水下管道向下泄漏的羽/射流特性

張軍，臧曉剛，張園春，何宏舟，陳懷民

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水下管道向下泄漏的羽/射流特性

張軍1，臧曉剛1，張園春2，何宏舟1，陳懷民1

（1集美大學(xué)機(jī)械與能源工程學(xué)院，福建省能源清潔利用與開發(fā)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建廈門 361021；2長(zhǎng)慶油田勘探開發(fā)研究院，陜西西安710018）

對(duì)水下管道向下泄漏的羽流特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)及理論研究。采用拉格朗日控制體積分法建立了向下運(yùn)動(dòng)的羽動(dòng)力模型，并對(duì)羽流參數(shù)進(jìn)行了模擬。模擬結(jié)果表明模型對(duì)羽流半徑及長(zhǎng)度的預(yù)測(cè)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本相符，但在接近羽流終端時(shí)，對(duì)羽流半徑的預(yù)測(cè)結(jié)果要高于實(shí)驗(yàn)值。實(shí)驗(yàn)及模擬結(jié)果還表明，向下泄漏時(shí)羽流的初始動(dòng)量衰減很快，與向上泄漏時(shí)羽流相比，羽流長(zhǎng)度很短。隨著Froude數(shù)的增大，向上羽流的長(zhǎng)度增長(zhǎng)較大，而向下羽流的長(zhǎng)度卻增長(zhǎng)緩慢。

水下管道；向下泄漏；羽流動(dòng)力特性；數(shù)值模擬；實(shí)驗(yàn)研究

引 言

隨著海上油氣田的不斷開發(fā)及其他海上活動(dòng)的日益增多，海底輸油管道已逐漸成為石油天然氣輸送的有效工具[1-2]。這些海底管道雖然在經(jīng)濟(jì)建設(shè)中發(fā)揮著重要作用，但由于施工、人為事故、管道腐蝕等各種因素而對(duì)海洋環(huán)境破壞的潛在危害也日益增大[3-4]。因此，開展對(duì)水下油管泄漏及溢油運(yùn)動(dòng)規(guī)律的研究對(duì)于泄漏事故的風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估、泄漏后的緊急響應(yīng)及對(duì)污染物的控制有極為重要的實(shí)際意義。因水下泄漏產(chǎn)生的溢油最初是以水下射流或羽流形式釋放的，因此，對(duì)水下羽射流動(dòng)力學(xué)特性的研究對(duì)于理解溢油在水中的運(yùn)動(dòng)規(guī)律極為重要。有關(guān)這方面研究在不少文獻(xiàn)中有所涉及[5-8]。如Hirst[5]對(duì)水下圓柱射流進(jìn)行了研究，采用質(zhì)量、動(dòng)量、能量積分方程對(duì)射流的寬度、長(zhǎng)度及射流軸線的溫度分布進(jìn)行了預(yù)測(cè)。Yapa等[6-7]針對(duì)海底溢油事故，采用拉格朗日積分法建立了溢油的浮羽動(dòng)力學(xué)理論模型，模型考慮了周圍海流狀況及射流中油向周圍海水中的擴(kuò)散及溶解。Johansen[8]也建立了類似的Lagrangian型羽動(dòng)力模型。其他學(xué)者對(duì)這些模型進(jìn)行了進(jìn)一步的改進(jìn)，并對(duì)許多水下溢油事故進(jìn)行了成功的預(yù)測(cè)[9-11]。文獻(xiàn)[12]對(duì)浮羽射流的三維軌跡進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，采用光衰減技術(shù)（light attenuation technique）對(duì)羽流的最高濃度位置進(jìn)行跟蹤。文獻(xiàn)[13]考慮羽流因橫向海流或水平動(dòng)量的影響發(fā)生彎曲的因素，采用羽流的水平及垂直方向的質(zhì)量、動(dòng)量守恒及一個(gè)有關(guān)水的夾帶率的經(jīng)驗(yàn)公式，建立了一個(gè)水下油氣水平釋放的動(dòng)力學(xué)模型。文獻(xiàn)[14]采用拉格朗日控制體積分法及拉格朗日顆粒隨機(jī)行走法較為全面地模擬了深水油氣釋放的遷移及歸宿，模擬中考慮了水化物的生成。這些研究對(duì)于水下溢油事故的應(yīng)急處理無(wú)疑提供了很好的理論指導(dǎo)，但這些研究均是針對(duì)水下溢油的向上（或者傾斜及水平）釋放的，而目前對(duì)于水下溢油的向下釋放卻研究較少，而實(shí)際場(chǎng)合中很可能會(huì)遇到這種泄漏工況。如由于海底地形的變化，經(jīng)常會(huì)出現(xiàn)懸跨管段，如果在管道下部因腐蝕或其他原因出現(xiàn)泄漏，將會(huì)產(chǎn)生油的向下泄漏釋放，此時(shí)羽流在初始動(dòng)量作用下首先向下運(yùn)動(dòng)，當(dāng)初始動(dòng)量耗費(fèi)完后才開始在浮力作用下向上遷移，這將與油的向上泄漏時(shí)有極大的不同。文獻(xiàn)[15]雖涉及水下懸跨管的向下泄漏，但僅采用商業(yè)軟件FLUENT模擬了泄漏后油管周圍的流場(chǎng)及溫度場(chǎng)分布，沒(méi)有涉及任何有關(guān)羽流動(dòng)力學(xué)理論模型的建立，也沒(méi)有進(jìn)行相關(guān)的實(shí)驗(yàn)測(cè)試。基于上述原因，對(duì)水下管道向下泄漏及所形成的羽射流動(dòng)力特性進(jìn)行了一定的實(shí)驗(yàn)及理論研究，為這種工況下的水下溢油研究提供一定借鑒。

1 實(shí)驗(yàn)配置

實(shí)驗(yàn)是在靜水箱中進(jìn)行。實(shí)驗(yàn)配置如圖1所示。油液由油泵1泵出，通過(guò)閥門2、壓力表3，流入透明水箱8中的透明實(shí)驗(yàn)段5，實(shí)驗(yàn)段內(nèi)徑為30 mm，水平安裝在水箱水中。在實(shí)驗(yàn)段中部下壁面開有直徑為2 mm的泄漏孔，泄漏孔出口距離水箱底部為300 mm。在實(shí)驗(yàn)段泄漏孔的上下游分別安裝精密流量計(jì)4、6（LWGY型渦輪流量傳感器，量程0.02～2 m3·h-1，測(cè)量誤差小于0.5%），用于測(cè)量泄漏流量。油液通過(guò)實(shí)驗(yàn)段后流回油箱。實(shí)驗(yàn)油品為柴油，密度為815 kg·m-3，動(dòng)力黏度為0.00426 Pa·s。水箱中的水為自來(lái)水，密度為997 kg·m-3，動(dòng)力黏度為0.001 Pa·s。實(shí)驗(yàn)中羽射流形態(tài)采用Sony ILCE-5100相機(jī)拍攝錄像采集（拍攝速度為25 frame·s-1），通過(guò)安裝在水箱上的標(biāo)尺及圖像放大倍率可獲得羽流相關(guān)尺寸。通過(guò)調(diào)節(jié)閥2，可調(diào)節(jié)實(shí)驗(yàn)段內(nèi)壓力，從而獲得不同的泄漏流量。

1—oil pump; 2—valve; 3—pressure gauge; 4,6—flowmeter; 5—transparent test section; 7—oil tank; 8—transparent water tank

2 理論模型

對(duì)于水下溢油的理論模擬，多數(shù)學(xué)者將溢油運(yùn)動(dòng)分為兩個(gè)階段來(lái)分別處理[6-7,11]。第1個(gè)階段為羽動(dòng)力階段，即油液泄漏后形成的羽流，此時(shí)溢油主要依靠初始動(dòng)量驅(qū)動(dòng)。當(dāng)初始動(dòng)量消耗完后，大量油滴將主要依靠浮力及周圍海流的作用而運(yùn)動(dòng)，此即第2個(gè)階段——浮力階段。在羽動(dòng)力階段，主要采用羽動(dòng)力模型來(lái)獲得油水混合物的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，而在浮力階段，一般采用拉格朗日顆粒跟蹤法來(lái)模擬油滴群的運(yùn)動(dòng)，并最終獲得溢油在水中的整個(gè)運(yùn)動(dòng)規(guī)律。由于本研究主要局限于水下管道向下泄漏的羽流特性，故這里僅限于羽動(dòng)力模擬，而不涉及第2階段溢油運(yùn)動(dòng)。對(duì)于向下泄漏的羽流，這里采用Yapa等[6-7]的拉格朗日控制體積分法來(lái)建立羽流動(dòng)力模型。即在每一時(shí)刻將溢油及水混合物視為一系列控制單元體，通過(guò)控制單元體的質(zhì)量、動(dòng)量、濃度等守恒方程來(lái)建立羽流動(dòng)力學(xué)模擬。假如不考慮油的壓縮性、油在水中的溶解及水密度、溫度等的變化，每個(gè)控制單元體守恒方程可建立如下：

質(zhì)量守恒

式中，為單元體內(nèi)油水混合物質(zhì)量；w為周圍水的密度；e為周圍水流的卷吸流率；為時(shí)間。

動(dòng)量守恒

式中，、、分別為單元體混合物在、、方向的速度；w、w、w分別為周圍水在3個(gè)坐標(biāo)方向的速度；為單元體混合物密度；和分別為羽流的半徑及厚度（=Δ）；式(4)右邊第2項(xiàng)反映浮力對(duì)羽流的作用。假如速度為正，則浮力方向與之相反，這是與向上泄漏所不同的。

濃度守恒

式中，為單元體內(nèi)油質(zhì)量濃度；w為周圍水體中的油濃度。

對(duì)于卷吸流率，如僅考慮剪切卷吸，可表達(dá)為

式中，為卷吸系數(shù)，許多學(xué)者進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)研究，給出各種實(shí)驗(yàn)值[16]，這里采用文獻(xiàn)[17]的實(shí)驗(yàn)關(guān)系式

式中與羽流的Froude數(shù)有關(guān)，可表達(dá)為

式(9)表明，卷吸量與羽流的局部Froude數(shù)b有關(guān)。

采用上述理論模型計(jì)算時(shí)必然涉及羽流的終止準(zhǔn)則，即羽流最大延伸的長(zhǎng)度。對(duì)于羽流終止準(zhǔn)則，目前主要有3個(gè)準(zhǔn)則[6-7,9]：①中性浮力準(zhǔn)則（NBL，neutral buoyancy level），即在羽流上升過(guò)程中，羽流（油水混合物）密度達(dá)到周圍水密度時(shí)，羽動(dòng)力階段將結(jié)束；②滴浮力速度準(zhǔn)則（VC，droplet buoyant velocity criterion），即當(dāng)羽流速度降低到油滴浮力速度時(shí)，羽流終止；③零速度準(zhǔn)則（zero velocity criterion），即羽流速度變?yōu)?時(shí)，羽流終止。對(duì)于管道向下泄漏，羽流在初始動(dòng)量作用下向下運(yùn)動(dòng)，當(dāng)初始動(dòng)量耗費(fèi)完后，油滴群才開始在浮力作用下向上遷移。顯然以零速度準(zhǔn)則為羽流終止準(zhǔn)則更為客觀。為了揭示向下泄漏不同于向上泄漏羽流的一些特點(diǎn)，本研究也計(jì)算了向上羽流的運(yùn)動(dòng)規(guī)律[對(duì)于向上泄漏，浮力方向與羽流運(yùn)動(dòng)方向相同，故式(4)右邊第二項(xiàng)的符號(hào)與向下泄漏時(shí)相反]。對(duì)于向上泄漏，研究表明滴浮力速度準(zhǔn)則更加符合實(shí)際。而對(duì)于滴浮力速度準(zhǔn)則，目前又有3種選取方法，分別為最大滴、最小滴及平均滴浮力速度。文獻(xiàn)[9]曾對(duì)3種滴浮力速度準(zhǔn)則進(jìn)行過(guò)比較，認(rèn)為選取平均滴浮力速度準(zhǔn)則更為合適。故對(duì)于向上泄漏，計(jì)算時(shí)選取平均滴浮力速度準(zhǔn)則作為向上羽流的終止準(zhǔn)則。另文獻(xiàn)[18]曾根據(jù)深水溢油釋放實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，認(rèn)為95%的油滴直徑小于7.5 mm，油滴的平均滴徑約為5 mm。為此，以5 mm油滴的浮力速度（約為0.085 m·s-1）為向上羽流的終止準(zhǔn)則，即當(dāng)羽流速度降低為0.085 m·s-1時(shí)，羽流達(dá)到最大長(zhǎng)度。

以上公式可采用數(shù)值技術(shù)來(lái)計(jì)算，選取一定的時(shí)間步長(zhǎng)，給定初始條件，便可計(jì)算出每個(gè)時(shí)間步的羽流半徑、厚度、速度、質(zhì)量、濃度等參數(shù)，從而描述羽流的動(dòng)力學(xué)特性。本研究使用有限差分法來(lái)離散上述方程，并采用Matlab進(jìn)行編程，對(duì)不同泄漏量下的向上及向下泄漏羽流的運(yùn)動(dòng)進(jìn)行了模擬計(jì)算。計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)Δ采用文獻(xiàn)[17]所推薦的取值，即Δ=0.10/||，這里0為泄漏孔半徑。計(jì)算初始值為：初始羽流半徑為0，初始羽流速度為泄漏出口速度，初始羽流油濃度為1，初始羽流密度為油密度。

3 實(shí)驗(yàn)及理論模擬結(jié)果的分析及討論

按照前面的實(shí)驗(yàn)配置，首先進(jìn)行了泄漏實(shí)驗(yàn)研究。圖2是實(shí)驗(yàn)中拍攝的不同泄漏量時(shí)的羽流的形態(tài)。由照片可見，油液的向下泄漏形成向下運(yùn)動(dòng)的羽流。在初始動(dòng)量的作用下，羽流不斷向下延伸。隨著軸向距離的增大，周圍的水不斷被卷吸進(jìn)來(lái)，羽流徑向尺寸不斷增大。當(dāng)初始動(dòng)量消耗完后，羽流軸向達(dá)到最大長(zhǎng)度，不再向下運(yùn)動(dòng)，此時(shí)油滴群在浮力的作用下向上運(yùn)動(dòng)。隨著泄漏量的增大，羽流的最大長(zhǎng)度也逐漸增大，但與向上泄漏有所不同的是，羽流長(zhǎng)度增大的幅度較為有限。

為了評(píng)價(jià)采用拉格朗日控制體積分法用于向下羽流運(yùn)動(dòng)的預(yù)測(cè)特性，圖3給出了羽流半徑的預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值的比較。該圖實(shí)際上表征了理論模型對(duì)羽流形態(tài)的預(yù)測(cè)特性。比較可見，理論模型預(yù)測(cè)的射流半徑變化趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致。相對(duì)而言，泄漏量較小時(shí)，預(yù)測(cè)誤差稍大。隨著泄漏量的增大，預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值逐漸變得吻合。這主要是小泄漏量時(shí)流量的測(cè)量誤差較大的緣故（本次工作泄漏量采用泄漏孔上、下游的流量計(jì)測(cè)量值之差而得）。隨著泄漏量的增大，測(cè)量誤差會(huì)減小，故大泄漏量時(shí)預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值更為相符。比較還表明，在軸向距離較大（接近羽流的終端）時(shí)，預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的偏差有增大的趨勢(shì)，這個(gè)原因可由羽流動(dòng)力學(xué)模型的建立過(guò)程來(lái)解釋。采用拉格朗日控制體積分法建立羽動(dòng)力學(xué)模型時(shí)忽略了羽流斷面上的速度分布，即假設(shè)羽流控制單元體上每個(gè)斷面的速度均勻分布，而實(shí)際羽流截面上速度分布并不是均勻的，而近似呈指數(shù)分布，即軸線處速度最大，沿徑向逐漸減小[12,19]。在接近羽流終端時(shí)，雖然羽流斷面平均速度還沒(méi)有降低為0，但羽流邊緣處（徑向最大位置）速度可能已為0，這會(huì)使得模擬的羽流半徑在接近羽流終端位置時(shí)大于實(shí)際結(jié)果。此外，比較圖3及圖2照片還可發(fā)現(xiàn)，模擬的羽流長(zhǎng)度與實(shí)驗(yàn)結(jié)果也是基本相符的（圖2四種泄漏量下羽流長(zhǎng)度大致分別為6～7、11～12、13～14、14～15 cm）?？傮w上來(lái)說(shuō)，拉格朗日控制體積分法所建立的羽動(dòng)力學(xué)模型基本能夠反映向下泄漏時(shí)的羽流特性，尤其在較大泄漏量時(shí)，預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有較好的相符性。

為了揭示向下泄漏時(shí)羽流不同于向上泄漏羽流的特點(diǎn)，圖4給出了模擬的向上與向下羽流參數(shù)隨軸向距離變化的比較（=6.95×10?6 m3·s-1）。從羽流運(yùn)動(dòng)過(guò)程來(lái)看，隨著羽流的運(yùn)動(dòng)，周圍水不斷被卷吸進(jìn)來(lái)，羽流半徑不斷增大，因此，羽流內(nèi)油濃度逐漸減小、羽流混合物密度逐漸增大，初始動(dòng)量不斷被消耗，速度不斷降低。圖4清晰地演示了羽流的這一變化過(guò)程。與向上運(yùn)動(dòng)的羽流有所不同，向下運(yùn)動(dòng)的羽流參數(shù)隨軸向距離的增大而變化得更快些。顯著地體現(xiàn)在羽流半徑增長(zhǎng)很快，速度衰減很快，在接近0.1 m處速度就幾乎衰減為0，羽流半徑及長(zhǎng)度達(dá)到最大，此時(shí)羽流濃度達(dá)到最小，密度達(dá)到最大，接近周圍水的密度?？梢?，對(duì)于向下運(yùn)動(dòng)的羽流，羽流的最大長(zhǎng)度極為有限，所有參數(shù)在很短的時(shí)間及距離內(nèi)就達(dá)到終端。

對(duì)于羽流運(yùn)動(dòng)的模擬，卷吸系數(shù)是較為重要的參數(shù)，采用不同的值計(jì)算，模擬結(jié)果會(huì)有所出入。本文模擬采用文獻(xiàn)[17]的關(guān)系式[即式(9)]來(lái)計(jì)算，它充分考慮了局部Froude數(shù)的影響。也有一些學(xué)者采用確定的卷吸系數(shù)[16]（如很多采用=0.086）。圖5為卷吸系數(shù)對(duì)模擬的羽流半徑的影響。由圖可見，當(dāng)采用式(9)來(lái)確定卷吸系數(shù)時(shí)，對(duì)羽流半徑的模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果更為相符，而卷吸系數(shù)取值為0.086時(shí)，預(yù)測(cè)結(jié)果稍微偏高。

在變密度浮力射流中，密度Froude數(shù)是一個(gè)重要的量綱1數(shù)，它可表征慣性力和浮力對(duì)羽流的影響程度，定義如下[20]

式中，o為油密度；為射流出口速度；0為泄漏孔直徑。

為了表征浮力和初始動(dòng)量對(duì)羽流的影響，圖6給出了模擬的羽流最大長(zhǎng)度與Froude數(shù)的關(guān)系。由圖6可見，無(wú)論向上羽流還是向下羽流，其最大長(zhǎng)度均隨Froude數(shù)的增大而增大，這是必然的，因?yàn)镕roude數(shù)越大，即意味著羽流所獲得的初始動(dòng)量越大，羽流在初始動(dòng)量作用下所達(dá)到的長(zhǎng)度也必然越大。但是，向上羽流的長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于向下羽流長(zhǎng)度，并且隨著Froude數(shù)的增大，向上羽流長(zhǎng)度增長(zhǎng)很大，而向下羽流卻增長(zhǎng)有限。從羽流動(dòng)力學(xué)來(lái)說(shuō)，羽流的運(yùn)動(dòng)主要依靠初始動(dòng)量和浮力所驅(qū)動(dòng)。對(duì)于向上運(yùn)動(dòng)羽流，初始動(dòng)量與浮力方向相同，羽流在兩者的共同作用下向上運(yùn)動(dòng)，隨著羽流的運(yùn)動(dòng)，周圍水被不斷卷吸進(jìn)來(lái)，羽流半徑不斷變大，截面速度不斷變小，直到初始動(dòng)量消耗殆盡，這個(gè)過(guò)程會(huì)花費(fèi)較長(zhǎng)的時(shí)間，因此羽流會(huì)延伸很長(zhǎng)距離。而對(duì)于向下運(yùn)動(dòng)羽流，浮力方向與初始動(dòng)量方向相反，除了卷吸作用會(huì)消耗初始動(dòng)量外，羽流所受浮力也會(huì)極大地消耗羽流運(yùn)動(dòng)的動(dòng)力，這使得向下羽流所形成的長(zhǎng)度極為有限，即使在較大的Froude數(shù)下，向下羽流的長(zhǎng)度也增長(zhǎng)不大。向下羽流的這個(gè)特點(diǎn)對(duì)于水下管道泄漏溢油的模擬可提供這樣一些有益的建議：在較小的Froude數(shù)情況下，相同泄漏量的向上及向下泄漏對(duì)于模擬溢油軌跡及溢油到達(dá)水面時(shí)間及位置差別不大，可忽略羽流長(zhǎng)度（尤其對(duì)于深水管道泄漏），可直接用拉格朗日顆粒跟蹤法來(lái)模擬油滴群的運(yùn)動(dòng)軌跡。但當(dāng)Froude數(shù)較大時(shí)，雖然向下泄漏羽流長(zhǎng)度增長(zhǎng)有限，但忽略羽流長(zhǎng)度可能會(huì)帶來(lái)一定誤差，因?yàn)樵跈M向海流作用下，假如不考慮羽流長(zhǎng)度，會(huì)使溢油軌跡預(yù)測(cè)發(fā)生一定的偏差，從而影響到溢油到達(dá)水面時(shí)間及位置的預(yù)測(cè)精度。因此，建議在較大的Froude數(shù)情況下，對(duì)于向下泄漏，仍應(yīng)按照Yapa及其他學(xué)者所采用的方法[6-7]，將溢油分為兩個(gè)區(qū)域來(lái)處理。即在羽動(dòng)力階段，按照拉格朗日控制體積分法來(lái)求解羽動(dòng)力模型，當(dāng)羽流初始動(dòng)量消耗完后，再按照拉格朗日顆粒跟蹤法來(lái)求解油滴群的運(yùn)動(dòng)軌跡，這樣可保證較好預(yù)測(cè)精度。

4 結(jié) 論

對(duì)水下管道向下泄漏的羽流特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)及理論研究，可得以下基本結(jié)論。

（1）拉格朗日控制體積分法可用于向下運(yùn)動(dòng)羽流的運(yùn)動(dòng)描述，其對(duì)羽流形狀及長(zhǎng)度的預(yù)測(cè)與實(shí)驗(yàn)值總體相符。但由于拉格朗日控制體積分法沒(méi)有考慮羽流截面的速度分布，故在接近羽流的終端時(shí)，預(yù)測(cè)的羽流半徑要大于實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

（2）模擬及實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，向下泄漏時(shí)羽流的初始動(dòng)量衰減很快，與向上泄漏時(shí)羽流相比，羽流長(zhǎng)度很短。隨著Froude數(shù)的增大，向上羽流的最大長(zhǎng)度增長(zhǎng)較大，而向下羽流的最大長(zhǎng)度卻增長(zhǎng)緩慢。

（3）對(duì)于深水管道泄漏，在Froude數(shù)較小時(shí)，向下泄漏的羽流長(zhǎng)度可以忽略。在Froude數(shù)較大時(shí)，如忽略羽流長(zhǎng)度，對(duì)于溢油運(yùn)動(dòng)模擬可能帶來(lái)較大誤差。

[1] WANG Z H, LI H B, PAN R S. Oil-gas multiphase transportation technology in a subsea pipeline: a case study [J]. Explorationproduction, 2012, 10(1): 34-37.

[2] 付長(zhǎng)靜, 李國(guó)英, 趙天龍, 海底管道與海床相互作用研究綜述[J]. 水利水運(yùn)工程學(xué)報(bào), 2014, (6): 100-106. FU C J, LI G Y, ZHAO T L. On interaction between submarine pipelines and seabed under action of waves [J]. Hydro-Science and Engineering, 2014, (6): 100-106.

[3] ALAMILLA J L, SOSA E, SáNCHEZ-MAGA?A C A,. Failure analysis and mechanical performance of an oil pipeline [J]. Materials & Design, 2013, 50: 766-773.

[4] ILMAN M N. Analysis of internal corrosion in subsea oil pipeline [J]. Case Studies in Engineering Failure Analysis, 2014, 2(1): 1-8.

[5] HIRST E. Zone of flow establishment for round buoyant jets [J]. Water Resources Research, 1972, 8(5): 1234-1246.

[6] YAPA P D, LI Z. Simulation of oil spills from underwater accidents (Ⅰ): Model development [J]. Journal of Hydraulic Research, 1997, 35(5): 673-688.

[7] ZHENG L, YAPA P D. Simulation of oil spills from underwater accidents (Ⅱ): Model verification [J]. Journal of Hydraulic Research, 1998, 36(1): 117-134.

[8] JOHANSEN ?. DeepBlow — a Lagrangian plume model for deep water blowouts [J]. Spill ScienceTechnology Bulletin, 2000, 6(2): 103-111.

[9] DASANAYAKA L K, YAPA P D. Role of plume dynamics phase in a deepwater oil and gas release model [J]. Journal of Hydro-Environment Research, 2009, 2(4): 243-253.

[10] NORTH E W, ERIC ADAMS E, SCHLAG Z,. Simulating oil droplet dispersal from the deepwater horizon spill with a Lagrangian approach [J]. Geophysical Monograph, 2011, 195: 217-226.

[11] YAPA P D, WIMALARATNE M R, DISSANAYAKE A,. How does oil and gas behave when released in deepwater? [J]. Journal of Hydro-Environment Research, 2012, 6(4): 275-285.

[12] KIKKERT G A, DAVIDSON M J, NOKES R I. Buoyant jets with three-dimensional trajectories [J]. Journal of Hydraulic Research, 2010, 48(3): 292-301.

[13] HISSONG D W, POMEROY J, NORRIS H L. A mechanistic model for hydrocarbon plumes rising through water [J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2014, 30: 236-243.

[14] CHEN H, AN W, YOU Y,. Numerical study of underwater fate of oil spilled from deepwater blowout [J]. Ocean Engineering, 2015, 110: 227-243.

[15] 袁朝慶, 郝佳寧, 馬良. 海底懸跨石油管道泄漏流場(chǎng)和溫度場(chǎng)耦合分析[J]. 壓力容器, 2013, 30(5): 23-27. YUAN Z Q, HAO J N, MA L. Coupling analysis of flow field and temperature field on spanning submarine oil pipeline after leakage [J]. Pressure Vessel Technology, 2013, 30(5): 23-27.

[16] LIST E J, IMBERGER J. Turbulent entrainment in buoyant jets and plumes [J]. Journal of the Hydraulics Division, 1973, 99(9): 1461-1474.

[17] LEE J H W, CHEUNG V. Generalized Lagrangian model for buoyant jets in current [J]. Journal of Environmental Engineering, 1990, 116(6): 1085-1106.

[18] JOHANSEN ?. Development and verification of deep-water blowout models [J]. Marine Pollution Bulletin, 2003, 47(9/10/11/12): 360-368.

[19] GEORGE W K, ALPERT R L, TAMANINI F. Turbulence measurements in an axisymmetric buoyant plume [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1977, 20(11): 1145-1154.

[20] 汪守東, 沈永明. 海底管線溢油數(shù)學(xué)模型研究[J]. 大連理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2006, 46(Suppl.): 191-197. WANG S D, SHEN Y M. Study of mathematical model for oil spills from seabed pipeline [J]. Journal of Dalian University of Technology, 2006, 46(Suppl.): 191-197.

Dynamic characteristics of plume/jet from underwater pipe downward leakage

ZHANG Jun1, ZANG Xiaogang1, ZHANG Yuanchun2, HE Hongzhou1, CHEN Huaimin1

(1Fujian Province Key Laboratory of Energy Cleaning Utilization and Development, Jimei University, Xiamen 361021, Fujian, China;2Research Institute of Changqing Oil Exploration & Development, Xi’an 710018, Shaanxi, China)

The plume dynamic characteristics from underwater pipe downward leakage are experimentally and theoretically investigated. The Lagrangian integral method is used to establish the dynamic model of downward plume. The model is numerically solved and the main plume parameters are obtained. The simulated results show that the simulated values in plume radius and length are generally consistent with the experimental values, but the simulated radius is higher than experiment value in area near plume terminal. The experimental and simulated results also show that for downward leakage the initial momentum of plume quickly decays and the plume length is very short compared with upward leakage. With increasing Froude number, the maximum length of upward plume rapidly grows while the maximum length of downward plume slowly grows.

underwater pipe; downward leakage; plume dynamic characteristics; numerical simulation; experimental investigation

date: 2016-01-08.

ZHANG Jun, bull0202@sina.com

10.11949/j.issn.0438-1157.20160034

TQ 021.1；X 55

A

0438—1157（2016）12—4969—07

福建省自然科學(xué)基金項(xiàng)目（2014J01201）；福建省科技計(jì)劃項(xiàng)目（2014H6019）。

supported by the Natural Science Foundation of Fujian Province (2014J01201) and the Fujian Provincial Science and Technology Project (2014H6019).

2016-01-08收到初稿，2016-09-19收到修改稿。

聯(lián)系人及第一作者：張軍（1966—），男，博士，副教授。