超低溫下甲烷爆炸極限分析及實(shí)驗(yàn)測試裝置設(shè)計(jì)

崔 淦 李自力 付 陽 趙翔宇

(中國石油大學(xué)(華東)儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院)

超低溫下甲烷爆炸極限分析及實(shí)驗(yàn)測試裝置設(shè)計(jì)

崔 淦**李自力 付 陽 趙翔宇

(中國石油大學(xué)(華東)儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院)

國內(nèi)大量學(xué)者對(duì)含氧煤層氣液化流程中各階段的爆炸危險(xiǎn)性進(jìn)行了分析評(píng)價(jià)，而評(píng)價(jià)過程中采用的超低溫下甲烷的爆炸極限數(shù)據(jù)都是基于現(xiàn)有的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到的。通過低溫下甲烷爆炸極限實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與該等經(jīng)驗(yàn)公式的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)，該等經(jīng)驗(yàn)公式在計(jì)算超低溫下甲烷的爆炸極限時(shí)已不再適用，因此前人對(duì)煤層氣液化流程爆炸危險(xiǎn)性的評(píng)價(jià)結(jié)果不完全正確。針對(duì)現(xiàn)有低溫下甲烷爆炸極限數(shù)據(jù)的局限性，構(gòu)建了一套測試超低溫工況下甲烷爆炸極限的實(shí)驗(yàn)裝置，并對(duì)實(shí)驗(yàn)過程中爆炸容器的熱應(yīng)力進(jìn)行了建模分析。研究結(jié)果表明：爆炸過程中，容器會(huì)產(chǎn)生很大的熱應(yīng)力，超過了材料的許用應(yīng)力；在容器體積不變的情況下可通過增加長徑比來減小熱應(yīng)力。

煤層氣液化流程 實(shí)驗(yàn)裝置設(shè)計(jì) 超低溫 甲烷 爆炸 熱應(yīng)力

隨著世界各國對(duì)環(huán)保的重視、對(duì)能源需求的增大，以及石油等傳統(tǒng)能源日益緊缺，煤層氣作為一種新型的高熱值能源(其熱值是通用煤的2～5倍)而被廣泛應(yīng)用。煤層氣燃燒后生成二氧化碳和水，產(chǎn)生的溫室氣體和污染遠(yuǎn)低于煤炭、汽油及柴油等，可減少溫室氣體的排放，具有良好的環(huán)保效益[1～3]。我國煤層氣資源豐富[4]，是世界上繼俄羅斯和加拿大之后的第三大煤層氣儲(chǔ)量國[5]。煤層埋深2 000m以淺的煤層氣資源總量達(dá)36.8×1012m3，約占全世界煤層氣總資源量的13%[6]。我國以前對(duì)煤層氣采取放空的方式，不僅浪費(fèi)資源，而且污染環(huán)境。現(xiàn)在需要開發(fā)新的技術(shù)來利用這部分能量。但是，抽取的煤層氣中會(huì)混入空氣，甲烷濃度通常在30%～80%范圍內(nèi)，在利用現(xiàn)有的管道進(jìn)行加壓輸送時(shí)，存在爆炸的隱患，所以迫切需要解決井下抽放的煤層氣脫氧問題，以提高綜合利用價(jià)值[7]。

煤層氣的脫氧是國內(nèi)外的一個(gè)技術(shù)難題。目前主要的脫氧技術(shù)包括吸附法、膜分離法、燃燒脫氧法和低溫分離法。其中低溫分離法可徹底脫除雜質(zhì)，產(chǎn)品純度高，因而較為常用[8]。而且，日前由中國煤炭科工集團(tuán)重慶煤科院、重慶松藻煤電有限責(zé)任公司和中國科學(xué)院理化技術(shù)研究所共同建設(shè)的低濃度瓦斯深冷液化中試基地以低濃度瓦斯為原料生產(chǎn)液化天然氣(LNG)裝置調(diào)試成功，順利產(chǎn)出合格LNG 產(chǎn)品，證明了這一技術(shù)方案的安全性和可行性[9]。在液化過程中氣體組成發(fā)生變化，遇到殘余重?zé)N液滴、粉塵碰撞產(chǎn)生的零星火花或外界熱源影響時(shí)，可能發(fā)生燃燒爆炸[10]。現(xiàn)有的研究結(jié)果表明，整個(gè)煤層氣低溫工況下危險(xiǎn)性較高的是分餾階段(溫度-160～-170℃、壓力0.1～0.3MPa)[11]，尤其在分餾塔頂部，甲烷濃度有可能在爆炸極限范圍內(nèi)使得整個(gè)裝置具有爆炸危險(xiǎn)性。因此，對(duì)整個(gè)液化流程進(jìn)行模擬，找出具有爆炸危險(xiǎn)性的階段，并采取一定的安全措施，對(duì)于提高實(shí)際生產(chǎn)的安全性很有必要。

1 煤層氣液化流程安全性評(píng)價(jià)

1.1評(píng)價(jià)現(xiàn)狀

國內(nèi)諸多學(xué)者對(duì)煤層氣液化流程安全性進(jìn)行了分析評(píng)價(jià)。余國保等針對(duì)煤層氣開發(fā)現(xiàn)狀，提出液環(huán)泵加壓煤層氣的混合制冷劑循環(huán)液化新工藝，結(jié)合現(xiàn)有的甲烷爆炸極限經(jīng)驗(yàn)公式，分析計(jì)算了煤層氣液化全流程中的爆炸極限[12]。李潤之等對(duì)一簡單含氧煤層氣的脫氧液化流程工藝進(jìn)行描述，在理論分析的基礎(chǔ)上對(duì)整個(gè)液化流程中的各個(gè)環(huán)節(jié)進(jìn)行爆炸危險(xiǎn)性分析，得出相應(yīng)的安全對(duì)策與措施[13]。李秋英等針對(duì)某一典型煤層氣氣源條件和組分特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了一種新型的液化精餾工藝流程，結(jié)合HYSYS軟件模擬計(jì)算結(jié)果和爆炸極限理論，對(duì)該液化精餾工藝流程的爆炸極限進(jìn)行了分析計(jì)算，結(jié)果表明煤層氣中甲烷濃度在壓縮、液化和節(jié)流過程中都高于爆炸上限，操作過程安全性比較高，但在精餾塔頂部甲烷濃度開始低于爆炸上限而導(dǎo)致精餾過程存在安全隱患[6]。馬文華等應(yīng)用擴(kuò)展的爆炸三角形理論，對(duì)一種含氧煤層氣的低溫液化——分餾工藝流程進(jìn)行了安全性分析[14]。通過比較主要節(jié)點(diǎn)的組分含量是否處于爆炸范圍內(nèi)對(duì)流程的安全性進(jìn)行評(píng)價(jià)。

1.2評(píng)價(jià)方法

以上評(píng)價(jià)方法都是利用HYSYS軟件對(duì)整個(gè)液化流程進(jìn)行模擬，得出各個(gè)階段的工況參數(shù)(包括甲烷濃度、溫度和壓力參數(shù))。由于常溫常壓下甲烷的爆炸極限5%～15%在低溫工況下已不再適用，而這些數(shù)據(jù)均是采用常溫常壓、高溫高壓下得出的甲烷爆炸極限經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到的低溫下的甲烷爆炸極限，并以此為參考進(jìn)行安全性評(píng)價(jià)，雖然爆炸極限經(jīng)驗(yàn)公式已在常溫或高溫工況得到較好的驗(yàn)證，但是在低溫工況下是否適用目前沒有探討，因此，有必要討論經(jīng)驗(yàn)公式在低溫環(huán)境下的適用性。

2 爆炸極限經(jīng)驗(yàn)公式的低溫適用性探討

2.1經(jīng)驗(yàn)公式

影響爆炸極限的因素有很多，如初始溫度、壓力及點(diǎn)火源的能量等。當(dāng)煤層氣的成分是甲烷與空氣的混合物時(shí)，考慮溫度和壓力的影響，混合物的爆炸極限計(jì)算公式為[15]：

U=[UCH4+20.6(lgp+1)][1+8×10-4(t-25)]

(1)

L=LCH4[1-8×10-4(t-25)]

(2)

式中L——某一壓力溫度下的爆炸下限，%；

LCH4——常溫常壓下甲烷的爆炸下限，%；

p——初始?jí)毫?，MPa；

t——初始溫度，℃；

U——某一壓力溫度下的爆炸上限，%；

UCH4——常溫常壓下甲烷的爆炸上限，%。

在煤層氣液化流程的壓縮階段和冷量回收階段，甲烷呈氣相，無相變的發(fā)生。而在液化、節(jié)流及精餾等階段，因?yàn)榘l(fā)生相變，使得甲烷的濃度發(fā)生改變，此時(shí)，影響甲烷爆炸極限的因素除了溫度和壓力條件外，還有氣體組成成分的影響。當(dāng)甲烷與空氣混合氣體中有惰性氣體成分存在時(shí)，爆炸性混合氣體可看作被惰性氣體稀釋的燃?xì)馀c空氣的混合物[16]。液化流程中涉及的氣體可以看作被氮?dú)庀♂尩幕旌蠚怏w。根據(jù)Extended Le Chatelier公式[17]可知燃?xì)獾谋O限為：

20.6(lgp+1)}[1+8×10-4(t-25)]

(3)

(4)

式中c1——甲烷的摩爾分?jǐn)?shù)；

L′——含惰性氣體下某一壓力溫度下的爆炸下限，%；

n1——消耗1mol甲烷所需的氧氣的摩爾數(shù)；

U′——含惰性氣體下某一壓力溫度下的爆炸上限，%。

2.2經(jīng)驗(yàn)公式驗(yàn)證

利用以上經(jīng)驗(yàn)公式(3)、(4)計(jì)算了常壓下，不同低溫工況與不同氮?dú)夂肯碌募淄楸O限，并與現(xiàn)有的低溫下甲烷的爆炸極限數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比，其對(duì)比結(jié)果如圖1所示。

圖1中，exp-L(-Li)和exp-U(-Li)分別代表Li Z M等實(shí)驗(yàn)測試的爆炸下限和上限[18]；exp-L(-Karim)代表Karim G A等實(shí)驗(yàn)測試的爆炸下限[19]；exp-U(-Wierzba)代表Wierzba I等測試的爆炸上限[20]；cal-L和cal-U分別代表經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算的爆炸下限和爆炸上限；r表示可燃?xì)怏w中惰性氣體與甲烷的摩爾分?jǐn)?shù)之比。

a. r=0

b. r=1

c. r=2

d. r=3

通過以上比較得出，r=0(即純甲烷)時(shí)，低溫環(huán)境下，經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算的爆炸下限值與Li Z M等的實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有很好的吻合性，但遠(yuǎn)低于Karim G A等的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算的爆炸上限值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果都有很大的不同，而文獻(xiàn)[18～20]實(shí)驗(yàn)結(jié)果較大的差異性主要是由于爆炸容器和爆炸判據(jù)的不同導(dǎo)致的。隨著惰性氣體含量的增加，經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)測試值相差逐漸增大，且爆炸上限的差異遠(yuǎn)大于爆炸下限的差異。因此，以上的經(jīng)驗(yàn)公式在計(jì)算低溫下甲烷的爆炸極限時(shí)已不適用，從而使利用經(jīng)驗(yàn)公式得到的結(jié)果來評(píng)價(jià)煤層氣液化流程的安全性是錯(cuò)誤的。

為了準(zhǔn)確地對(duì)煤層氣液化流程進(jìn)行評(píng)價(jià)，需要開展低溫下甲烷的爆炸極限實(shí)驗(yàn)測試。然而，由于目前已有實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的局限性(下文述及)，需要構(gòu)建一套超低溫工況下甲烷爆炸極限測試裝置。下文首先對(duì)可燃?xì)怏w的爆炸極限裝置進(jìn)行調(diào)研分析，然后對(duì)自行構(gòu)建的實(shí)驗(yàn)裝置進(jìn)行簡單介紹，最后針對(duì)爆炸容器在實(shí)驗(yàn)過程中出現(xiàn)的熱應(yīng)力進(jìn)行分析。研究結(jié)果可對(duì)實(shí)驗(yàn)裝置的構(gòu)建和實(shí)驗(yàn)的安全開展提供指導(dǎo)。

3 超低溫下甲烷爆炸極限實(shí)驗(yàn)裝置設(shè)計(jì)

3.1甲烷爆炸極限測試裝置調(diào)研分析

調(diào)研了目前國內(nèi)外已有的可燃?xì)怏w爆炸極限測試裝置和相關(guān)實(shí)驗(yàn)，主要的成果可分為高溫和低溫工況。

測試高溫下甲烷的爆炸極限實(shí)例較多。Vanderstraeten B等利用兩種爆炸極限判別標(biāo)準(zhǔn)，通過8L球形容器實(shí)驗(yàn)研究了壓力和溫度對(duì)甲烷-空氣混合氣體爆炸上限的影響，初始?jí)毫Ψ秶鸀?.1～5.5MPa，初始溫度范圍為25～200℃[21]；Gieras M等采用40L球形爆炸容器實(shí)驗(yàn)測試了在不同初始溫度下甲烷空氣混合氣體的爆炸參數(shù)，初始溫度范圍為293～473K[22]；Kondo S等采用12L球形燒瓶研究了溫度對(duì)于可燃?xì)怏w爆炸極限的影響，溫度范圍是5～100℃，高溫通過電加熱帶加熱實(shí)現(xiàn)，低溫工況通過冷水浴來實(shí)現(xiàn)[23]；Wu X等采用理論和實(shí)驗(yàn)測試的方法研究了溫度和濕度對(duì)于乙烯爆炸極限的影響，實(shí)驗(yàn)采用直徑60mm的玻璃管容器，初始溫度的范圍為55～-5℃[24]；Tang C L等利用封閉圓柱形容器，實(shí)驗(yàn)研究了高濃度甲烷分?jǐn)?shù)的天然氣在不同初始工況下的爆炸特性，控溫方式為電加熱帶加熱，初始溫度范圍為305～453K，初始?jí)毫Ψ秶鸀?.1～0.6MPa[25]；Liu X L和Zhang Q采用5L圓柱形爆炸容器測試了在不同初始溫度和初始?jí)毫ο職錃夂涂諝饣旌蠚怏w的爆炸上限和下限，控溫方式為水浴加熱，其中初始溫度范圍為21～90℃，初始?jí)毫Ψ秶鸀?.1～0.4MPa[26]。

國內(nèi)外測試低溫下甲烷的爆炸極限實(shí)例相當(dāng)有限。Karim G A等采用直徑50mm、長1 000mm的圓柱形不銹鋼管[19]，實(shí)驗(yàn)測試了143～298K初始溫度、常壓下甲烷的爆炸下限，爆炸判據(jù)為火焰?zhèn)鞑?，制冷方式為液氮制冷，?shí)驗(yàn)裝置如圖2所示。圖2中，制冷盤管通過液氮在爆炸管壁的蒸發(fā)來實(shí)現(xiàn)內(nèi)部氣體的降溫，保溫層起到保溫作用。爆炸容器內(nèi)部設(shè)置了6個(gè)溫度傳感器，通過溫度傳感器的值來判斷容器內(nèi)部溫度是否達(dá)到均勻一致。Wierzba I等采用相同的實(shí)驗(yàn)裝置和測試方法研究了常壓低溫下可燃?xì)怏w的爆炸上限，溫度工況由常溫到-60℃[20]；接著，Wierzba I等研究了氫氣和一些燃料混合氣在低溫下的爆炸極限[27]，爆炸上限的初始溫度范圍為室溫到-60℃，爆炸下限的初始溫度范圍是室溫到-100℃。

圖2 文獻(xiàn)[19]的實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

Li Z M等構(gòu)建了一圓柱形爆炸容器，內(nèi)徑100mm，高度200mm，實(shí)驗(yàn)測試了常壓以及不同低溫下、不同甲烷/氮?dú)鉂舛认碌谋O限，其中溫度范圍為150～300K[18]。實(shí)驗(yàn)裝置示意圖如圖3所示。圖中，通過蒸發(fā)器對(duì)低溫恒溫器降溫，使低溫恒溫器內(nèi)的空氣達(dá)到某一低溫，然后通過空氣的熱傳導(dǎo)和熱對(duì)流(主要是熱傳導(dǎo))對(duì)爆炸容器進(jìn)行降溫。

由以上研究不難得出，對(duì)于高溫工況下甲烷爆炸極限的研究已經(jīng)相當(dāng)成熟，而低溫工況下甲烷爆炸極限的實(shí)驗(yàn)研究很少?，F(xiàn)有實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)都是在初始狀態(tài)為常壓下測試完成的，而且最低溫度僅為143K，針對(duì)整個(gè)煤層氣低溫工況下危險(xiǎn)性較高的分餾階段(溫度-170～-160℃、壓力0.1～0.3MPa)工況沒有任何研究，從而對(duì)整個(gè)液化流程危險(xiǎn)性無法準(zhǔn)確評(píng)價(jià)。而且，已有的測試數(shù)據(jù)選擇的溫度范圍跨度(50K)很大，導(dǎo)致在采用插值法獲得兩溫度之間爆炸極限時(shí)誤差很大。因此，需要構(gòu)建一超低溫下甲烷爆炸極限實(shí)驗(yàn)測試裝置，測試工況包括初始溫度-170～0℃，初始?jí)毫?.1～0.9MPa。

3.2實(shí)驗(yàn)裝置構(gòu)建

關(guān)于爆炸容器的設(shè)計(jì)壓力和壁厚的計(jì)算大量學(xué)者進(jìn)行了研究[28～30]，由于相關(guān)計(jì)算原理比較簡單在此不再進(jìn)行贅述。筆者通過相關(guān)計(jì)算設(shè)計(jì)，得到爆炸容器為內(nèi)徑200mm、高度200mm的圓柱體，設(shè)計(jì)壓力45MPa，壁厚50mm，材料為304不銹鋼。實(shí)驗(yàn)裝置流程設(shè)計(jì)如圖4所示。

圖3 文獻(xiàn)[18]的實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

圖4 實(shí)驗(yàn)裝置流程圖

該實(shí)驗(yàn)裝置流程主要由以下部分構(gòu)成：

a. 配氣系統(tǒng)。配氣系統(tǒng)主要由氣體鋼瓶和相應(yīng)的閥門組成，采用分壓法手動(dòng)配氣。由于分壓法配氣具有一定的誤差，最終可燃性氣體的濃度由氣相色譜儀測試得到。

b. 氣體攪拌系統(tǒng)。氣體攪拌系統(tǒng)采用磁力攪拌器，使得氣體混合均勻，攪拌容器具有與爆炸容器相同的壓力等級(jí)。

c. 抽真空系統(tǒng)。在進(jìn)行實(shí)驗(yàn)前，采用真空泵對(duì)整個(gè)實(shí)驗(yàn)裝置進(jìn)行抽真空。

d. 點(diǎn)火系統(tǒng)(圖5)。閉合充電開、關(guān)打開點(diǎn)火開關(guān)，實(shí)現(xiàn)對(duì)電容器充電；然后打開充電開關(guān)、關(guān)閉點(diǎn)火開關(guān)，實(shí)現(xiàn)對(duì)電容器放電，從而在兩電極之間產(chǎn)生電火花。此點(diǎn)火系統(tǒng)還可以同時(shí)測量可燃?xì)怏w在超低溫下引爆的最小點(diǎn)火能，可以直接使用示波器配合電壓探頭和電流探頭加載到電極兩端進(jìn)行放電過程中電極兩端電壓和電流的測試，通過積分法獲得最小點(diǎn)火能的值。對(duì)于此點(diǎn)火系統(tǒng)，由于電容儲(chǔ)存的能量很小，電壓探頭的內(nèi)阻有限(典型的，100MΩ)，測試電壓時(shí)有可能導(dǎo)致點(diǎn)火失敗，即無法放電。其原因是：點(diǎn)火繼電器閉合的瞬間，充電電容作為放電電源，會(huì)通過電壓探頭構(gòu)成放電回路而泄漏。如果電容很大，電壓探頭泄漏的電量可忽略，但氣體爆炸點(diǎn)火用的儲(chǔ)能很小，儲(chǔ)存的電量會(huì)短時(shí)間泄放而導(dǎo)致電壓迅速下降。此時(shí)需要在電壓探頭上串聯(lián)一個(gè)分壓電阻，提高電壓測量回路的內(nèi)阻。

e. 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括采集爆炸容器內(nèi)的壓力、溫度及點(diǎn)火能量等的即時(shí)數(shù)值。為保證測量精度和控制的可靠性，采用C168H數(shù)字采集控制卡實(shí)現(xiàn)數(shù)字化采集傳輸。

f. 控溫系統(tǒng)。采用單級(jí)復(fù)合工質(zhì)制冷，能夠使溫度降低至-170℃。制冷箱內(nèi)部設(shè)置一圓柱形筒體，外形尺寸比爆炸容器稍大，筒體內(nèi)部材料為304不銹鋼，表面溫度能夠達(dá)到-170℃。內(nèi)腔體和爆炸容器之間留有一定間隙，之間充入鋁粉進(jìn)行傳熱。即采用固體導(dǎo)熱的方式進(jìn)行換熱，效率要比文獻(xiàn)[18]中的實(shí)驗(yàn)裝置所用的氣體導(dǎo)熱的方式效率高。

g. 安全系統(tǒng)。系統(tǒng)中設(shè)有多個(gè)阻火器和安全閥，爆炸容器上裝有爆破片，實(shí)驗(yàn)室內(nèi)裝有瓦斯報(bào)警器，當(dāng)有氣體泄漏時(shí)，能及時(shí)發(fā)現(xiàn)并切斷整個(gè)流程的工作。

圖5 點(diǎn)火系統(tǒng)原理圖

3.3爆炸容器熱應(yīng)力分析

溫度應(yīng)力，亦稱“熱應(yīng)力”，指物體由于溫度升降不能自由伸縮或物體內(nèi)各部分的溫度不同而產(chǎn)生的應(yīng)力。根據(jù)理論計(jì)算，空氣與甲烷爆炸所產(chǎn)生的溫度可超過3 000℃。雖然容器較小，爆炸產(chǎn)生的總熱量有限，但若在極短的時(shí)間內(nèi)爆炸產(chǎn)生的高溫氣體與溫度極低(-160℃)的容器內(nèi)壁換熱，則容器內(nèi)壁溫度迅速升高，容器外壁溫度保持不變(-160℃)，會(huì)導(dǎo)致容器在厚度方向上產(chǎn)生較大的溫度梯度而產(chǎn)生相當(dāng)大的溫度應(yīng)力。為確定溫度應(yīng)力的大小，將ANSYS的熱分析模塊和應(yīng)力分析模塊進(jìn)行耦合，分析容器在該種工況下的熱應(yīng)力。利用ANSYS對(duì)筆者所設(shè)計(jì)的容器建立如圖6所示的模型。

據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)可知：爆炸后，氣體瞬間被加熱到2 000℃以上。由于爆炸會(huì)產(chǎn)生明亮的火焰和強(qiáng)烈的沖擊擾動(dòng)，因此，爆炸過程中氣體與器壁換熱方式主要有輻射換熱和對(duì)流換熱兩種方式。

圖6 ANSYS建模

假設(shè)爆炸反應(yīng)完全，生成產(chǎn)物全部為H2O和CO2，其中H2O和CO2單位時(shí)間單位面積的輻射換熱如下：

(5)

(6)

式中E——單位時(shí)間、單位面積的輻射換熱量，W/m2；

pCO2——CO2分壓，Pa；

pH2O——H2O分壓，Pa；

S——輻射換熱面積，m2；

Tg——?dú)怏w溫度，K。

因此，通過對(duì)時(shí)間積分得總輻射換熱量為：

0.188×Δt}dt

(7)

根據(jù)對(duì)流換熱公式，單位時(shí)間內(nèi)對(duì)流換熱熱量為：

(8)

式中A——對(duì)流換熱面積，m2；

h——對(duì)流換熱系數(shù)，W/m2。

將輻射換熱和對(duì)流換熱作為換熱邊界，得到爆炸后0.1s時(shí)的溫度分布和應(yīng)力分布如圖7所示。

a. 溫度分布

b. 應(yīng)力分布

由圖7a可知，爆炸發(fā)生0.1s后，容器內(nèi)外壁溫差達(dá)到60K，溫差很大；容器應(yīng)力大都在151MPa，應(yīng)力最大值在容器內(nèi)壁處，達(dá)到625MPa，遠(yuǎn)高于材料的許用應(yīng)力，容器失效。

為了對(duì)比分析，采用同樣的建模方法，對(duì)文獻(xiàn)[18]中所用的容器進(jìn)行了熱應(yīng)力分析，得到相應(yīng)的溫度分布和應(yīng)力分布如圖8所示。

a. 溫度分布

b. 應(yīng)力分布

由圖8a可知，爆炸0.1s后，容器內(nèi)外壁溫差達(dá)到15K，應(yīng)力最大值在容器內(nèi)壁處，達(dá)到256MPa，仍然高于材料的許用應(yīng)力。但是，文獻(xiàn)[18]中整個(gè)實(shí)驗(yàn)過程是安全的，因此，以上建模計(jì)算得到的應(yīng)力值是偏大的，這主要是基于以下假設(shè)造成的：爆炸熱量瞬間釋放，在極短的時(shí)間內(nèi)將氣體爆炸過程看作是絕熱的。這樣使得理論計(jì)算溫度遠(yuǎn)高于實(shí)際溫度(理論計(jì)算溫度能夠超過3 000K，而實(shí)測溫度2 000K左右)。

與筆者設(shè)計(jì)的容器(6.28L)相比文獻(xiàn)[18]所用的容器(1.57L)體積小很多。容器體積的減小使氣體總放熱量變小，同時(shí)內(nèi)徑變小則在承壓不變的情況下壁厚會(huì)相應(yīng)減薄，從而使熱應(yīng)力減小。因此，筆者對(duì)所設(shè)計(jì)的容器進(jìn)行改造，內(nèi)徑變?yōu)?00mm，高度變?yōu)?00mm，壁厚為30mm，通過建模計(jì)算得到新容器的熱應(yīng)力為204MPa，熱應(yīng)力值大幅減小，低于材料的許用應(yīng)力。為了保證容器安全，可在容器內(nèi)部加應(yīng)變片，實(shí)時(shí)監(jiān)測爆炸過程中應(yīng)力的大小。

4 結(jié)論

4.1現(xiàn)有的爆炸極限經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式對(duì)于計(jì)算超低溫下甲烷的爆炸極限不再適用，隨著惰性氣體含量的增加，計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值差距增加，且爆炸上限差距遠(yuǎn)大于爆炸下限之間的差距。前人利用經(jīng)驗(yàn)公式得到的結(jié)果來評(píng)價(jià)煤層氣液化流程的安全性是錯(cuò)誤的。

4.2低溫工況下甲烷爆炸極限的實(shí)驗(yàn)研究很少。現(xiàn)有的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)沒有包含整個(gè)煤層氣低溫工況下危險(xiǎn)性較高的分餾階段。需構(gòu)建一超低溫下甲烷爆炸極限測試裝置，實(shí)驗(yàn)工況范圍：初始溫度103.15～273.00K，初始?jí)毫?.1～0.9MPa。

4.3自行構(gòu)建的爆炸容器在爆炸過程中會(huì)產(chǎn)生很大的熱應(yīng)力，遠(yuǎn)高于材料的許用應(yīng)力，材料失效。通過進(jìn)一步模擬計(jì)算，對(duì)自行構(gòu)建的爆炸容器尺寸進(jìn)行調(diào)整，在容器承壓不變的情形下，通過增大長徑比可以減小容器在爆炸過程中的熱應(yīng)力。

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MethaneExplosionLimitAnalysisandTestingDeviceDesignunderCryogenicConditions

CUI Gan, LI Zi-li, FU Yang, ZHAO Xiang-yu

(CollegeofPipelineandCivilEngineering,ChinaUniversityofPetroleum,Qingdao266580,China)

The scholars at home have the methane explosion limit data attained under ultra-low temperatures and the existing empirical formula adopted to analyze and evaluate explosion risks in each stage of oxygen-bearing CBM liquefaction process. Comparing its experimental data with the calculation result through empirical formula shows that this empirical formula is inapplicable when calculating methane explosion limit under cryogenic conditions and it may results in incorrect results in explosion risk evaluation. Considering this, a testing device for the methane explosion limit under low temperature conditions was designed and in the process of experiment, the thermal stress of explosion containers was modeled to show that, during the explosion process, the thermal stress produced can exceed allowable stress of the material; and in the case of a constant container volume, the thermal stress can be lowered by increasing the length to diameter ratios. The aforesaid results have guiding significance for the safety in testing the methane explosion limit under ultra-low temperatures.

CBM liquefaction process, testing deice design, ultra-low temperature, methane, explosion, thermal stress

*國家科技重大專項(xiàng)大型油氣田及煤層氣開發(fā)(2008ZX05017-04-01)，中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金項(xiàng)目(15CX06071A)。

**崔 淦，男，1989年1月生，博士研究生。山東省青島市，266580。

TQ050.2

A

0254-6094(2016)03-0302-09

2015-05-09，

2016-05-10)