沼氣制油橇裝裝置的燃爆風(fēng)險分析與優(yōu)化設(shè)計

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。