渤海某平臺新增擋風(fēng)墻可燃?xì)庑孤╋L(fēng)險分析

李修峰，賈廷亮

中海油安全技術(shù)服務(wù)有限公司伊拉克分公司（天津 300456）

0 引言

我國渤海地區(qū)冬季寒冷，低溫大風(fēng)會對油氣生產(chǎn)設(shè)備可靠性造成較大影響。渤海某平臺建造時，為了冬季工藝設(shè)備防凍擋風(fēng)，中層甲板和下層甲板工藝區(qū)的東側(cè)和北側(cè)安裝有高度2.5 m 的擋風(fēng)墻。為減小大風(fēng)低溫對生產(chǎn)工藝的影響，需在工藝區(qū)的東側(cè)和北側(cè)新增擋風(fēng)墻或在原有基礎(chǔ)上加高，加強其擋風(fēng)防凍功能。

新增擋風(fēng)墻會改變平臺甲板的空間布局，影響海洋平臺的整體安全性。董久生等[1]從系統(tǒng)分析和因素分析兩個方面分析加裝擋風(fēng)墻所帶來的風(fēng)險；李玉田等[2]從對加裝擋風(fēng)墻對海洋平臺通風(fēng)效果的影響分析加裝擋風(fēng)墻的安全合理性。侍雁翔等[3]通過建立數(shù)值仿真模型分析某平臺加裝擋風(fēng)墻后對平臺氣體擴散的影響程度。生產(chǎn)設(shè)備發(fā)生泄漏，新增擋風(fēng)墻易造成泄漏氣體積聚[4-6]，積聚可燃?xì)馊舯稽c燃發(fā)生火災(zāi)爆炸事故[7-11]。國內(nèi)外對擋風(fēng)墻對海洋平臺油氣生產(chǎn)可燃?xì)庑孤┓治龆匡L(fēng)險評估較少，多數(shù)為定性分析。為定量評估新增擋風(fēng)墻是否安全、合理，建立模型分析泄漏天然氣的擴散過程[12]，分析新增擋風(fēng)墻對泄漏天然氣擴散及消散的影響，評估新增擋風(fēng)墻是否安全、合理可行。

1 數(shù)值仿真模型

該平臺為導(dǎo)管架平臺，共設(shè)5層甲板，分別是直升機甲板、上層甲板、中層甲板、下層甲板及工作甲板。其上設(shè)有透平發(fā)電機系統(tǒng)、原油生產(chǎn)處理設(shè)施、天然氣生產(chǎn)處理設(shè)施、注水系統(tǒng)設(shè)施和污水處理設(shè)施等。

1.1 模型建立

建立平臺數(shù)值模型，如圖1 所示。下層甲板高8 m，中層甲板高8.5 m。中層甲板和下層甲板工藝區(qū)的東側(cè)和北側(cè)在平臺建造時安裝有高2.5 m 和2.3 m的擋風(fēng)墻。

圖1 平臺三維模型

本文重點模擬分析該平臺中層甲板在新增擋風(fēng)墻前和新增擋風(fēng)墻后的氣體擴散過程。中層甲板主要設(shè)備有燃料氣滌氣罐、燃料氣加熱橇、TEG脫水塔、火炬分液罐、高壓氣壓縮機橇、中壓氣壓縮機橇、低壓氣壓縮機橇、原油緩沖罐、原油加熱器、油/油換熱器、二級分離器、一級分離器、低壓凝析油回收泵、中壓凝析油回收泵、凝析油分離器、凝析油冷卻器、中壓氣緩沖罐、高壓一級凝析油回收泵、高壓二級凝析油回收泵。中層甲板在新增擋風(fēng)墻前后的三維幾何模型如圖2所示。

圖2 新增擋風(fēng)墻后中層甲板幾何模型

新增擋風(fēng)墻主要包括中層甲板空壓機和制氮空壓機增加防風(fēng)罩；增加中甲板西北側(cè)和中/下層甲板東北角的擋風(fēng)墻；中/下甲板北側(cè)吊貨區(qū)安裝可移動式擋風(fēng)墻；下甲板生活污水處理橇北側(cè)增加擋風(fēng)墻，西北角處設(shè)置推拉門；下甲板生活污水處理橇西側(cè)增加擋風(fēng)墻；新增及原有擋風(fēng)墻底部縫隙增加可開啟蓋板。

1.2 計算域網(wǎng)格劃分

確定計算域為160 m×160 m×60 m，約為平臺尺寸的3 倍。采用分塊網(wǎng)格劃分法劃分網(wǎng)格，總網(wǎng)格數(shù)目為2 023 275。中層甲板非結(jié)構(gòu)體混合網(wǎng)格模型如圖3所示。

圖3 新增擋風(fēng)墻后中層甲板網(wǎng)格模型

1.3 參數(shù)設(shè)置

該區(qū)域生產(chǎn)天然氣相對密度0.612～0.708，高壓氣體壓縮機（中型）2.8 kg/s，燃?xì)庀礈炱鳎ㄖ行停?.3 kg/s，天然氣組分見表1。

表1 天然氣組分

風(fēng)速定義為所在海域年平均風(fēng)速6.0 m/s，該平臺所在海域冬季盛行北風(fēng)，所在海域年平均氣溫為9.5 ℃，最高氣溫為34.0 ℃，最低氣溫為-21.9 ℃。

2 泄漏氣體擴散過程仿真分析

2.1 風(fēng)場計算

選取全年平均風(fēng)速6.0 m/s為基本風(fēng)況，以北向單向風(fēng)速作為初始條件，計算平臺所在區(qū)域風(fēng)場。圖4、圖5分別為新增擋風(fēng)墻前和新增擋風(fēng)墻后中層甲板1 m高平面的風(fēng)速云圖。

圖4 新增擋風(fēng)墻前中層甲板風(fēng)速云圖

圖5 新增擋風(fēng)墻后中層甲板風(fēng)速云圖

受中層甲板區(qū)域擋風(fēng)墻及緊密布置設(shè)備、管線影響，來風(fēng)風(fēng)速減小，中層甲板區(qū)域風(fēng)速較小，風(fēng)速約0.5～2.2 m/s，部分區(qū)域達(dá)到靜風(fēng)狀態(tài)。由于中層甲板西北側(cè)新增擋風(fēng)墻，以及北側(cè)原有擋風(fēng)墻增高，該區(qū)域風(fēng)速明顯減小，風(fēng)速約0.5 m/s；由于中層甲板東北角新增擋風(fēng)墻，氣流變向，且在東側(cè)往后的一段區(qū)域形成風(fēng)速增大區(qū)，風(fēng)速約6.7～7.5 m/s。在緊鄰設(shè)備的下風(fēng)向區(qū)域形成回旋渦流，風(fēng)速較小，空氣流通效果差，泄漏可燃?xì)庖拙奂；匦郎u流區(qū)因布置集中、緊湊的設(shè)備結(jié)構(gòu)而形成，設(shè)備布局未改變。

2.2 新增擋風(fēng)墻前后泄漏天然氣擴散分析

原油、天然氣和水是生產(chǎn)工藝流程中的主要流動介質(zhì)，油氣生產(chǎn)設(shè)備、管道、閥門、法蘭接口等可能會因為腐蝕、設(shè)施質(zhì)量或施工質(zhì)量不達(dá)標(biāo)、管線連接部位松動等原因?qū)е掠蜌庑孤４送猓捎谌藛T操作失誤或操作不當(dāng)也可能造成油氣泄漏。

中層甲板二級分離器分離出來的低壓氣經(jīng)入口冷卻器冷卻到40 ℃后，進入一級壓縮機入口氣滌器分離液滴。低壓氣壓縮機入口氣滌器分出的氣體由一級壓縮機壓縮到800 kPa，經(jīng)出口冷卻器冷卻到40 ℃后，與來自一級分離器的中壓氣一起進入中壓氣壓縮機出口冷卻器冷卻到40 ℃后進入中壓氣壓縮機入口氣滌器除去液滴。中壓氣壓縮機入口氣滌器分出的氣體進入二級壓縮機增壓至2 000 kPa后，經(jīng)中壓氣壓縮機出口冷卻器冷卻到40 ℃，與來自段塞流捕集器的氣相一起進入中壓緩沖罐，緩沖罐分出的氣相經(jīng)高壓一級入口冷卻器冷卻到40 ℃后進入高壓一級壓縮機入口氣滌器除去液滴。高壓一級入口氣滌器分出的氣體進入到高壓一級壓縮機增壓至4 500 kPa后，經(jīng)高壓一級出口冷卻器冷卻到40 ℃，再進入高壓二級壓縮機入口氣滌器分離液滴。高壓二級入口氣滌器分出的氣體進入到高壓二級壓縮機增壓至7 400 kPa后，經(jīng)高壓二級出口冷卻器冷卻到40 ℃，再進入高壓氣出口洗滌器，其中，從高壓氣出口氣滌器出來的氣體部分用于氣舉氣，部分進入TEG脫水系統(tǒng)。

針對該平臺的工藝條件、實際運行環(huán)境條件，以及泄漏場景的合理分布，選取高壓氣體壓縮機中型泄漏（泄漏孔徑25 mm），泄漏初始速率2.8 kg/s，泄漏持續(xù)時間10 min。高壓氣體壓縮機進口/出口操作壓力為1.4/7.5 MPa，操作溫度為60/35 ℃。

泄漏氣體在風(fēng)速6.0 m/s、北向來風(fēng)條件下擴散，將天然氣1%濃度等值面定義為氣體的空間范圍。圖6、圖7分別為新增擋風(fēng)墻前、后天然氣擴散范圍。

圖6 新增擋風(fēng)墻前天然氣擴散范圍

圖7 新增擋風(fēng)墻后天然氣擴散范圍

新增擋風(fēng)墻前后，天然氣泄漏開始后迅速向中層甲板南側(cè)和上部擴散，覆蓋面積和空間體積均在短時內(nèi)迅速增大（表2）。中層甲板風(fēng)場在新增擋風(fēng)墻前相比新增擋風(fēng)墻后對泄漏天然氣影響較大，來風(fēng)稀釋泄漏的天然氣，相同時間內(nèi)，新增擋風(fēng)墻后泄漏天然氣的覆蓋面積和空間體積均較大。新增擋風(fēng)墻前，180 s氣云趨于穩(wěn)定，新增擋風(fēng)墻后，40 s氣云趨于穩(wěn)定，300 s后其分布范圍穩(wěn)定。由于新增擋風(fēng)墻的阻擋作用，新增擋風(fēng)墻部位風(fēng)速明顯減小，所以新增擋風(fēng)墻后氣云在40 s就逐漸穩(wěn)定，比新增擋風(fēng)墻前更易穩(wěn)定，不利于可燃?xì)怏w擴散。穩(wěn)定狀態(tài)下，新增擋風(fēng)墻前后可燃?xì)庠聘采w面積相差不大。

表2 新增擋風(fēng)墻前后中層甲板天然氣擴散對比

通過CFD 仿真計算分析，可直觀呈現(xiàn)兩種工況下平臺甲板風(fēng)場分布、泄漏氣體的擴散過程、各區(qū)域在各時間點的泄漏氣體分布及穩(wěn)定狀態(tài)下可燃?xì)怏w積聚形態(tài)，可定量評價新增擋風(fēng)墻對平臺安全風(fēng)險，評估新增擋風(fēng)墻的合理性。

2.3 新增擋風(fēng)墻前后泄漏天然氣消散對比

模擬泄漏停止后，在6.0 m/s 風(fēng)速、北向來風(fēng)條件下，大氣中泄漏的天然氣被稀釋到1%濃度的過程。圖8、圖9 分別為新增擋風(fēng)墻前、后泄漏天然氣的消散過程。

圖8 新增擋風(fēng)墻前泄漏天然氣的消散過程

圖9 新增擋風(fēng)墻后泄漏天然氣的消散過程

中層甲板在天然氣泄漏停止后，風(fēng)場作用下，積聚的天然氣迅速消散。新增擋風(fēng)墻前，15 s 左右天然氣覆蓋面積已消散至初始時刻的50%，35 s 時刻天然氣已完全消散。新增擋風(fēng)墻后，天然氣消散過程較慢，15 s 左右覆蓋面積為初始時刻的60%，32 s時刻完全消散。總體看，新增擋風(fēng)墻前后天然氣完全消散所需時間相差不大，新增擋風(fēng)墻對泄漏天然氣消散過程的影響不大。

通過CFD仿真計算分析，可直觀呈現(xiàn)可燃?xì)庠圃诟鲄^(qū)域各時間點的分布形態(tài)及分布量，至最終消散的過程，定量評價新增擋風(fēng)墻對可燃?xì)庠葡⑦^程的影響，評估新增擋風(fēng)墻的安全合理性。

3 結(jié)論

1）新增擋風(fēng)墻后風(fēng)速減小，但平臺內(nèi)部氣流方向和回旋氣流的分布基本無變化。

2）中層甲板在新增擋風(fēng)墻后氣體擴散覆蓋面積略微增大，可燃?xì)怏w空間體積略微減小。

3）中層甲板在天然氣泄漏停止后，新增擋風(fēng)墻前和新增擋風(fēng)墻后天然氣完全消散所需時間均為32s，新增擋風(fēng)墻對泄漏天然氣消散過程的影響不大。