鄭曉云, 陳國明, 付建民, 邱深鑫, 高啟航

(中國石油大學(華東)海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心,山東青島 266580)

LNG是以甲烷為主要成份的低溫液化氣體,常壓下氣液臨界溫度是-162℃,在其儲存和輸送過程中即使是微小的熱量滲透都會導致LNG汽化。光滑圓管內(nèi)流動的LNG在臨界溫度內(nèi)會發(fā)生傳熱惡化[1],因此需要對管道進行保冷設(shè)計。泡沫玻璃作為硬質(zhì)保冷絕熱材料,在LNG輸送管道中應用廣泛,主要用于低溫或者需要嚴格防火的位置[2-3]。泡沫玻璃雖然耐火性能高,但由于其包覆在輸送管道上,并且外層經(jīng)過捆扎,一旦保冷層下出現(xiàn)腐蝕泄漏很難被及時發(fā)現(xiàn),等到儀器能夠檢測到泄漏或者巡檢人員發(fā)現(xiàn)時,泄漏已經(jīng)發(fā)展到很嚴重的程度,這種情況下容易導致災難性后果。保溫材料包覆下的管道或者儲罐發(fā)生的腐蝕,稱為包覆層下腐蝕(Corrosion-under-insulation,CUI)。它是指在包覆層包裹隔離的狀態(tài)下,由于水分侵入,導致管線或者設(shè)備外壁產(chǎn)生腐蝕的現(xiàn)象。管線上一旦出現(xiàn)腐蝕點,在保冷層的覆蓋下腐蝕速度會加快,例如碳鋼在保冷層下的腐蝕速率達1.5～3.0 mm/a,該速率是其在空氣中腐蝕速率的20倍[4-5]。LNG管道輸送過程中,一旦由CUI導致管道出現(xiàn)漏點,泄漏的LNG在大氣環(huán)境中會立刻閃蒸,極易造成燃爆、凍傷和窒息等嚴重后果。中國的LNG接收終端發(fā)展至今不超過30年,其輸送管道的腐蝕速率和泄漏預測目前尚缺乏很多數(shù)據(jù),尤其是保冷下泄漏方面的研究更少。鑒于此,筆者在傳統(tǒng)裸管泄漏試驗的基礎(chǔ)上,設(shè)計試驗系統(tǒng)對泡沫玻璃保冷層下液體泄漏進行研究,并通過仿真模擬泄漏液體在保冷層內(nèi)的流動,揭示保冷層對小孔泄漏的影響。

1 研究現(xiàn)狀

LNG接收站內(nèi)有常壓、低壓、中壓和高壓設(shè)備,最高設(shè)計壓力為13 MPa,根據(jù)溫度區(qū)分,既有低溫設(shè)備,最低設(shè)計溫度-170℃,又有高溫設(shè)備,如排氣筒等局部高溫設(shè)備,最高設(shè)計溫度為140 ℃。在選材上,對設(shè)計溫度低于-100℃的低溫設(shè)備采用不銹鋼制造[6]。LNG輸送管道的腐蝕主要是集中于管道表面某一區(qū)域的局部腐蝕,如晶間腐蝕、應力腐蝕等。奧氏體不銹鋼對晶間腐蝕敏感,在焊接過程中首先造成晶間腐蝕,后期在使用過程中會在介質(zhì)和應力作用下發(fā)生晶間應力腐蝕。因此,由CUI引發(fā)的泄漏事故難以從根源上防治,Geary[7]曾調(diào)研過一起由CUI引發(fā)的管道爆燃事故,發(fā)現(xiàn)廠區(qū)內(nèi)所采用的管材、涂層、包覆層及結(jié)構(gòu)設(shè)備均符合相關(guān)標準,管道仍然發(fā)生了腐蝕穿孔,造成嚴重后果。

對于保冷層下管道泄漏方面的研究,經(jīng)典管道泄漏理論仍是其研究的理論基礎(chǔ),如牛頓流體和非牛頓流體的流動規(guī)律,Levenspiel[8]對該理論進行了系統(tǒng)介紹。其他學者在此基礎(chǔ)上對影響泄漏的諸多因素開展研究并取得了相應成果,如Crowl等[9]針對氣體、液體在設(shè)備中的泄漏過程,建立數(shù)學源模型;Kiljanski[10]對牛頓流體小孔泄漏速率規(guī)律進行試驗及理論分析,證明對于小雷諾數(shù)流動而言,泄漏系數(shù)與雷諾數(shù)的平方根成比例,泄漏系數(shù)同時也取決于孔口長度。在儲罐泄漏方面,Woodward等[11]對儲罐小孔泄漏速率隨時間的變化規(guī)律進行研究,提出基于初始液位和各形態(tài)罐內(nèi)壓力水頭的液相泄漏速率計算公式;Wang等[12]對液相壓力容器臨界裂紋泄漏規(guī)律的研究發(fā)現(xiàn)裂紋摩擦這一因素對泄漏規(guī)律影響很大。He等[13]研究的是泄漏瞬態(tài)過程,對試驗無法實現(xiàn)的工況進行模擬驗證,通過SPS軟件開展了仿真研究;Ferrante等[14]對常用的伯努利方程通過水平軸向動量平衡進行模型修正,并通過試驗驗證其準確度;Bhagwat等[15]研究發(fā)現(xiàn),隨著管道向上傾角增大,低流量入口時,氣液混相流體的含氣率、總壓降會受到顯著影響,隨著流量入口提高,管道向上傾角對流態(tài)參數(shù)的影響逐漸消失;Mode等[16]通過將試驗與理論推導相結(jié)合,對橫向及縱向管道泄漏量進行計算;Samuel 等[17]通過建立試驗系統(tǒng)對帶壓傾角管線泄漏預測模型進行試驗研究。由此可見,對于管道泄漏方面的研究大部分成果都集中在泄漏數(shù)學模型和影響泄漏流動因素上。

對于保冷層下腐蝕泄漏的研究成果較少,Caines等[18]對當前CUI領(lǐng)域的研究成果進行總結(jié),提出未來CUI相關(guān)研究應當涉及更多與風險評估相關(guān)的試驗技術(shù)方法;Choudhary等[19]通過試驗驗證親水纖維能有效降低保冷層內(nèi)含水率。綜上所述,管道腐蝕泄漏研究重點在管道腐蝕機制和漏點定位上,對包覆層下的管道泄漏機制缺乏試驗和理論方面的研究,更缺少結(jié)合工業(yè)過程對特定管道的泄漏過程進行風險評估的相關(guān)試驗及理論驗證。

2 包覆層下泄漏試驗

試驗系統(tǒng)設(shè)備裝配簡圖如圖1所示。液相管道為螺旋狀循環(huán)管道,管道總長度達125 m,不銹鋼管道內(nèi)徑50 mm,計算機操作實現(xiàn)對泵的啟停控制,以設(shè)定正常工況不同管道的流量及壓力。

保冷層泄漏模塊主體由3條支管組成,分別為保冷層泄漏試驗管、裸管泄漏試驗管和無泄漏對照管,其入口端、出口端并聯(lián),與液相管道經(jīng)由軟管及手動球閥連接。支管長度均為1.2 m,兩支泄漏試驗管道設(shè)有圓形泄漏孔,參考風險分析標準選擇小孔泄漏作為代表孔徑,直徑為5 mm[20]。之所以選擇小孔作為代表性泄漏尺寸,是因為由CUI引起的泄漏多為小孔泄漏,并且具有隱蔽性,保冷層對泄漏的影響更明顯。試驗中,通過支管兩端閥門,控制相應支管接入管道系統(tǒng)進行試驗。在LNG的實際泄漏過程中,深冷的LNG邊泄漏邊蒸發(fā),屬于兩相泄漏,由于試驗條件的限制無法實現(xiàn)兩相泄漏的模擬場景,因此試驗介質(zhì)選擇用水代替LNG,模擬純液相泄漏。

泡沫玻璃保冷層由相匹配的外包鐵皮及鋼帶固定在支管上(圖2)。包覆層內(nèi)徑為60 mm,厚度為50 mm,長度為1 m;外包鐵皮長度為1 m,厚度為1 mm,寬度能夠完全包覆保冷層;外包鋼帶寬度為15 mm,厚度為0.5 mm,每組試驗中鋼帶位置及箍緊圈數(shù)固定,滿足緊箍力一致的要求。

圖1 泡沫玻璃包覆層下泄漏試驗系統(tǒng)設(shè)備裝配簡圖Fig.1 Equipment assembly diagram of leakage experiment system with foam glass coating

圖2 試驗系統(tǒng)實景及局部細節(jié)Fig.2 Scenes and local detail diagrams of experiment system

3 試驗規(guī)律分析

試驗系統(tǒng)初始流量為15 L/min,當壓力升至1.5 MPa時,系統(tǒng)報警提示液相管道壓力過高,自動停泵。因此,手動調(diào)節(jié)電磁閥開度控制壓力上限至1.48 MPa,在此試驗工況下,分別進行有保冷層的管道泄漏試驗,采集泄漏模塊入口壓力及出口壓力、液相管道瞬時入口流量及出口流量、泄漏流量、泄漏穩(wěn)定壓降試驗數(shù)據(jù)如表1、2所示。

表1 有保冷層管道泄漏試驗數(shù)據(jù)

表2 無保冷層管道泄漏試驗數(shù)據(jù)

3.1 泄漏壓降對比

通過計算泄漏前管道壓力與泄漏模塊入口泄漏穩(wěn)定壓力之差,得到泄漏穩(wěn)定壓降,兩組試驗泄漏穩(wěn)定壓降對比曲線如圖3所示。兩組泄漏穩(wěn)定壓力下降幅度變化趨勢基本相同。通過兩組數(shù)據(jù)可以看出,保冷層的存在使得壓力降低幅度減小,結(jié)合表3可以發(fā)現(xiàn),在試驗工況0.2～1.48 MPa初始壓力內(nèi),保冷層對泄漏穩(wěn)定壓力維持作用較無保冷層相比,壓力維持增幅均超過10%,增幅隨初始壓力增加有減小趨勢。另外,在試驗過程中發(fā)現(xiàn)保冷層在初始壓力為1.2 MPa的試驗中產(chǎn)生裂紋,在1.4和1.48 MPa試驗中裂紋逐漸擴展。

圖3 泄漏穩(wěn)定壓力下降對比Fig.3 Comparison with stable pressure drop in leakage

表3 泄漏穩(wěn)定壓力下降值對比

Table 3 Comparison with pressure drop in leakage

管道初始壓力/MPa泄漏后管道維持壓力占比/%有保冷試驗組裸管組保冷層對維持壓力影響/% 0.267.8040.1927.610.455.0527.3027.750.646.2321.8724.360.840.4018.5021.901.036.5015.6120.891.233.1414.6018.541.427.9412.7415.201.4822.7412.3410.40

裸管組的壓力下降趨勢明顯低于保冷層管組,這個現(xiàn)象在管道泄漏流體沖擊使保冷層產(chǎn)生裂紋的試驗中,尤其是裂紋較大時更明顯,說明保冷層發(fā)生破裂后,泄漏壓力下降幅度顯著增大。

3.2 泄漏速率對比

圖4為泄漏速率對比,圖5為泄漏速率對比擬合圖。由圖4、5可知,有保冷層管道發(fā)生泄漏時,泄漏速率與管內(nèi)初始壓力滿足關(guān)系

Q1=4.026 4exp(0.669 4p).

(1)

管道無保冷層泄漏時,泄漏速率與初始管內(nèi)壓力滿足關(guān)系

Q2=2.196 1lnp+11.882.

(2)

式中,Qi(i=1,2)為泄漏速率,L/min;p為初始管內(nèi)壓力,MPa。

圖4 泄漏速率對比Fig.4 Comparison of leakage rate

當壓力達到1.77 MPa,保冷層失去對管道泄漏流體的束縛作用,使得有保冷層和無保冷層時的泄漏速率隨壓力的變化趨勢基本一致,滿足同一關(guān)系式。因此,關(guān)系式(1)和(2)適用于初始壓力小于1.77 MPa的情況。

通過比較兩組泄漏速率(表4),發(fā)現(xiàn)保冷層對管道泄漏速率有明顯抑制作用,在試驗工況范圍內(nèi),保冷層對管道泄漏速率抑制作用均超過15%。隨著初始壓力升高,穩(wěn)定泄漏速率也逐漸升高,保冷層對泄漏速率抑制作用變小。通過對比有保冷層的試驗組和裸管對照組發(fā)現(xiàn):有保冷層的管道泄漏速率變化趨勢與無保冷層的裸管試驗組基本一致,如圖4所示。需要注意的是,當初始壓力達1.2 MPa,保冷層出現(xiàn)裂紋后,泄漏流量斜率明顯升高,且隨著初始壓力進一步升高,保冷層裂紋出現(xiàn)擴展,泄漏速率升高趨勢進一步變大,這一現(xiàn)象說明在保冷層發(fā)生破裂后,對泄漏的抑制作用也在減弱。

圖5 泄漏速率對比擬合Fig.5 Comparison fitting of leakage rate

表4 保冷層對泄漏速率影響
Table 4 Effect of cold preservation layer onleakage rate

管道初始壓力/MPa穩(wěn)定泄漏速率/(L·min-1)保冷層裸管保冷層對泄漏速率影響/%0.23.928.3352.980.45.459.8644.730.66.7410.8137.640.87.5811.3733.321.08.1011.8431.561.28.7712.4029.321.49.6112.5623.541.4810.6112.7216.59

3.3 泄漏后穩(wěn)定壓力對比

當初始壓力低于1.2 MPa時,試驗組和裸管組泄漏后穩(wěn)定壓力均持續(xù)增加,且斜率變化保持穩(wěn)定,其中試驗組斜率較大,說明保冷層的存在使得管道泄漏后初始穩(wěn)定壓力的影響變大,如圖6所示。因此,通過試驗數(shù)據(jù)可知保冷層對管道泄漏后的穩(wěn)定壓力有明顯的維持作用。

裂紋充分擴展后,當初始壓力為1.4～1.48 MPa時,泄漏穩(wěn)定壓力變化斜率發(fā)生明顯下降,裂紋的存在使保冷層的壓力穩(wěn)定作用顯著降低。

根據(jù)目前研究可知[21],管道小孔泄漏后穩(wěn)定壓力與管道初始壓力和管道流量等初始條件的值有關(guān),表示為

pw=0.000 3+0.132 1lgp+0.132 1lgQ.

(3)

式中,pw為泄漏穩(wěn)定壓力,MPa;Q為管道體積流量,L/min。

圖6 泄漏穩(wěn)定壓力對比Fig.6 Comparison of leakage stability pressure

將式(3)代入試驗工況中得到的數(shù)值與原始值進行對比,可得到各工況下的修正系數(shù)k(k=pwe/pw,pw為未修正計算值),如表5所示?？梢缘玫叫拚蟊＠鋵酉鹿艿佬】仔孤┓€(wěn)定壓力pwe與各個初始值之間的理論公式,表示為

pwe=k(0.000 3+0.132 1lgp+0.132lgQ).

(4)

這一系列修正系數(shù)與初始壓力之間呈一定相關(guān)關(guān)系,如圖7所示。

表5 修正系數(shù)k值求解表Table 5 Table for solving k value of correction coefficient

圖7 修正系數(shù)與初始壓力相關(guān)性散點圖Fig.7 Scatter diagram of correlation between correction coefficient and initial pressure

4 泡沫玻璃包覆管道泄漏仿真模擬

4.1 模型建立

為了再現(xiàn)泄漏后液體在泡沫玻璃保冷層的流動規(guī)律,驗證CFD模型對保冷層下管道泄漏的適用性,選擇Fluent軟件模擬試驗中的各個工況。由于試驗中使用的泡沫玻璃不吸收水分,沒有流體在保冷層中流動,因此包覆部分不屬于流場域,所建立的模型主要考慮包覆層與管道間縫隙對管道小孔泄漏的影響。采用Design-Model(DM)建模軟件對試驗管道及保冷層縫隙的流場域建模,按照試驗裝置1∶1的比例,縫隙寬度為3 mm,如圖8中的黑色箭頭所示。設(shè)置全局有限元網(wǎng)格邊長為2.5 mm,泄漏通道處的網(wǎng)格邊長為0.5 mm。在管道、包覆層縫隙和泄漏通道處設(shè)置邊界層。網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖9所示,圖10展示了泄漏通道處的網(wǎng)格加密。

圖8 包覆層縫隙建模Fig.8 Gap modeling of coating layer

圖9 網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig.9 Results of grid division

圖10 泄漏通道網(wǎng)格加密Fig.10 Leakage channel grid encryption

4.2 Fluent模擬及結(jié)果

4.2.1k-ε模型

k-ε模型是在單方程模型基礎(chǔ)上,加入一個有關(guān)湍流動能耗散率的方程,組成雙方程模型。分為標準(standard)、重整化(RNG)和可實現(xiàn)(realizable)3種,模擬采用k-ε模型。模型中ε的定義為

(5)

因此,湍流黏度μt可表示為

(6)

標準k-ε模型的運輸方程為

Gk+Gb-ρε-YM+Sk,

(7)

(8)

其中

式中,Gk、Gb為湍流動能k的產(chǎn)生項,分別由平均速度梯度和浮力引起;YM為對總的耗散率的影響,由可壓縮湍流脈動膨脹引起;C1ε、C2ε、C3ε為經(jīng)驗常數(shù),分別為1.44、1.92、0.09;σk、σε取默認值,分別為1.0和1.3;Prt取默認值0.85;gi為自由落體加速度;β為熱膨脹系數(shù);a為聲速。

標準k-ε模型忽略了分子黏性的影響,假設(shè)流動為完全湍流流動,因此標準k-ε模型適用于完全湍流的流動過程模擬。

4.2.2 模擬結(jié)果

以初始工況15 L/min、0.2 MPa為例展示模擬結(jié)果,圖11為泄漏孔處的速度云圖及速度矢量圖。由泄漏孔處的速度矢量圖可以發(fā)現(xiàn),當管道內(nèi)介質(zhì)從泄漏處噴出后,主要動量方向垂直于保冷層壁面,而泡沫玻璃對于水的吸收效果極其微弱,因此在縫隙較窄情況下水觸碰包覆層壁面后會向泄漏孔方向回彈,抑制泄漏發(fā)生。所以在試驗中無保冷層裸管的泄漏速率會高于有保冷層的管道泄漏。

圖11泄漏孔處速度云圖及矢量圖Fig.11 Velocity cloud picture and velocity vector diagram at leakage hole

將各個工況下Fluent模型的泄漏流量與試驗泄漏流量進行對比(表6)。

當初始壓力較低時,泄漏流量的試驗值和模擬值具有較好的一致性;而在較高壓力下,模擬值普遍大于試驗值,如圖12所示。原因為:①在試驗中,縫隙壁面由管道外壁和泡沫玻璃內(nèi)壁組成,液體在流出時,摩擦損失較大,而在進行仿真模擬時,未考慮縫隙內(nèi)的摩擦力;②模擬假設(shè)泄漏模塊的管道保持水平,而試驗中由于管道架之間的高度差,泄漏模塊的管道有所傾斜。

表6 試驗值與模擬值對比Table 6 Comparison between experimental and simulated values

圖12 泄漏流量試驗值與模擬值對比Fig.12 Comparison between experimental values and simulated values of leakage flow rate

4.3 模擬值修正

當壓力較大時,模擬值與試驗值之間產(chǎn)生的誤差也隨之增大,產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因是由于在試驗中高速水流的沖擊作用,水流的作用力導致泡沫玻璃發(fā)生形變,使縫隙尺寸發(fā)生變化。針對這種情況研究一種基于模擬值的泡沫玻璃包覆層形變系數(shù)的修正方法,利用泄漏發(fā)生后的穩(wěn)定壓力及試驗值與模擬值,擬合得到修正系數(shù)C隨穩(wěn)定壓力的變化關(guān)系為

C=0.710 9P-0.197，R2=0.933 3.

(9)

R2是趨勢線擬合程度的指標,越接近于1擬合越可靠。修正后的模擬值如表7。由表7可以看出,考慮保冷層形變并修正后的模擬值在任何工況下均與試驗值具有較好的一致性。

表7 泄漏流量修正值與試驗值對比Table 7 Comparison of modified and experimental values for leakage flow rate

5 結(jié) 論

(1)保冷層的存在使得初始壓力對泄漏穩(wěn)定壓力的影響變大。保冷層有維持泄漏穩(wěn)定壓力的作用,裂紋的存在使得該作用顯著降低。因此,對有泡沫玻璃保冷層的管道,如果以管道壓力下降來判斷是否發(fā)生泄漏,會引起漏報。

(2)對數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計學擬合,并結(jié)合相關(guān)泄漏公式,提出泡沫玻璃包覆下的小孔管道泄漏修正公式,可以為工程實際中有泡沫玻璃保冷層的管道泄漏速率和壓降的預測提供理論依據(jù)。

(3)對試驗過程進行了FLUENT仿真模擬,并結(jié)合試驗數(shù)據(jù)對仿真模型進行參數(shù)修正,修正后的模擬值與試驗結(jié)果吻合很好。