第七代超深水半潛式平臺天然氣井噴擴(kuò)散模型試驗與數(shù)值分析*

孟祥坤 陳國明 朱 淵 劉長鑫

(1. 山東工商學(xué)院管理科學(xué)與工程學(xué)院 山東煙臺 264005； 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)

油氣資源的勘探開發(fā)已由陸地和淺海向深遠(yuǎn)海進(jìn)軍，深遠(yuǎn)海惡劣、嚴(yán)苛的作業(yè)環(huán)境對深水作業(yè)裝備提出了更高要求[1]。半潛式鉆井平臺由于具有甲板面積大、運(yùn)動性好、穩(wěn)定性強(qiáng)和建造安裝方便的特點[2-3]，在深水油氣資源的開發(fā)中得到了廣泛應(yīng)用。目前，我國的深水半潛式平臺已形成以“海洋石油982”(1 500 m水深)、“興旺號”(1 500 m水深)、“海洋石油981”(3 000 m水深)、“藍(lán)鯨1號”(3 658 m水深)和“藍(lán)鯨2號”(3 658 m水深)為代表的梯隊建設(shè)。深水半潛式平臺鉆井作業(yè)程序復(fù)雜，井控難度大，井涌或井噴事故時有發(fā)生[4]，氣井井噴失控后大量天然氣從井口噴出與空氣混合，在平臺周圍形成大規(guī)?？扇夹詺庠疲瑯O易引發(fā)燃爆事故，對作業(yè)人員、平臺設(shè)備和海洋環(huán)境造成災(zāi)難性后果。例如，2010年墨西哥灣“深水地平線”井噴爆炸事故，造成11人遇難、平臺報廢和490萬桶原油泄漏，事故處理費用超過600億美元[5]。因此，研究深水半潛式平臺作業(yè)過程中井噴氣體發(fā)展規(guī)律，預(yù)測擴(kuò)散趨勢，并及時采取應(yīng)對措施，是保證平臺平穩(wěn)運(yùn)行和人身安全的重要環(huán)節(jié)。

目前國內(nèi)外主要采用理論分析、基于CFD數(shù)值模擬以及模擬試驗等手段研究泄漏及井噴氣體擴(kuò)散規(guī)律[6-14]。例如，文獻(xiàn)[6-7]針對墨西哥灣“深水地平線”事故采用FLACS軟件模擬可燃?xì)庠茢U(kuò)散規(guī)律，研究其引發(fā)的次衍生爆炸事故，確定超壓范圍；文獻(xiàn)[8]等通過FLACS模擬結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)對比，驗證FLACS評估LNG蒸汽擴(kuò)散規(guī)律的有效性；文獻(xiàn)[9]考慮瞬時泄漏速率，利用CFD仿真方法獲得全瞬態(tài)可燃?xì)庠频漠a(chǎn)生和衰減規(guī)律，評估氣體爆炸風(fēng)險；文獻(xiàn)[10]利用數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗研究復(fù)雜地形氣體泄漏擴(kuò)散規(guī)律，驗證利用數(shù)值模擬方法研究氣體泄漏擴(kuò)散的有效性；文獻(xiàn)[11-13]基于CFD理論建立平臺簡化模型，分析井噴天然氣擴(kuò)散行為，并從工程應(yīng)用角度提出控制建議；文獻(xiàn)[14]基于數(shù)理統(tǒng)計方法研究利用FLACS進(jìn)行平臺井噴、燃爆數(shù)值建模的優(yōu)化方案，提出相應(yīng)的建模標(biāo)準(zhǔn)。

半潛式平臺鉆臺區(qū)域結(jié)構(gòu)布局緊湊、擁塞度較高，但已有的數(shù)值模擬模型簡化較多且缺乏試驗驗證。本文以我國自主設(shè)計在建的第七代超深水半潛式平臺為研究對象，采用相似試驗和數(shù)值分析相結(jié)合的方法開展井噴氣體擴(kuò)散規(guī)律研究。首先通過建造平臺縮尺模型與搭建試驗系統(tǒng)研究監(jiān)測點可燃?xì)怏w濃度變化規(guī)律；然后利用FLACS建立平臺井噴擴(kuò)散精細(xì)數(shù)值模型，并對二者進(jìn)行對比分析；最后探究風(fēng)場對擴(kuò)散規(guī)律的影響，預(yù)測可燃?xì)庠频目臻g范圍和分布規(guī)律。本文研究結(jié)果可為我國第七代超深水半潛式鉆井平臺合理劃分鉆臺區(qū)域上部模塊危險區(qū)提供參考。

1 數(shù)學(xué)模型建立

天然氣井噴失控后，井底壓力在短時間內(nèi)基本不變或微有下降，可假設(shè)井噴過程中井口壓力不變；平臺上部井口處于相對開放空間，井口尺寸相對較小，可視為一個穩(wěn)定的噴射點源；井噴高速氣流在井筒內(nèi)流動時間極短，摩擦影響較小，可假設(shè)為絕熱的一元等熵流動[15]。據(jù)此，建立井噴氣體射流和擴(kuò)散數(shù)學(xué)模型。

1.1 射流數(shù)學(xué)模型

進(jìn)行井噴相關(guān)參數(shù)計算時應(yīng)首先判斷氣體流動狀態(tài)。井口出口臨界壓力通常遠(yuǎn)高于外界環(huán)境壓力，因此可判斷井口外射流過程為超臨界流[16]，即：井噴氣體在井口截面處壓力仍保持臨界壓力，井口截面處流速為聲速流，但井口外的射流變?yōu)槌曀倭?。井噴過程各參數(shù)可由以下方程求得：

(1)

(2)

(3)

(4)

式(1)～(4)中：To為井口內(nèi)氣體溫度，K；T1為井口截面氣體溫度，K；κ為氣體絕熱指數(shù)，對甲烷取1.314；po為井口內(nèi)氣體壓力，Pa；p1為井口截面壓力，即臨界壓力，Pa；R為氣體常數(shù)，對甲烷取519.625 J/(kg·K)；v1為井口截面氣體速度，m/s；Qn為井噴天然氣質(zhì)量流量，kg/s；A1為井口截面面積，m2。

1.2 擴(kuò)散數(shù)學(xué)模型

天然氣從井口高速噴出后，射流壓力迅速降低至環(huán)境壓力，在運(yùn)動過程中與井口附近障礙物發(fā)生碰撞而引起流動性質(zhì)發(fā)生劇烈變化。作為可壓縮流體，天然氣擴(kuò)散過程表現(xiàn)為復(fù)雜非穩(wěn)態(tài)湍流流動，遵循質(zhì)量、動量和能量守恒?？刂屏鲌龅奈⒎址匠桃酝ㄓ眯问奖硎鰹閇17]

(5)

式(5)中,從左到右分別為時間項、對流項、擴(kuò)散項和源項，其中φ為通用變量，包含質(zhì)量、動量、能量和湍流動能等變量；ρ為密度；u為速度；Г為擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為源項。

2 模型試驗

為獲得井噴后氣體分布特征，須通過建立井噴射流系統(tǒng)，模擬井噴擴(kuò)散現(xiàn)場邊界條件(如井噴初始速率、設(shè)備布局、擴(kuò)散區(qū)域和風(fēng)場環(huán)境)，依據(jù)幾何相似和動力相似原則設(shè)計試驗系統(tǒng)。

2.1 相似原理

模型試驗的關(guān)鍵在于模型流體和原型流體保持流動相似，保證幾何參數(shù)、運(yùn)動速度、動力情況和邊界條件相似[18]。據(jù)此，依據(jù)幾何相似將平臺進(jìn)行縮尺，將井噴參數(shù)、大氣環(huán)境等按照動力相似模擬，并將模型試驗結(jié)果換算和應(yīng)用到原型中。海洋工程中涉及流體對海洋結(jié)構(gòu)物的作用，須根據(jù)試驗流體力學(xué)相似原理，使弗勞德數(shù)(Fr)、雷諾數(shù)(Re)和歐拉數(shù)(Eu)相等，分別對應(yīng)重力、黏性力和壓力相似。

分析天然氣在封閉井筒中的流動，須計入慣性力和黏性力，保持Re相等；對于均勻空氣流場中的輕氣湍流浮力射流，慣性力與浮力占主導(dǎo)作用，而黏性力作用較小，因此井噴射流階段將主要取決于Fr數(shù)；對于擴(kuò)散階段，在中性大氣穩(wěn)定條件下慣性力與黏性力成為影響天然氣擴(kuò)散的主要因素，須保證Re數(shù)相等；研究風(fēng)場時，風(fēng)壓為主要作用力，須保證Eu數(shù)相等。

(6)

(7)

(8)

式(6)～(8)中：下標(biāo)n表征原型，m表征模型；g為重力加速度，m/s2；ν為運(yùn)動黏度，m2/s。

對于風(fēng)場模擬，空氣密度ρ相同，風(fēng)速及風(fēng)壓[11]為

(9)

(10)

式(9)～(10)中：vzn為距離海平面z處風(fēng)速;v10為當(dāng)?shù)貥?biāo)準(zhǔn)風(fēng)速。

設(shè)平臺長度比尺為λl，則根據(jù)歐拉數(shù)相似，風(fēng)速比λv=λl0.5。

2.2 試驗系統(tǒng)設(shè)計

試驗系統(tǒng)由風(fēng)機(jī)、自由擴(kuò)散區(qū)域、平臺模型、泄漏源系統(tǒng)、連接軟管以及甲烷探頭組成(圖1)。其中，風(fēng)機(jī)系統(tǒng)由2臺軸流風(fēng)機(jī)和數(shù)字變頻器組成，風(fēng)速通過數(shù)字變頻器調(diào)控后由風(fēng)速儀測量，最大速度為13.5 m/s；自由擴(kuò)散區(qū)域為室內(nèi)無風(fēng)環(huán)境，風(fēng)機(jī)送風(fēng)區(qū)域覆蓋鉆臺尺度空間，送風(fēng)側(cè)加裝PVC管以消除旋渦并形成穩(wěn)定風(fēng)場；平臺模型按照第七代半潛式平臺縮尺50倍進(jìn)行加工，對空間布局和關(guān)鍵設(shè)備進(jìn)行高度還原；泄漏源系統(tǒng)由儲氣鋼瓶提供甲烷，通過減壓閥和轉(zhuǎn)子流量計實現(xiàn)氣體的連續(xù)穩(wěn)態(tài)釋放；甲烷氣體經(jīng)由軟管輸送至噴嘴處模擬井噴釋放過程；通過探頭實現(xiàn)數(shù)據(jù)采集并傳輸至計算機(jī)進(jìn)行處理與分析。

圖1 井噴擴(kuò)散模擬試驗系統(tǒng)Fig .1 Simulation experiment system of blowout and diffusion

2.3 模擬工況算例

假定平臺所處海域標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)速v10為5 m/s，鉆臺高度z為55 m，則原型中井口處實際風(fēng)速vzn為5.84 m/s；λl為50，則λv為7.07，進(jìn)一步得到模擬風(fēng)速vzm為0.826 m/s。

以南海某氣田井噴失控為例，井噴泄漏速率為75 kg/s，主要成分為甲烷(97.61%)，平臺井口直徑dn為244.5 mm，以環(huán)境溫度估計井口出口溫度T1為293.15 K，則井口內(nèi)溫度To為339.17 K。試驗中，氣體泄漏體積流量、速度和壓力經(jīng)測量得到，可根據(jù)式(1)～(4)求得其他參數(shù)(表1)。

表1 井噴模擬試驗原型及模型相關(guān)參數(shù)Table 1 Parameters of physical model and test model of blowout

2.4 試驗結(jié)果分析

在靜風(fēng)和風(fēng)速0.826 m/s(實際風(fēng)速5 m/s)條件下，測定可燃?xì)怏w的到達(dá)時間、穩(wěn)定時間、濃度最大值，確定測點處濃度隨時間的變化規(guī)律(圖2)。

由圖2a可以看出：隨著泄漏壓力(速率)的增加，同一監(jiān)測點處可燃?xì)怏w的最高濃度增加，擴(kuò)散濃度的增長速度增加，且達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)的時間縮短；不同泄漏壓力(速率)下，可燃?xì)怏w達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)的時間分別為90、80、70和55 s；由于測點距離井口位置較近，可燃?xì)怏w的最大濃度均達(dá)到爆炸極限，最高濃度分別為13.1%、13.7%、15.5%和16.3%，且在0.4 MPa和0.5 MPa時氣體濃度已超出爆炸上限。

由圖2b可以看出：隨著監(jiān)測點與井口距離的增加，可燃?xì)怏w的最高濃度降低，擴(kuò)散濃度的增長速度減小，且達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)的時間增加；各監(jiān)測點處可燃?xì)怏w達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)的時間分別為55、50、85、90和95 s；可燃?xì)怏w的最高濃度根據(jù)與井口的距離由近及遠(yuǎn)分別為34.1%、11.8%、10.1%、6.2%和0.5%，可燃?xì)怏w濃度經(jīng)歷了超過爆炸上限→爆炸極限→低于爆炸下限的變化。

圖2 可燃?xì)怏w體積濃度隨泄漏時間的變化規(guī)律Fig .2 Flammable gas concentration change with time

3 數(shù)值分析

3.1 半潛式平臺物理模型與網(wǎng)格劃分

以我國自主在建的第七代超深水半潛式鉆井平臺為研究對象，采用FLACS軟件建立平臺三維數(shù)值仿真模型(圖3)，平臺型長(X)115 m，型寬(Y)98 m，型高(Z)120 m。模型以平臺空間布局和外部關(guān)鍵設(shè)備設(shè)施為主體，包括鉆井平臺主甲板、鉆臺、生活區(qū)、起重機(jī)和直升機(jī)甲板等主體結(jié)構(gòu)，忽略平臺內(nèi)部結(jié)構(gòu)(如原油艙、輪機(jī)艙、泥漿池等)。同時，由于平臺擁塞度較高，參照文獻(xiàn)[14]優(yōu)化方案，將對氣體運(yùn)動影響低的甲板樓梯、護(hù)欄等結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化。

經(jīng)多次試算，網(wǎng)格模型設(shè)置規(guī)模為138 m×120 m×145 m的計算域。由于平臺結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，對整個平臺區(qū)域采用較小的網(wǎng)格進(jìn)行劃分；同時，為兼顧計算精度和計算效率，將平臺計算域劃分為核心區(qū)和拓展區(qū)：鉆臺區(qū)和生活區(qū)等上部組塊作為核心區(qū)，網(wǎng)格大小設(shè)置為1 m，并利用Refine函數(shù)對上部井口井噴區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格局部加密，以反映氣體擴(kuò)散的快速變化規(guī)律；其余部分為拓展區(qū)，網(wǎng)格以1.2倍率逐步增大。

圖3 第七代超深水半潛式鉆井平臺FLACS三維實體模型Fig .3 3D FLACS model of the 7th generation ultra-deep water semi-submersible platform

3.2 井噴可燃?xì)庠茢U(kuò)散規(guī)律

根據(jù)甲烷爆炸極限，設(shè)置可燃?xì)庠茲舛鹊谋O(jiān)測區(qū)間為5%～15%。以南海夏秋季節(jié)風(fēng)速為7.0 m/s的定常風(fēng)為例，平臺左舷受風(fēng)。為保證模擬工況風(fēng)場的穩(wěn)定，設(shè)置10 s為井噴開始時間。模擬結(jié)果見圖4、5。

由圖4、5可以看出：距離噴射點位置越近，可燃?xì)庠茲舛仍酱?；隨著氣體持續(xù)噴射，可燃?xì)庠葡蜇Q直和水平方向逐漸擴(kuò)散，并受風(fēng)場和障礙物影響。井噴初期，天然氣射流向豎直方向高速噴出，氣體以井口為中心，以向上擴(kuò)散為主。5 s時，井口周圍聚集大量高濃度甲烷氣體，可燃?xì)庠企w積為679.5 m3。5～20 s時，可燃?xì)庠企w積劇增，擴(kuò)散范圍迅速增大，20 s時達(dá)到1 360 m3；左舷來風(fēng)作用下可燃?xì)庠葡蛴蚁戏较蜻\(yùn)動，并與周圍空氣逐漸混合，周圍大氣在黏性作用下隨著擴(kuò)散氣體一起流動形成湍流。20 s以后，擴(kuò)散范圍的蔓延速度逐漸變慢，20～30 s時間段內(nèi)鉆臺左舷區(qū)域甲烷擴(kuò)散范圍已無明顯變化，而右舷區(qū)域擴(kuò)散范圍較20 s時明顯增大，基本覆蓋整個井架大部分區(qū)域；30 s時可燃?xì)庠企w積基本穩(wěn)定，達(dá)到1 391.8 m3,隨著井噴氣體的持續(xù)擴(kuò)散，鉆臺各區(qū)域的天然氣濃度也逐漸趨于動態(tài)穩(wěn)定；40 s時可燃?xì)庠茢U(kuò)散范圍已基本達(dá)到最大，覆蓋井架區(qū)域，可燃?xì)庠频刃w積最終穩(wěn)定在1 406 m3。

圖4 第七代超深水半潛式鉆井平臺左舷來風(fēng)時可燃?xì)庠茢U(kuò)散過程Fig .4 Diffusion process of flammable gas cloud with portside wind in the 7th generation ultra-deepwater semi-submersible platform

圖5 第七代超深水半潛式平臺左舷來風(fēng)時垂直高度99.5 m處可燃?xì)庠茢U(kuò)散過程Fig .5 Diffusion process of flammable gas cloud with portside wind with height 99.5 m in the 7th generation ultra-deepwater semi-submersible platform

3.3 模型試驗與仿真結(jié)果對比

模型試驗中選取部分典型觀測點進(jìn)行可燃?xì)怏w濃度監(jiān)測，根據(jù)長度比尺確定監(jiān)測點位置。由距離井口位置下風(fēng)向8 m不同高度處的監(jiān)測結(jié)果(圖6)可以看出：相同時間內(nèi)試驗值低于仿真值，且仿真濃度達(dá)到動態(tài)穩(wěn)定的時間更早。分析認(rèn)為，試驗測量時甲烷探頭為泵吸式，氣體濃度的測量具有滯后性；試驗中雖然對風(fēng)場進(jìn)行了去旋渦處理，但風(fēng)速仍未完全均勻，且泵吸式探頭對風(fēng)場造成一定影響；試驗中存在儀器誤差，人為因素等也影響試驗結(jié)果準(zhǔn)確性。但是，試驗值與仿真值間的誤差在可接受范圍內(nèi)，二者可以相互印證。井噴發(fā)生后，可燃?xì)怏w在左舷來風(fēng)作用下隨即向下風(fēng)向擴(kuò)散，并在附近區(qū)域迅速聚集，造成兩處天然氣濃度迅速升高(最大值分別為13.3%和5.5%)。Monitor1位置相對較低，自然通風(fēng)效果較差；而Monitor2通風(fēng)條件優(yōu)于Monitor1，氣體容易消散，擴(kuò)散穩(wěn)定后氣體濃度遠(yuǎn)低于Monitor1處。

圖6 模型試驗和仿真分析可燃?xì)怏w體積濃度監(jiān)測結(jié)果比較Fig .6 Comparison between experimental value and simulation value of flammable gas concentation

4 影響因素分析

鉆臺區(qū)域鉆井系統(tǒng)復(fù)雜，井架、隔水管、鉆桿、電纜、液壓缸等設(shè)備布局緊密，為防止可燃?xì)怏w聚積，須通風(fēng)良好，其中鉆臺區(qū)模塊的布局是影響通風(fēng)的主要因素，平臺表面及外圍風(fēng)場對井噴射流后的擴(kuò)散行為有重要影響。

4.1 風(fēng)速影響

選取接近靜風(fēng)(風(fēng)速1.5 m/s)、全年平均(風(fēng)速5 m/s)和強(qiáng)風(fēng)(風(fēng)速10 m/s)等3種工況，以左舷來風(fēng)為例，分析風(fēng)速對可燃?xì)庠茢U(kuò)散的影響(圖7)。

由圖7可以看出：風(fēng)速1.5 m/s時，井噴初期0～20s內(nèi)，可燃?xì)庠企w積快速上升；20s后，氣云達(dá)到動態(tài)穩(wěn)定狀態(tài)，約為1 400 m3。分析認(rèn)為，由于風(fēng)速較小，空氣氣流較為平穩(wěn)，對井噴天然氣擴(kuò)散的影響相對較?。欢扇?xì)庠谱陨砻芏容^小，在浮力作用下向鉆臺上部空間擴(kuò)散，易在上部形成高濃度危險區(qū)域，而下風(fēng)向僅有略微傾斜。風(fēng)速5.0 m/s和10.0 m/s時，水平風(fēng)力作用強(qiáng)于豎直浮力作用，風(fēng)力成為影響天然氣擴(kuò)散的主要因素。強(qiáng)風(fēng)作用下，可燃?xì)庠破苯嵌仍龃?，氣云高度降低。風(fēng)速越大，可燃?xì)庠七\(yùn)動越快，鉆臺上部風(fēng)場湍流強(qiáng)度越強(qiáng)，進(jìn)而對可燃?xì)庠频臄_動和稀釋作用增強(qiáng)，井口上方相同位置處可燃?xì)庠茪鉂舛仍降?，擴(kuò)散后形成的燃爆危險區(qū)域越小，分別約為1 000 m3和600 m3。

圖7 不同風(fēng)速下可燃?xì)庠企w積變化Fig .7 Variation of flammable gas cloud volume under different wind speeds

4.2 風(fēng)向影響

以風(fēng)速5.0 m/s為例，分析船首、船尾、左舷、右舷來風(fēng)時可燃?xì)庠茢U(kuò)散及分布形態(tài)(圖8)。

由圖8可以看出：左舷來風(fēng)時，可燃?xì)庠企w積最大，達(dá)到1 000 m3，此時起重機(jī)等設(shè)備對來風(fēng)阻擋作用較小，天然氣快速向下風(fēng)向擴(kuò)散，但由于井架內(nèi)部電纜、鉆井立管以及液壓缸等擁塞度較高而阻擋去風(fēng)，可燃?xì)庠七M(jìn)入到井架空間內(nèi)。右舷來風(fēng)時，來風(fēng)主要受到井架的阻擋，而下風(fēng)向則較為空曠，由于井架密集度較高，迎風(fēng)面積較大，來風(fēng)風(fēng)速明顯降低，可燃?xì)庠凭植烤奂?，主要表現(xiàn)為浮力作用下的向上擴(kuò)散。船首來風(fēng)時，由于生活區(qū)、隔水管立根存放區(qū)以及貓道機(jī)等設(shè)備的迎風(fēng)面積較大，遮擋大部分吹向鉆臺井口的風(fēng)，井口處風(fēng)速較小?？扇?xì)庠浦饕憩F(xiàn)為向上擴(kuò)散，達(dá)到一定高度后逐漸向鉆桿立根存放區(qū)運(yùn)動。船尾來風(fēng)時，來風(fēng)主要受到鉆桿立根存放區(qū)的阻擋，而生活區(qū)、隔水管立根存放區(qū)以及貓道機(jī)等阻擋去風(fēng)，可燃?xì)庠圃诰诟浇匀恢饕憩F(xiàn)為向上擴(kuò)散，達(dá)到一定高度后向下風(fēng)向擴(kuò)散。

圖8 不同風(fēng)向下可燃?xì)庠企w積變化Fig .8 Variation of flammable gas cloud volume under different wind directions

4.3 危險性分析

風(fēng)速決定可燃?xì)庠茢U(kuò)散范圍。低風(fēng)速時，井噴氣體受來風(fēng)作用較小，受井口高壓作用向豎直方向噴射擴(kuò)散，在鉆臺正上方形成大范圍可燃?xì)庠?，一旦被點燃噴射火將直接作用在井架、絞車等起重設(shè)備，轉(zhuǎn)盤等旋轉(zhuǎn)系統(tǒng)設(shè)備及部分循環(huán)系統(tǒng)設(shè)備，高溫及強(qiáng)烈熱輻射持續(xù)作用下設(shè)備結(jié)構(gòu)強(qiáng)度大大降低，短時間內(nèi)設(shè)備即失效、變形、移位直至失去承載能力。風(fēng)速增大后，空氣湍流強(qiáng)度大，對天然氣稀釋作用增強(qiáng)，可燃?xì)庠葡蛏喜靠臻g發(fā)展減弱，向下風(fēng)向偏斜角度增大，可燃?xì)庠企w積減小，可燃?xì)庠埔l(fā)的燃燒火焰高溫可能造成鉆臺設(shè)備失效及井架倒塌，進(jìn)而引發(fā)連鎖破壞，燃爆高壓對作業(yè)人員造成傷害。

風(fēng)向決定井噴天然氣的運(yùn)動方向，而鉆臺區(qū)域各模塊、工藝設(shè)備及鉆桿、隔水管等結(jié)構(gòu)布局影響風(fēng)場分布。鉆臺區(qū)域的結(jié)構(gòu)布置較為密集、擁塞度較高，非常不利于可燃?xì)怏w的擴(kuò)散；相同井噴參數(shù)條件下，左舷來風(fēng)時井噴天然氣擴(kuò)散體積最大，井噴失控后持續(xù)擴(kuò)散的可燃?xì)怏w可能從門窗、通風(fēng)系統(tǒng)等進(jìn)入電力艙室、生活區(qū)或在某些通風(fēng)不暢的區(qū)域聚集，形成可燃?xì)庠疲坏┙佑|點火源將引發(fā)更為嚴(yán)重的火災(zāi)、爆炸重大事故。

根據(jù)上述危險性分析結(jié)果，提出以下風(fēng)險控制及應(yīng)對措施：

1) 建議半潛式平臺作業(yè)時，根據(jù)實際海況和氣象條件，針對主流風(fēng)向，將船首盡量朝向來風(fēng)方向一側(cè)，以便有害氣體遠(yuǎn)離生活區(qū)并盡快偏離船體區(qū)域；

2) 在半潛式平臺設(shè)計時，盡量降低井口區(qū)域的設(shè)備擁塞度，對鉆井裝備及模塊進(jìn)行合理布局，保證船首→船尾方向的有效通風(fēng)，降低可燃?xì)庠频木奂潭龋?/p>

3) 基于FLACS事故場景對鉆臺區(qū)域的火氣監(jiān)測報警設(shè)備和消防設(shè)施的配置進(jìn)行合理設(shè)計和優(yōu)化，確保一旦探測到可燃?xì)怏w立即報警，并及時采取壓井、關(guān)井等井控措施；

4) 針對鉆臺井口附近的危險區(qū)，應(yīng)提高防控等級，如可燃?xì)怏w報警儀的監(jiān)測下限設(shè)置為爆炸下限的20%、合理選擇防爆電氣設(shè)備、避免明火等，以防止井噴升級為火災(zāi)、爆炸重大事故；

5) 設(shè)置防爆墻等隔離措施加強(qiáng)設(shè)備防護(hù)，應(yīng)急通道的設(shè)置避開可燃?xì)庠凭奂瘏^(qū)，一旦發(fā)生井噴應(yīng)快速啟動應(yīng)急響應(yīng)，使人員快速撤離。

5 結(jié)論

1) 以我國第七代超深水半潛式平臺為研究對象，依據(jù)相似原理開展天然氣井噴擴(kuò)散規(guī)律模型試驗，基于流體動力學(xué)軟件FLACS建立仿真模型。對比分析表明：FLACS數(shù)值仿真計算結(jié)果直觀且精度較高，可有效分析井噴可燃?xì)怏w的擴(kuò)散過程，對深水鉆井井噴事故的評價及控制具有指導(dǎo)意義。

2) 風(fēng)速決定井噴天然氣擴(kuò)散范圍。靜風(fēng)或低風(fēng)速易導(dǎo)致可燃?xì)庠圃阢@臺相對封閉空間或通風(fēng)不良區(qū)域聚集，氣云體積達(dá)到1 400 m3，形成高風(fēng)險區(qū)；高風(fēng)速則有利于井噴氣體的稀釋和擴(kuò)散，風(fēng)速越大，可燃?xì)庠企w積越小。

3) 風(fēng)向決定井噴天然氣運(yùn)動方向。左舷來風(fēng)時，井噴天然氣擴(kuò)散形成的可燃?xì)庠企w積達(dá)到1 000 m3，明顯高于其他3個方向，但鉆臺區(qū)域整體上擁塞度較高，不利于可燃?xì)怏w擴(kuò)散，潛在危險性較高。

4) 基于FLACS的井噴事故場景分析，可為超深水半潛式平臺設(shè)計階段的鉆臺區(qū)域設(shè)備模塊布局、火氣監(jiān)測優(yōu)化、應(yīng)急通道設(shè)置，運(yùn)行階段的平臺定位、應(yīng)急響應(yīng)等提供參考。