岑康 鄧宇凡 劉丹 宋斌 王磊 羅飛

1.西南石油大學(xué)土木工程與測(cè)繪學(xué)院 2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)建筑學(xué)院 3.成都深冷液化設(shè)備股份有限公司

各類大中型天然氣場(chǎng)站常采用放空管來(lái)實(shí)現(xiàn)緊急事故或正常維修工況下的天然氣放空燃燒,確保生產(chǎn)安全并保護(hù)環(huán)境。目前,天然氣放空管常用的點(diǎn)火裝置主要有地面外傳火點(diǎn)火、高空電點(diǎn)火和地面爆燃點(diǎn)火等[1-6]。地面外傳火點(diǎn)火裝置只能就地操作,無(wú)法遠(yuǎn)程點(diǎn)火,操作不便,已逐步淘汰。高空電點(diǎn)火裝置目前最為常用,但由于日曬雨淋,點(diǎn)火線圈故障頻發(fā),且安裝在放空管口,高空維修作業(yè)風(fēng)險(xiǎn)高[7]。

近年來(lái),地面爆燃點(diǎn)火裝置由于無(wú)需高空維修作業(yè),同時(shí)可遠(yuǎn)程點(diǎn)火,正逐步得到推廣應(yīng)用。其工作原理如圖1所示:壓縮空氣和燃料氣分別通過(guò)各自管路進(jìn)入爆燃發(fā)生室,混合后進(jìn)入傳火管;當(dāng)混合氣體體積分?jǐn)?shù)達(dá)到爆燃范圍時(shí),利用爆燃發(fā)生室內(nèi)的電點(diǎn)火裝置點(diǎn)燃混合氣體,經(jīng)傳火管將火焰?zhèn)鞯椒趴展芸诟浇?引燃放空天然氣[8]。然而,由于目前對(duì)傳火管爆燃傳火機(jī)理認(rèn)識(shí)不足,缺乏針對(duì)性的設(shè)計(jì)、安裝與操作指引,導(dǎo)致目前地面爆燃點(diǎn)火裝置普遍存在一次點(diǎn)火成功率低的問(wèn)題,限制了該技術(shù)的推廣應(yīng)用。

目前,針對(duì)狹長(zhǎng)管道、隧道等內(nèi)的可燃?xì)怏w爆炸過(guò)程已開(kāi)展了大量實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬研究:如采用FLUENT研究狹長(zhǎng)密閉管道內(nèi)汽油空氣混合物的預(yù)混火焰?zhèn)鞑ヌ匦訹9-12],以及管內(nèi)燃?xì)獗蓟鹧婧蛪毫Σ▊鞑ヒ?guī)律[13];采用FLACS模擬隧道內(nèi)油氣爆炸過(guò)程[14],以及密閉空間內(nèi)丙烷-空氣混合物的湍流火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程[15];采用AutoReaGas模擬直巷道內(nèi)瓦斯爆炸[16];對(duì)狹長(zhǎng)通道中瓦斯爆炸沖擊波的傳播特征進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究[17-18]。但尚未見(jiàn)針對(duì)地面爆燃點(diǎn)火裝置傳火機(jī)理及其點(diǎn)火性能評(píng)價(jià)方面的文獻(xiàn)報(bào)道。

本研究以典型天然氣放空管地面爆燃點(diǎn)火裝置傳火管為研究對(duì)象,嘗試采用FLACS定量分析傳火管點(diǎn)火動(dòng)態(tài)過(guò)程,探討傳火管內(nèi)的可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)、充裝率、傳火管長(zhǎng)度對(duì)點(diǎn)火性能的影響,為天然氣放空管地面爆燃點(diǎn)火裝置的優(yōu)化設(shè)計(jì)、安裝固定與點(diǎn)火操作提供理論支撐。

1 數(shù)值模型

1.1 基本方程

FLACS將湍流和化學(xué)反應(yīng)耦合,在三維笛卡爾網(wǎng)格下采用有限體積法求解可壓縮氣體的N-S方程,并配合邊界條件求解計(jì)算區(qū)域中的超壓、火焰速度和燃料消耗量等變量值。其基本控制方程如式(1)[19]:

式中:φ為通用求解變量,主要包括質(zhì)量、動(dòng)量和能量;ρ為氣體密度,kg/m3;xj為j方向上的長(zhǎng)度坐標(biāo),m;ui為i方向上的速度矢量;Γφ為擴(kuò)散系數(shù);Sφ為源項(xiàng)。

在FLACS中,可燃?xì)怏w的燃燒模型主要由火焰模型和燃燒速度模型組成[19]。在可燃?xì)怏w燃爆過(guò)程中,通常采用β火焰模型,以確?；鹧嬉砸欢ǖ乃俣认蛩闹軘U(kuò)散傳播。其中,火焰面的厚度約為網(wǎng)格尺寸的3～5倍。

燃燒速度模型包括層流燃燒速度模型、準(zhǔn)層流燃燒速度模型和湍流燃燒速度模型[19]。其中,層流燃燒速度模型為:

式中:SL為層流燃燒速度,m/s;SL0為指定參考?jí)毫ο碌娜紵俣?m/s;p0為參考?jí)毫?Pa;rp為層流燃燒速度的壓力指數(shù)。

準(zhǔn)層流燃燒速度模型為:

式中:SQL為準(zhǔn)層流燃燒速度,m/s;u′為湍流速度脈動(dòng)的均方根,m/s;l為湍流長(zhǎng)度,m。

湍流燃燒速度模型為:

式中:ST為湍流燃燒速度,m/s。

FLACS模擬爆炸過(guò)程中,不同燃燒階段選擇的燃燒速度由式(5)確定:

式中:Sv為選擇的燃燒速度,m/s。

1.2 物理模型與計(jì)算域

天然氣放空管高度一般介于20～30 m。在后續(xù)分析中如無(wú)特別說(shuō)明,均假設(shè)傳火管高度為25 m,其內(nèi)孔尺寸為0.1 m×0.1 m,如圖2所示。由于爆燃發(fā)生室位于傳火管底部,且其長(zhǎng)度和容積與傳火管相比均很小,對(duì)傳火管內(nèi)火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程影響不大。為簡(jiǎn)化起見(jiàn),將地面爆燃裝置點(diǎn)火與傳火系統(tǒng)簡(jiǎn)化為底端封閉、上端開(kāi)口的等截面管道,點(diǎn)火源位于管道底部。幾何模型與坐標(biāo)系如圖2所示。

燃料氣組分如表1所列,與空氣均勻混合后充裝于傳火管內(nèi)。計(jì)算域初始?jí)毫?.01×105Pa,初始溫度20℃,重力加速度9.8 m2/s。計(jì)算域Z=0 m邊界條件為EULER,其余邊界條件均為PLANE_WAVE。傳火管內(nèi)外壁面均采用無(wú)滑移邊界條件,法向壓力、溫度、密度梯度均為0。由于傳火管較長(zhǎng),傳火過(guò)程中壁面存在較大熱損失,采用六通量熱輻射模型來(lái)考慮傳火管內(nèi)高溫燃燒產(chǎn)物與低溫壁面之間的傳熱[19]。為便于分析傳火管內(nèi)不同位置處的壓力、溫度、速度等參數(shù)變化規(guī)律,設(shè)置3個(gè)監(jiān)控點(diǎn),分別位于傳火管中軸線的底部MP1(0.07,0.07,0.50)、中段MP2(0.07,0.07,12.50)和上端管口處MP3(0.07,0.07,25.00),如圖2所示。

表1 燃料氣組分

為了平衡計(jì)算精度與計(jì)算成本,分別開(kāi)展了計(jì)算域和網(wǎng)格敏感性分析。計(jì)算域敏感性分析結(jié)果詳見(jiàn)圖3和表2,網(wǎng)格敏感性分析結(jié)果詳見(jiàn)圖4和表3。需要說(shuō)明的是,由于FLACS中相鄰網(wǎng)格的拉伸倍數(shù)不宜超過(guò)1.2倍[19],因此,僅對(duì)計(jì)算核心區(qū)(傳火管)之外的網(wǎng)格沿X、Y、Z方向分別進(jìn)行了1.1倍、1.2倍拉伸方案的討論。從圖3、圖4、表2和表3可知,計(jì)算域方案No.4和網(wǎng)格方案No.6,在保證精度的同時(shí),可顯著節(jié)約計(jì)算時(shí)長(zhǎng)。因此,確定后續(xù)分析計(jì)算域?yàn)榉桨窷o.4,網(wǎng)格為方案No.6。

表2 計(jì)算域敏感性分析結(jié)果

表3 網(wǎng)格敏感性分析結(jié)果

1.3 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本研究數(shù)值模型設(shè)置方法的合理性,建立了與Hisken等[20]實(shí)驗(yàn)完全相同的容器。其幾何尺寸為6 m×1.2 m×1.2 m,一端開(kāi)口一端封閉,物理模型與計(jì)算域詳見(jiàn)圖5。點(diǎn)火源位于容器正中心,點(diǎn)火前其內(nèi)充滿了體積分?jǐn)?shù)為5.2%的丙烷-空氣預(yù)混可燃?xì)怏w。開(kāi)口端開(kāi)啟壓力為1×103Pa,計(jì)算域初始?jí)毫?.01×105Pa,初始溫度為20 ℃,重力加速度為9.8 m2/s。計(jì)算域Z=0 m及X=-6 m邊界條件為EULER,其余邊界條件均為PLANE_WAVE。容器內(nèi)外壁面均采用無(wú)滑移邊界條件,法向壓力、溫度、密度梯度均設(shè)為0。

將本研究數(shù)值模擬結(jié)果與Hisken結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如圖6所示。由圖6可知,二者超壓峰值誤差在3.4%以內(nèi),吻合良好,驗(yàn)證了初始邊界條件等參數(shù)設(shè)置的合理性。

2 結(jié)果與討論

2.1 傳火管傳火動(dòng)態(tài)過(guò)程

以傳火管內(nèi)全部充滿體積分?jǐn)?shù)為9.5%的可燃?xì)怏w為例,來(lái)分析傳火管傳火動(dòng)態(tài)過(guò)程。圖7為傳火管內(nèi)火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程,圖8和圖9分別為不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)爆炸超壓和升壓速率的時(shí)程曲線。

由圖7～圖9可知,當(dāng)火焰?zhèn)鞑?.017 s后,點(diǎn)火源附近的溫度迅速上升,火焰面以層流速度由點(diǎn)火源向周?chē)鷤鞑?火焰鋒面呈較光滑的半球形。當(dāng)火焰?zhèn)鞑?.097 s后,因受傳火管內(nèi)壁面冷卻效應(yīng)的影響,火焰鋒面徑向燃燒速度小于軸向燃燒速度,形成拉長(zhǎng)的指形火焰結(jié)構(gòu)。此時(shí)燃燒釋放的能量增多,導(dǎo)致管內(nèi)氣體膨脹,傳火管底端監(jiān)控點(diǎn)MP1和中段監(jiān)控點(diǎn)MP2的壓力迅速上升,但此時(shí)尚未傳導(dǎo)至上端管口監(jiān)控點(diǎn)MP3。隨著火焰鋒面繼續(xù)向上端管口處傳播并持續(xù)快速釋放熱量,燃燒速度也不斷加速,使MP3處壓力在短時(shí)間內(nèi)迅速攀升。當(dāng)火焰?zhèn)鞑?.16 s后,火焰鋒面到達(dá)管口,MP3處超壓峰值達(dá)到2×105Pa。在傳火過(guò)程中,傳火管內(nèi)的平均火焰?zhèn)鞑ニ俣葹?55 m/s,為典型爆燃過(guò)程。

在火焰鋒面剛出管口時(shí),由于傳火管內(nèi)壓力大大高于外界環(huán)境壓力,推動(dòng)管內(nèi)燃燒產(chǎn)物快速噴射出管口,傳火管內(nèi)壓力快速下降,MP1處產(chǎn)生最低達(dá)-4×104Pa的負(fù)壓。此后,出管口后的火焰鋒面繼續(xù)燃燒之前從傳火管管口擠排出的未燃?xì)怏w。由于劇烈燃燒產(chǎn)生的熱浮力對(duì)流效應(yīng)[21],導(dǎo)致火焰鋒面形狀產(chǎn)生顯著改變,周?chē)下N曲?；鹧姹砻娣e與體積均達(dá)到最大,此時(shí)對(duì)放空天然氣具有最強(qiáng)的點(diǎn)火能力。當(dāng)火焰?zhèn)鞑?.9 s后,溫度高于天然氣燃點(diǎn)(923 K)的火焰全部消失,已不可能點(diǎn)燃放空天然氣。

此外,由圖9可知,在傳火過(guò)程中傳火管內(nèi)的最大升壓和降壓速率分別高達(dá)1.904×108Pa/s和-2.795×108Pa/s。壓力的急速變化將導(dǎo)致傳火管產(chǎn)生劇烈抖動(dòng)。因此,在設(shè)計(jì)傳火管時(shí),應(yīng)充分考慮可能出現(xiàn)的最大超壓峰值和升壓、降壓速率,確保其具備足夠的承壓能力,且在安裝時(shí)應(yīng)固定牢靠。

2.2 點(diǎn)火性能影響因素分析

傳火管出口火焰溫度必須在天然氣燃點(diǎn)以上,才可能點(diǎn)燃放空天然氣,且點(diǎn)火火焰表面積越大,成功點(diǎn)燃放空天然氣的可能性就越大。但由于在FLACS軟件中無(wú)法提取火焰表面積的定量數(shù)據(jù),因此,本研究通過(guò)提取傳火管出口中心二維立面上(XZ平面)、溫度在923 K以上的最大火焰周長(zhǎng)來(lái)定量表征地面爆燃點(diǎn)火裝置的點(diǎn)火性能。

2.2.1傳火管內(nèi)可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)

為研究可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)對(duì)點(diǎn)火性能的影響,分別模擬傳火管內(nèi)充滿體積分?jǐn)?shù)為6.0%、7.0%、8.0%、9.0%、9.5%、10.0%、11.0%、12.0%和13.0%9種不同可燃?xì)怏w的爆燃過(guò)程,如圖10所示。

由圖10可知,隨著可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)的增加,最大火焰周長(zhǎng)呈先增大后減小的趨勢(shì),且當(dāng)體積分?jǐn)?shù)為9.5%時(shí),對(duì)應(yīng)的最大火焰周長(zhǎng)最長(zhǎng),引燃放空天然氣的概率越大,點(diǎn)火性能也越好。這是由于可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)過(guò)高或過(guò)低時(shí),都會(huì)造成可燃?xì)怏w或空氣大量過(guò)剩,過(guò)量的可燃?xì)怏w或空氣對(duì)火焰?zhèn)鞑ビ欣鋮s作用,導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑ニ俣认陆?對(duì)應(yīng)的火焰表面積也會(huì)隨之減小[22]。此外,最大火焰周長(zhǎng)在體積分?jǐn)?shù)為9.5%兩側(cè)并不對(duì)稱,右側(cè)的最大火焰周長(zhǎng)顯著高于左側(cè)的最大火焰周長(zhǎng)。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因在于,當(dāng)可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)大于9.5%時(shí),火焰在傳火管內(nèi)傳播過(guò)程中,更多的可燃?xì)怏w被擠排出傳火管進(jìn)入外部空間。因此,當(dāng)火焰?zhèn)鞑ブ凉芡鈺r(shí),產(chǎn)生的最大火焰周長(zhǎng)也會(huì)更長(zhǎng)。

此外,隨著可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)的增大,傳火管內(nèi)最大超壓峰值也呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。當(dāng)可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)接近9.5%時(shí),傳火管內(nèi)最大超壓峰值高達(dá)2.5×105Pa[23-24]。顯然,為提高地面爆燃點(diǎn)火裝置的點(diǎn)火成功率,應(yīng)使傳火管內(nèi)的可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)盡量接近9.5%。然而,如圖1所示,目前投入工業(yè)應(yīng)用的地面爆燃點(diǎn)火裝置可燃?xì)怏w和壓縮空氣進(jìn)口管路均沒(méi)有設(shè)置相應(yīng)的流量計(jì)量?jī)x表,無(wú)法準(zhǔn)確獲知傳火管內(nèi)可燃?xì)怏w的體積分?jǐn)?shù),全憑操作人員經(jīng)驗(yàn)來(lái)進(jìn)行混氣點(diǎn)火作業(yè)。這是造成地面爆燃點(diǎn)火裝置一次點(diǎn)火成功率普遍不高的重要原因之一。

2.2.2傳火管內(nèi)可燃?xì)怏w充裝率

為研究傳火管內(nèi)可燃?xì)怏w充裝率對(duì)點(diǎn)火性能的影響,在管內(nèi)天然氣體積分?jǐn)?shù)均設(shè)為9.5%的情況下,分別模擬傳火管在10%～100%等10種不同可燃?xì)怏w充裝率下的爆燃過(guò)程?？扇?xì)怏w充裝率定義為Φ=l/L,其中l(wèi)表示傳火管內(nèi)可燃?xì)怏w充裝長(zhǎng)度,L表示傳火管總長(zhǎng)度。獲得不同可燃?xì)怏w充裝率下的最大火焰周長(zhǎng)和最大超壓峰值如圖11所示,傳火管外最大可燃?xì)庠企w積如圖12所示。

由圖11可知,當(dāng)可燃?xì)怏w充裝率低于10%時(shí),傳火管內(nèi)火焰將不能傳播至管口,無(wú)法成功引燃放空氣體。當(dāng)可燃?xì)怏w充裝率從10%增加到40%時(shí),最大火焰周長(zhǎng)將快速增加。但當(dāng)可燃?xì)怏w充裝率高于40%后,最大火焰周長(zhǎng)的增大趨勢(shì)變緩。這是由于在不同可燃?xì)怏w充裝率下,擠排出傳火管外的可燃?xì)庠企w積變化所致,如圖12所示。此外,傳火管內(nèi)最大超壓峰值的變化規(guī)律與最大火焰周長(zhǎng)變化基本一致。當(dāng)可燃?xì)怏w充裝率高于40%后,傳火管內(nèi)最大超壓峰值變化很小。

因此,為提高地面爆燃點(diǎn)火裝置的點(diǎn)火成功率,應(yīng)在傳火管內(nèi)充裝體積分?jǐn)?shù)為9.5%的可燃?xì)怏w,且其充裝率應(yīng)至少在40%以上。為達(dá)到這一目標(biāo),需要在可燃?xì)怏w和壓縮空氣進(jìn)口管路上分別配置流量計(jì)量?jī)x表,并根據(jù)傳火管內(nèi)腔體積,確定合理的充裝量或充裝時(shí)間。

2.2.3傳火管長(zhǎng)度

為研究傳火管長(zhǎng)度對(duì)點(diǎn)火性能的影響,分別模擬在15～40 m等6種長(zhǎng)度傳火管內(nèi)充滿體積分?jǐn)?shù)為9.5%的可燃?xì)怏w情形下的爆燃過(guò)程,獲得傳火管長(zhǎng)度對(duì)點(diǎn)火性能的影響(見(jiàn)圖13)。

由圖13可知,最大火焰周長(zhǎng)隨傳火管長(zhǎng)度的增大而減小,即傳火管點(diǎn)火性能隨傳火管長(zhǎng)度的增大而變差,尤其在傳火管長(zhǎng)度大于35 m后將快速惡化。這是因?yàn)殡S著傳火管長(zhǎng)度的增大,管壁對(duì)火焰的冷卻作用也會(huì)隨之增大,進(jìn)而導(dǎo)致最大火焰周長(zhǎng)減小。此外,隨著傳火管長(zhǎng)度的增大,傳火管內(nèi)最大超壓峰值先減小后增大。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于:當(dāng)傳火管長(zhǎng)度小于25 m時(shí),此時(shí)KV(KV=AV/V2/3,其中AV表示傳火管管口截面積,V表示傳火管內(nèi)的幾何容積)值相對(duì)較大,超壓峰值主要由外部爆炸產(chǎn)生[25]。在傳火管長(zhǎng)度繼續(xù)增加而其管口尺寸保持恒定的情況下,外部爆炸產(chǎn)生的壓力波在傳播回傳火管內(nèi)部時(shí)可得到更大緩沖,進(jìn)而降低外部爆炸對(duì)超壓峰值的影響。而當(dāng)傳火管長(zhǎng)度大于25 m時(shí),此時(shí)KV值相對(duì)變小,超壓峰值的主導(dǎo)因素則變?yōu)閭骰鸸芄芸跀D排出的未燃?xì)怏w瞬時(shí)流量[25]。此時(shí),隨著傳火管長(zhǎng)度的增加,傳火過(guò)程中通過(guò)管口擠排出的未燃?xì)怏w瞬時(shí)流量也增大,湍流效應(yīng)越明顯,使得管內(nèi)可燃?xì)怏w燃燒速率增大,導(dǎo)致超壓峰值隨傳火管長(zhǎng)度的增加而增大。

因此,從傳火管點(diǎn)火性能角度看,在放空管高度即傳火管垂直高度一定的情況下,應(yīng)將傳火管爆燃發(fā)生室盡量布置在靠近放空管下端的位置,以達(dá)到減小傳火管總長(zhǎng)度的目的,進(jìn)而改善點(diǎn)火性能。

3 結(jié)論

(1)通過(guò)合理設(shè)置計(jì)算域、網(wǎng)格和初始邊界條件,利用FLACS軟件來(lái)模擬地面爆燃點(diǎn)火裝置傳火管內(nèi)的可燃?xì)怏w爆燃點(diǎn)火過(guò)程是可行的。

(2)傳火管內(nèi)的平均火焰?zhèn)鞑ニ俣葹?55 m/s,為爆燃過(guò)程。在傳火過(guò)程中,傳火管內(nèi)的最大超壓峰值高達(dá)2.5×105Pa,最大升壓和降壓速率分別高達(dá)1.904×108Pa/s和-2.795×108Pa/s。在設(shè)計(jì)地面爆燃點(diǎn)火裝置時(shí),應(yīng)確保傳火管具有足夠的承壓能力,且應(yīng)固定牢靠。

(3)為提高地面爆燃點(diǎn)火裝置的點(diǎn)火成功率,傳火管內(nèi)應(yīng)充滿體積分?jǐn)?shù)接近9.5%的可燃?xì)怏w,且其充裝率應(yīng)至少在40%以上。地面爆燃點(diǎn)火裝置的可燃?xì)怏w和壓縮空氣進(jìn)口管路應(yīng)分別增設(shè)流量計(jì)量?jī)x表,以確保傳火管內(nèi)調(diào)制出合適的可燃?xì)怏w體積分?jǐn)?shù)與充裝率。

(4)傳火管的點(diǎn)火性能隨其長(zhǎng)度的增大而變差,尤其在傳火管長(zhǎng)度大于35 m后將快速變差。建議將爆燃發(fā)生室盡量布置在靠近放空立管下端的位置,以達(dá)到減小傳火管總長(zhǎng)度、改善點(diǎn)火性能的目的。