圖7為根據(jù)液池擴(kuò)散分布面積設(shè)置的池火燃燒面，池火災(zāi)區(qū)域?qū)?yīng)圖4液池區(qū)域，場景1～5分別根據(jù)0°、45°、90°、135°、315°方向泄漏形成的原油液池分布進(jìn)行隔堤液池火災(zāi)模擬。

圖7 液池燃燒面設(shè)置Fig.7 Setting of combustion surface of liquid pool

煙氣在風(fēng)的作用下會擴(kuò)散至相鄰儲罐周圍，會給相鄰儲罐造成影響，圖8為120 s時刻火焰煙氣分布。

圖8 120 s時刻火焰煙氣分布Fig.8 Distribution of flame and smoke at 120 s

3 隔堤液池火災(zāi)后果對比

3.1 無風(fēng)條件隔堤池火火焰特征值分析

模擬無風(fēng)條件下池火燃燒，圖9為場景2池火燃燒側(cè)切面溫度圖，此刻時間為22.3 s，池火燃燒開始后火焰首先卷曲上升，進(jìn)入穩(wěn)定燃燒階段后在靠近儲罐壁燃燒，儲罐壁溫度達(dá)到370 ℃，火焰高度超出罐頂高度。

圖9 火焰溫度圖Fig.9 Diagram of flame temperature

分別沿儲罐壁自1.5 m高、每隔4.5 m設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)，圖10為液池火災(zāi)對儲罐壁熱輻射強(qiáng)度隨時間變化規(guī)律。位于儲罐正下方的液池火災(zāi)對儲罐造成的熱輻射極大，發(fā)生液池火災(zāi)后儲罐外壁鋼結(jié)構(gòu)會受到炙烤變形，長時間炙烤下將導(dǎo)致儲罐破裂。即使是受熱輻射強(qiáng)度最小的19.5 m高處罐頂監(jiān)測點(diǎn)位置，在火焰發(fā)展到91s時，熱輻射強(qiáng)度也已達(dá)到129 kW/m2，受熱輻射最大的1.5 m高處罐底監(jiān)測點(diǎn)位置最高熱輻射強(qiáng)度可達(dá)352 kW/m2，根據(jù)火焰熱輻射強(qiáng)度傷害準(zhǔn)則，熱輻射強(qiáng)度超過37.5 kW/m2時設(shè)備會嚴(yán)重破壞[15]。

圖10 不同高度儲罐壁熱輻射強(qiáng)度分布圖Fig.10 Distribution of thermal radiation intensities on tank wall at different heights

3.2 風(fēng)場條件下臨罐熱輻射強(qiáng)度

在不同位置發(fā)生泄漏后產(chǎn)生的隔堤池火中，火焰雖然在隔堤阻擋下不會蔓延到相鄰儲罐，但是煙氣在風(fēng)的作用下會擴(kuò)散至相鄰儲罐周圍，通過監(jiān)測點(diǎn)觀察相鄰儲罐熱輻射強(qiáng)度。

圖11為場景2中距離池火最近的2號儲罐罐壁不同高度所受熱輻射強(qiáng)度對比，最強(qiáng)熱輻射值出現(xiàn)在2號儲罐1.5～15.0 m高度之間，熱輻射強(qiáng)度最高可達(dá)2.44 kW/m2。為了防止1號儲罐液池火災(zāi)對2號儲罐熱輻射影響，應(yīng)當(dāng)針對此罐壁區(qū)域強(qiáng)化噴淋設(shè)置或增加保溫隔熱包覆層。

圖11 場景2不同高度臨罐熱輻射強(qiáng)度Fig.11 Thermal radiation intensities of adjacent tank at different heights in scene 2

圖12為場景2中不同風(fēng)向?qū)?號儲罐所受熱輻射強(qiáng)度的影響。在不同風(fēng)向影響下，2號儲罐罐壁受到的熱輻射強(qiáng)度整體上均呈現(xiàn)隨時間上升趨勢，其中135°風(fēng)向時熱輻射強(qiáng)度最大。38 s之后出現(xiàn)急速上升趨勢，熱輻射強(qiáng)度最大值出現(xiàn)在55.1 s，達(dá)到了11.28 kW/m2，此時刻之后熱輻射強(qiáng)度呈現(xiàn)下降趨勢。

圖12 場景2不同風(fēng)向臨罐熱輻射強(qiáng)度Fig.12 Thermal radiation intensities of adjacent tank under different wind directions in scene 2

總結(jié)分析幾組場景，風(fēng)對相鄰儲罐受到的池火熱輻射強(qiáng)度影響明顯，不同風(fēng)向影響程度不同，由于罐區(qū)內(nèi)特殊布局，儲罐圓柱形罐體對火焰發(fā)展以及熱輻射傳播具有阻擋作用，流體運(yùn)動到儲罐附近產(chǎn)生圓柱繞流現(xiàn)象。如表1所示，場景1至場景4中對相鄰儲罐產(chǎn)生較高熱輻射強(qiáng)度的風(fēng)向均為135°。

表1 液池方向與風(fēng)向影響表Table 1 Influence of liquid pool directions and wind directions

由于池火建模采用軸對稱方式，對稱軸恰好為135°，故當(dāng)池火場景發(fā)生在對稱軸另一半時，對相鄰儲罐產(chǎn)生較高熱輻射強(qiáng)度的風(fēng)向也依然為135°，即在隔堤池火災(zāi)事故場景中，指向罐區(qū)方向的來風(fēng)將始終為相鄰儲罐帶來較高的熱輻射強(qiáng)度。

4 結(jié)論

1)原油儲罐罐壁發(fā)生大孔泄漏后將在隔堤內(nèi)形成相對穩(wěn)定面積的液池，在儲罐不同方位處泄漏形成的液池面積與儲罐壁和雨水收集槽距離相關(guān)。

2)位于儲罐正下方的隔堤池火對儲罐造成的熱輻射極大，在火焰發(fā)展初期熱輻射便已達(dá)到破壞鋼結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度。

3)風(fēng)對相鄰儲罐受到的池火熱輻射強(qiáng)度影響明顯，當(dāng)池火發(fā)生在儲罐隔堤任意位置時，指向罐區(qū)中心方向的來風(fēng)將始終為相鄰儲罐帶來較高的熱輻射強(qiáng)度。