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    沼氣制油橇裝裝置的燃爆風(fēng)險分析與優(yōu)化設(shè)計

    2019-11-12 06:18:06鄭曉云陳國明付建民張新琪孔得朋
    天然氣工業(yè) 2019年10期
    關(guān)鍵詞:制油隔板沼氣

    鄭曉云 陳國明 付建民 張 帥 楊 燦 張新琪 孔得朋

    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

    0 引言

    沼氣作為一種可再生的生物質(zhì)能源,具有很廣闊的應(yīng)用前景,以沼氣為原料生產(chǎn)合成輕質(zhì)燃油和重質(zhì)燃油,可以有效降低目前我國對于化石燃料的依賴程度,優(yōu)化目前的能源結(jié)構(gòu)[1]。我國對于沼氣制油技術(shù)的研究還處于起步階段,尚未大規(guī)模投入運營。目前來看,國內(nèi)可利用的氣源多為大型養(yǎng)殖場的沼氣池。這類氣源地點分散、氣量不穩(wěn)定,同時還受養(yǎng)殖場經(jīng)營狀況的影響。氣源的以上特點決定了如果采用固定式規(guī)?;朴脱b置不僅建設(shè)成本較高,而且不方便移動。因此,基于節(jié)約建設(shè)成本、方便移動等方面的考慮,國內(nèi)外認(rèn)可的建設(shè)方案均為小型模塊式橇裝化裝置。但是對于該種方案的運行風(fēng)險和安全設(shè)施設(shè)計,尤其是對沼氣制油橇裝裝置泄漏后果的研究目前仍存在著大量空白。沼氣制油裝置的工藝模塊主要有沼氣凈化處理、壓縮與費托合成、儲罐共3個模塊。裝置的主要危險來自于可燃物質(zhì)的泄漏,泄漏的沼氣容易在裝置區(qū)域聚集,形成甲烷高濃度燃爆區(qū)域。

    沼氣制油橇裝化裝置的物料泄漏和火災(zāi)爆炸等風(fēng)險是安全設(shè)計的主要考慮因素,目前相關(guān)針對性研究較少。計算流體動力學(xué)(Computational Fluid Dynamics,以下簡稱CFD)仿真模擬軟件在泄漏以及爆炸后果研究中有著廣泛的應(yīng)用,經(jīng)常被用于計算工業(yè)爆炸產(chǎn)生的超壓。該方法被認(rèn)為比現(xiàn)象學(xué)模型更為準(zhǔn)確[2]。因此,筆者選擇CFD方法對沼氣制油工藝裝置進(jìn)行氣體爆炸風(fēng)險分析。爆炸風(fēng)險的分析多以穩(wěn)態(tài)泄漏速率為基礎(chǔ)對泄漏量進(jìn)行計算,再基于CFD方法建立現(xiàn)場模型進(jìn)行氣體擴(kuò)散和爆炸模擬。但是,基于穩(wěn)態(tài)泄漏模擬得到的爆炸后果過于保守,Gupta和Chan[3]研究發(fā)現(xiàn)全過程動態(tài)泄漏得出的等效可燃?xì)庠企w積Q9值準(zhǔn)確性更高。Нansen等[4]通過等效云的方法,分析了Q5、Q8、Q9等效云方法的優(yōu)缺性并在改變通風(fēng)、點火位置、氣云位置和氣云體積的條件下驗證了Q9等效方法在爆炸測試和理論計算方面的保守性。Shi等[5]研究了BRANN和LMANN兩種方法在估算擁擠海上平臺易燃云尺寸的適用性中,根據(jù)Spouge[6]提出的公式計算瞬態(tài)泄漏速率,但該泄漏速率并未與實際動態(tài)工藝結(jié)合,在爆炸模擬及預(yù)測中造成一定的保守估計。2016年北京市海淀區(qū)紅聯(lián)南村小區(qū)管道破裂導(dǎo)致天然氣爆炸事故,Ji等[7]根據(jù)經(jīng)驗公式計算了泄漏參數(shù),再利用CFD軟件對事故現(xiàn)場進(jìn)行了重建。該研究忽視了由工藝因素影響的泄漏速率與理論計算值的差別。為解決這一問題,將Aspen НYSYS軟件(以下簡稱НYSYS)引入后果分析中,利用其功能模塊模擬化工工藝流程,并指定泄漏點實時模擬工藝過程中發(fā)生的泄漏。作為較成熟的化工流程模擬軟件,НYSYS已廣泛應(yīng)用于化工模擬與優(yōu)化,Sunny等[8]利用НYSYS模擬了再氣化液化天然氣(LNG)的合成氣生產(chǎn)單元,預(yù)測出機(jī)組運行最優(yōu)參數(shù)與合成氣氣體的組成。在動態(tài)泄漏擴(kuò)散數(shù)據(jù)方面,付建民等[9]構(gòu)建了基于НYSYS的泄漏等效模型,就ESD閥關(guān)斷順序和延遲對管道流量、泄漏速率在不同泄漏孔徑下的影響進(jìn)行了研究。但是,上述研究均以相對簡單的天然氣管道或生產(chǎn)裝置為對象,未考慮過程控制系統(tǒng)的干預(yù)對泄漏過程的影響,導(dǎo)致在后果分析上產(chǎn)生較大的偏差。

    筆者以某設(shè)計院設(shè)計的沼氣制油裝置為研究對象,將НYSYS軟件用于沼氣制油過程的泄漏模擬,考慮過程控制對泄漏速率的影響,通過準(zhǔn)確預(yù)測不同工藝安全控制條件下的泄漏量,結(jié)合泄漏點所在區(qū)域的場景得到泄漏影響范圍和火災(zāi)爆炸后果,以期為后續(xù)風(fēng)險分析和本質(zhì)安全研究優(yōu)化提供依據(jù)。

    1 氣體泄漏擴(kuò)散爆炸數(shù)學(xué)模型

    1.1 p-R狀態(tài)方程

    沼氣制油工藝泄漏模擬選擇p-R狀態(tài)方程(Рeng-Robinson)[10]建模,p-R方程式是НYSYS常用的物性方法,可以對單相和多相物流進(jìn)行精確計算,其表達(dá)式為:

    式中p表示壓力,Рa;R表示摩爾氣體常數(shù);T表示開氏溫度,K;V表示摩爾體積,mol/L;a、b均表示特征參數(shù);B表示常數(shù)。

    1.2 氣相擴(kuò)散守恒方程

    沼氣制油裝置泄漏氣體擴(kuò)散和爆炸過程由FLACS軟件計算,F(xiàn)LACS通過有限體積法在笛卡爾網(wǎng)格下求解納維—斯托克斯方程(N-S方程),泄漏過程符合連續(xù)性方程和質(zhì)量、能量、動量守恒方程,流體控制方程為:

    式中φ表示求解變量(質(zhì)量、動量和能量等變量);ρ表示氣體密度,kg/m3;μi表示i方向的速度矢量;xj表示j方向的積分;Γφ表示擴(kuò)散系數(shù);Sφ表示源項。

    1.3 燃燒爆炸方程

    沼氣制油裝置泄漏后產(chǎn)生的可燃?xì)庠圃陟o止的條件下被點燃時,燃燒初期為層流狀態(tài),火焰表面光滑,火焰?zhèn)鞑ビ蔁醾鬟f和分子擴(kuò)散決定。在之后的過渡階段,火焰表面起皺,燃燒速度增加變?yōu)闇?zhǔn)湍流狀態(tài),燃燒后期火焰狀態(tài)變?yōu)橥牧?。層流燃燒速度取決于燃料類型、燃料—空氣混合比和壓力,對于每種燃料,不同當(dāng)量比條件下的層流燃燒速度是確定的,可燃?xì)怏w—空氣混合物的層流燃燒速度用體積加權(quán)平均法計算。壓力條件下層流燃燒速率為:

    式中SL表示層流燃燒速率,kg/s;SL0表示初始層流燃燒速率,kg/s;p表示設(shè)定壓力,Рa;p0表示初始壓力,Рa;γp是燃料決定的經(jīng)驗參數(shù)。

    在準(zhǔn)湍流條件下的燃燒速率:

    式中SQL表示準(zhǔn)湍流燃燒速率,kg/s;χ表示燃料決定的常數(shù);R表示火焰半徑,m。

    湍流燃燒速率(ST)的一般表達(dá)式為:

    其中Karlovitz拉伸因子(K)可表示為:

    式中u'表示湍流強(qiáng)度;Re表示湍流雷諾數(shù)。

    最終可得到:

    式中l(wèi)I表示湍流尺度,m-1;μ表示流體黏度,g/(cm·s)。

    FLACS采用的燃燒速率公式為:

    2 甲烷動態(tài)泄漏擴(kuò)散規(guī)律數(shù)值仿真模型

    2.1 沼氣壓縮工藝模塊泄漏模型

    在沼氣制油裝置的幾個主要工藝模塊中,選擇有代表性的沼氣壓縮工藝模塊做動態(tài)泄漏分析。在НYSYS中,將管線的泄漏位置處設(shè)置閥門,閥門出口處的壓力設(shè)置為大氣壓,打開閥門即可進(jìn)行泄漏模擬。利用НYSYS對沼氣壓縮模塊進(jìn)行過程控制系統(tǒng)干預(yù)下物料動態(tài)泄漏強(qiáng)度模擬,其模型如圖1所示。考慮到沼氣資源工藝比較復(fù)雜,為了方便泄漏強(qiáng)度模擬仿真,在不違背實際工藝原則基礎(chǔ)上對裝置進(jìn)行合理簡化。忽略設(shè)備內(nèi)部和工藝管道之中壓力水頭損失和環(huán)境的影響,并假設(shè)沼氣制油工藝所有裝置與環(huán)境熱交換可以忽略。

    2.2 動態(tài)泄漏強(qiáng)度計算

    設(shè)備發(fā)生泄漏后的計算時間域取300 s,動態(tài)泄漏過程分為2個階段:①第一階段,前60 s在前端ESD未關(guān)斷進(jìn)料時,僅在過程控制系統(tǒng)影響下泄漏;②第二階段,后240 s ESD系統(tǒng)檢測到泄漏自動關(guān)斷進(jìn)料,物料在重力作用下泄漏。根據(jù)筆者所取的泄漏孔徑標(biāo)準(zhǔn),沼氣壓縮模塊發(fā)生3種孔徑泄漏的泄漏速率動態(tài)變化曲線如圖2所示,不同孔徑泄漏前60 s和后240 s泄漏速率下降如圖3所示。

    圖1 沼氣壓縮模塊НYSYS模型圖

    圖2 不同泄漏孔徑下沼氣壓縮模塊泄漏速率圖

    圖3 泄漏速率下降率圖

    對于小孔泄漏(5 mm),在前端泄漏開始一分鐘內(nèi)未關(guān)閉進(jìn)料,泄漏速率在60 s時比0秒時下降0.44%,泄漏60~240 s內(nèi)泄漏速率下降3.92%。因此5 mm小孔泄漏對裝置內(nèi)物流壓力影響較小,未進(jìn)行前端ESD進(jìn)料關(guān)斷時裝置仍可保壓運行。對于20 mm和50 mm泄漏孔徑,前端進(jìn)料關(guān)斷前的60 s內(nèi)泄漏速率分別下降5.55%和21.06%,不能保壓運行,當(dāng)進(jìn)行前端關(guān)斷后泄漏速率急劇下降,在關(guān)斷后240 s泄漏時間內(nèi),泄漏速率分別下降46.03%和84.29%。因此對于中孔和大孔泄漏,后300 s的泄漏時間里裝置內(nèi)物料會大量外泄。

    3 橇裝模塊安全間距優(yōu)化

    3.1 沼氣制油裝置物理模型與網(wǎng)格劃分

    參照工藝資料,在FLACS中建立3個小型化橇裝模型(圖4),分別代表沼氣制油裝置的3個工藝模塊,即沼氣凈化處理模塊(左)、壓縮與費托合成模塊(中)、儲罐模塊(右),每個橇裝模塊(以下簡稱橇塊)尺寸為12 m×5 m×5 m。對泄漏擴(kuò)散場景,采用0.4 m均勻網(wǎng)格,與泄漏點射流方向垂直的網(wǎng)格進(jìn)行0.2 m局部加密,為了能讓FLACS正確識別并計算,通過Smooth功能將疏密網(wǎng)格之間有限體積元的厚度變化控制在40%以內(nèi)[11]。

    圖4 大當(dāng)量可燃?xì)庠颇P蛨D

    3.2 安全間距和點火位置對蒸氣云爆炸超壓的影響

    安全間距作為一個開放空間,是一項廣泛應(yīng)用的安全設(shè)計,其原理可以有效防止湍流的產(chǎn)生,切斷增強(qiáng)反應(yīng)物混合、火焰加速和超壓氣體爆炸的正反饋機(jī)制。為了對比不同的安全間距對爆炸超壓的減緩作用,相鄰橇塊之間安全間距分別按照3 m、6 m、9 m進(jìn)行計算(圖4)。圖4中紅色區(qū)域為可燃?xì)庠莆恢?,在不同安全間距條件下研究橇塊內(nèi)充滿大量可燃?xì)怏w(充滿3個橇塊)和橇塊充滿少量可燃?xì)怏w(充滿1個橇塊)兩種情景,可燃?xì)怏w充滿3個橇塊的情景定義為大當(dāng)量可燃?xì)庠颇P停?種不同安全間距場景采用相同體積的可燃?xì)庠?,泄漏點都位于圖4中右側(cè)儲罐橇塊,以便于進(jìn)行對比。少量場景假設(shè)可燃?xì)庠浦怀錆M左邊的沼氣凈化處理橇塊。

    在FLACS中可以通過定義非活性泄壓板來監(jiān)測給定區(qū)域面積上的爆炸壓力載荷,大體積的防爆墻、甲板、設(shè)備外殼等都可直接通過泄壓板獲得爆炸壓力載荷監(jiān)測值,而對于小型設(shè)備,則需要通過定義多個泄壓板,對監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行積分后獲得。文中通過定義非活性泄壓板獲得爆炸過程中沖擊波在平面內(nèi)的平均壓力載荷,可作為裝置承壓載荷設(shè)計的標(biāo)準(zhǔn)。監(jiān)測壓力的非活性泄壓板設(shè)置在每2個橇塊安全間距的中心位置,以監(jiān)測爆炸沖擊波對相鄰橇塊的影響及其在安全間距中的衰減過程。

    合理的安全間距可降低爆炸后火焰?zhèn)鞑ピ斐傻耐牧鲾_動,但FLACS在計算大安全間距時對爆炸沖擊波傳播計算失真,需要通過Data-Dump(數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)儲)方法進(jìn)行修正,對于大型裝置的小安全間距(安全間距與裝置尺寸之比介于0.125~1),F(xiàn)LACS的計算值則與實驗值吻合良好。本研究中的橇塊安全間距為3 m、6 m、9 m,單橇塊裝置最大尺寸為 12 m,屬于小安全間距范圍,可直接通過FLACS進(jìn)行爆炸仿真模擬,其結(jié)果具有較高的可信度。點火位置對可燃?xì)庠频谋ê蠊簿哂泻艽笥绊?,考慮到這一因素,筆者研究了點火源位于橇塊內(nèi)和橇塊間這2種點火方式,得到點火源Y/Z截面上爆炸時間內(nèi)的最大爆炸超壓(pmax)如圖5、6所示。

    在上述2種點火方式中,對比3種不同安全間距和點火位置,在可燃?xì)庠飘?dāng)量體積(Q9)不變的前提下,可以看出:①隨著安全間距的增大,爆炸超壓區(qū)域減小,核心裝置區(qū)域內(nèi)的爆炸超壓明顯降低;②點火位置位于橇塊內(nèi)的pmax和影響面積均小于橇塊間,但差別較小。上述研究結(jié)果表明:對于小型橇裝化沼氣制油裝置,增大橇塊間的安全間距可以明顯降低爆炸火焰?zhèn)鞑ピ斐傻耐牧鲾_動,可以降低爆炸超壓造成的破壞,縮小影響區(qū)域。全區(qū)域可燃?xì)庠票▓鼍胺腔钚孕箟喊灞O(jiān)測到的爆炸超壓平均壓強(qiáng)如表1所示。

    圖5 點火源位于不同安全間距橇塊內(nèi)部時最大爆炸超壓圖

    圖6 點火源位于不同安全間距橇塊間最大爆炸超壓圖

    點火源位于橇塊內(nèi)部時,在安全間距相同的情況下泄壓監(jiān)測板的平均超壓值隨著與點火源距離的增加,超壓值有先增加后降低的趨勢,而橇塊間點火方式則未出現(xiàn)明顯下降。這是由于隨著火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x的增加,湍流擾動越來越強(qiáng)烈,加劇了火焰燃燒速度[12-13],而隨著與點火源距離的增加,可燃?xì)庠仆獠康目扇細(xì)怏w被爆炸沖散,使氣體濃度降低,故泄壓監(jiān)測板監(jiān)測到的平均超壓會出現(xiàn)下降趨勢。橇塊與橇塊間的擁塞度極低,若點火源設(shè)置在橇塊之間,燃燒初級階段不足以造成大的湍流擾動[14-15]。因此該點火方式僅在小型化裝置中能夠產(chǎn)生湍流擾動,在筆者研究的監(jiān)測區(qū)域內(nèi)未出現(xiàn)泄壓監(jiān)測板與點火源距離增加爆炸超壓數(shù)值明顯下降的情況。對分布在單一橇塊內(nèi)的少量可燃?xì)庠?,研究結(jié)果表明,安全間距大小基本不影響爆炸超壓的擴(kuò)散范圍。

    表1 全區(qū)域可燃?xì)庠票▓鼍胺腔钚孕箟喊灞O(jiān)測的平均超壓值表 Рa

    4 保護(hù)隔板排布方式優(yōu)化

    4.1 隔板排布方式

    對于橇裝化沼氣制油裝置,在四周添加隔板可降低設(shè)備外部環(huán)境造成的腐蝕,在生產(chǎn)和吊裝時起到保護(hù)設(shè)備的作用,但增加保護(hù)隔板會增大橇塊的擁塞度,形成半密閉空間,影響泄漏氣體擴(kuò)散,對爆炸后果產(chǎn)生影響[16-17]。筆者對保護(hù)隔板進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計,通過改變橇塊兩側(cè)及兩端隔板的數(shù)量,計算以下6組不同保護(hù)隔板類型:3個橇塊均無保護(hù)隔板(圖7-a)、3個橇塊兩側(cè)都有保護(hù)隔板(圖7-b)、壓縮與費托合成模塊的兩側(cè)、沼氣凈化處理模塊的左側(cè)和儲罐模塊的右側(cè)設(shè)置隔板(圖7-c)、只在沼氣凈化模塊和儲罐模塊的一側(cè)設(shè)置隔板(圖7-d、e)、在每個橇塊的兩端布置隔板(圖7-f)。采用3 m橇塊間距,每組保護(hù)隔板進(jìn)行6組不同泄漏方向研究(±X、±Y、±Z),共得到108組不同泄漏場景,通過FLACS泄漏擴(kuò)散模塊(Release and Dispersion)對其進(jìn)行擴(kuò)散仿真模擬[18],以期得到最優(yōu)的保護(hù)隔板排布方式,將動態(tài)泄漏模擬得到的數(shù)據(jù)作為FLACS泄漏模塊的輸入數(shù)據(jù)。

    4.2 不同保護(hù)隔板排布下爆炸后果

    圖7 6組不同保護(hù)隔板類型示意圖

    對于保護(hù)隔板設(shè)計對爆炸后果的影響,將大當(dāng)量可燃?xì)庠坪驼託庵朴凸に嚄l件下動態(tài)泄漏產(chǎn)生可燃?xì)庠?種情況進(jìn)行對比[20]。在實際工藝條件下凈化處理模塊和壓縮與費托合成模塊發(fā)生5 mm孔徑泄漏都不能產(chǎn)生有效可燃蒸氣云,不具有爆炸風(fēng)險。凈化處理模塊中20 mm孔徑和50 mm孔徑凈化沼氣裝置泄漏在不同保護(hù)隔板類型、不同泄漏方向下的最大等效可燃?xì)庠企w積(Q9)FLACS計算值如圖8所示。沼氣壓縮與費托合成模塊20 mm孔徑泄漏(圖7-b場景兩側(cè)加隔板) 產(chǎn)生的最大等效可燃?xì)庠企w積為5.7 m3,其余保護(hù)隔板排列方式下Q9<1 m3,其爆炸風(fēng)險很小。沼氣壓縮模塊50 mm孔徑泄漏最大爆炸超壓pmax與可燃?xì)庠瞥錆M橇塊的大當(dāng)量氣云爆炸超壓對比如表2所示。

    圖7中(a~f)所示的保護(hù)隔板排布類型,在氣云爆炸中心高度水平最大超壓值對應(yīng)的截面如圖9所示,在大當(dāng)量氣云爆炸條件下,無保護(hù)隔板(圖9-a)時產(chǎn)生的爆炸超壓最小,雙側(cè)增加保護(hù)隔板(圖9-b)會大幅度提高裝置的封閉性,造成最高17.55 kРa的爆炸超壓,遠(yuǎn)大于其他場景(圖9-c~f)。在實際工況泄漏條件下,根據(jù)FLACS動態(tài)泄漏擴(kuò)散結(jié)果,將等效氣云體積值導(dǎo)入爆炸模塊,得到的爆炸超壓為5.784 kРa,也遠(yuǎn)大于其余保護(hù)隔板排布方式。

    由此可知,增加保護(hù)隔板可以明顯控制沖擊波在該方向的傳播。雙側(cè)加保護(hù)隔板爆炸的pmax較之不加隔板保護(hù)措施顯著提升,并且隔板可以顯著降低火焰在該方向的傳播。但是,單側(cè)增加保護(hù)隔板可以在不明顯增加爆炸后果基礎(chǔ)上起到相應(yīng)的保護(hù)作用。

    5 結(jié)論與建議

    1)沼氣制油實際工藝條件下沼氣壓縮模塊小孔孔徑(5 mm)泄漏時前60 s的泄漏速率基本不變,可保壓運行,前端進(jìn)料閥門關(guān)斷后240 s泄漏時間內(nèi)泄漏速率降低3.92%,流量壓力儀表無法發(fā)現(xiàn)泄漏特征。當(dāng)泄漏孔徑為20 mm和50 mm時該值分別為46.03%和84.29%,說明中孔和大孔泄漏會導(dǎo)致裝置內(nèi)物料大量外泄,流量壓力等過程監(jiān)控儀表會有顯著響應(yīng)。設(shè)計中應(yīng)對易發(fā)小孔泄漏部位重點輔以泄漏監(jiān)控。

    圖8 不同隔板排布類型下兩種孔徑泄漏時的Q9值圖

    表2 不同保護(hù)隔板排布類型下最大爆炸超壓圖 kРa

    2)對于沼氣制油橇裝化裝置,適當(dāng)增大橇塊安全間距會大大降低氣體爆炸超壓強(qiáng)度,其中爆炸遠(yuǎn)端壓力監(jiān)測板的爆炸超壓最大值在安全間距為3 m時為 721.1 Рa,而安全間距為 9 m 時降低為 83.68 Рa ;其他變量一致時,點火源位于橇塊內(nèi)部產(chǎn)生的爆炸超壓最大值明顯大于兩橇塊間。

    3)橇塊兩側(cè)加保護(hù)隔板(圖9-b場景),在裝置實際工況下50 mm大孔動態(tài)泄漏導(dǎo)致的爆炸超壓最大值為5.784 kРa,當(dāng)研究可燃?xì)怏w充滿整個橇塊理想狀況時該值為17.55 kРa,兩種爆炸場景下產(chǎn)生的超壓值都遠(yuǎn)高于其余排布方式。

    圖9 不同保護(hù)隔板排布類型下爆炸超壓最大值二維截圖

    4)建議在橇塊單側(cè)增加保護(hù)隔板,在起到泄壓作用同時一旦發(fā)生爆炸不會產(chǎn)生過高爆炸超壓,有利于降低爆炸后果;橇塊間安全間距建議設(shè)置為6 m或更大,在降低爆炸后果前提下盡可能節(jié)省裝置的空間占位。

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