彭善碧 羅雪 楊林

1.西南石油大學土木工程學院 2.四川省燃氣安全與高效利用工程技術研究中心 3.中國石油西南油氣田公司

氫能作為二次能源,具有來源廣、終端零排放、應用廣泛等優(yōu)點[1],被譽為21世紀最具發(fā)展?jié)摿Φ那鍧嵞茉碵2]。將氫氣以一定比例摻入天然氣中,然后利用在役的天然氣管道等基礎設施進行輸送,在節(jié)省巨大管道建設成本的同時,可實現(xiàn)大規(guī)模、長距離輸送氫氣[3-4]。但是在管道輸送過程中,受管道腐蝕、材料老化、第三方破壞等因素的影響,難免會發(fā)生泄漏[5]。而管道泄漏造成的危害極大[6],因此,探究摻氫天然氣(hydrogen,blended natural gas,HBNG)長輸管道的泄漏擴散規(guī)律,從而為摻氫天然氣管道的安全運營和維護提供支撐是非常必要的。

圍繞摻氫管道泄漏擴散規(guī)律特性以及摻氫管道泄漏擴散造成災害后果,國內外的研究學者進行了大量的研究。在摻氫管道泄漏擴散規(guī)律特性方面,Su等[7]對家用廚房內摻氫天然氣的泄漏和擴散特性進行了數(shù)值模擬,分析了摻氫比(體積分數(shù),下同)、泄漏速率、通風條件和管道尺寸對泄漏和擴散過程的影響。孫齊等[8]研究了在不同風速以及不同摻氫體積分數(shù)的情況下,半敞開式廠房內摻氫天然氣的擴散規(guī)律,并提出了在半封閉場所內傳感器的布置方案。Zhou等[9]建立了城市街道半封閉空間的計算流體動力學三維模型,研究了摻氫天然氣的擴散過程和爆炸特性,并分析了摻氫比和環(huán)境風速對爆炸事故的影響機理。段鵬飛等[10]通過數(shù)值模擬研究了摻氫天然氣管道在不同影響因素下(泄漏孔方向、摻氫比、壓力、泄漏孔直徑等)在管廊內泄漏后的擴散特性。王鑫等[11]研究了摻氫天然氣管道在障礙物影響下的泄漏擴散行為,探究了環(huán)境風速、障礙物高度、摻氫比等因素對泄漏氣體擴散區(qū)域的影響。在摻氫管道泄漏擴散造成的災害后果方面,Shirvill等[12]通過實驗研究了摻氫比對爆炸超壓的影響,研究發(fā)現(xiàn)在管網中添加體積分數(shù)小于25%的氫氣不會顯著增加爆炸的影響。尚融雪等[13]基于實驗和數(shù)值模擬,研究了不同摻氫比、初始溫度和當量比對摻氫天然氣層流預混火焰?zhèn)鞑ヌ匦缘挠绊?。陳卓等[14]通過FLACS軟件模擬,研究了摻氫比、打火點位置、計算區(qū)域是否開放和燃燒程度對室內受限空間中摻氫天然氣爆炸事故特征和演化規(guī)律的影響。李亮等[15]采用FLACS軟件研究了臨街餐廳摻氫天然氣的泄漏爆炸,通過改變摻氫比、點火位置和餐廳門啟閉狀態(tài)來分析摻氫對爆炸特性的影響。

目前,國內外對摻氫天然氣管道的研究主要集中在受限空間內,而涉及摻氫天然氣長輸管道的研究較少。針對摻氫天然氣泄漏擴散規(guī)律的影響研究,主要考查了各種單因素的影響,而未考慮多因素耦合關系。因此,本研究基于Fluent軟件建立泄漏擴散模型,以摻氫比、泄漏孔徑、風速和大氣溫度為變量進行單因素以及多因素耦合分析,探究不同影響因素的影響程度、明確摻氫天然氣長輸管道的泄漏擴散規(guī)律,以期為摻氫天然氣管道的安全運營和維護提供一定的參考。

1 數(shù)值模型的建立

1.1 數(shù)學模型

1.1.1控制方程

摻氫天然氣管道的泄漏與擴散遵循質量、動量、能量和組分守恒定律[16],這些守恒定律的數(shù)學描述稱為控制方程。

連續(xù)性方程見式(1)[17-18]:

(1)

式中:ρ為氣體的密度,kg/m3;t為時間,s;xi為氣體位移沿i方向的分量,m;ui為流體速度分量,m/s。

動量方程見式(2)[19]:

(2)

式中:u代表氣體速度,m/s;g為重力加速度,取值9.8 m/s2;θ為管道與水平面的夾角,rad;λ為沿程阻力系數(shù);D為管道內徑,m;p為管道內氣體壓力,Pa。

能量方程見式(3)[19]:

(3)

式中:H為單位質量氣體放出的熱量,J/kg;h為氣體的焓,J/kg;e為氣體內能,J/kg;z為管道位置高度,m。

組分方程見式(4)[20]:

(4)

式中:w為組分的質量分數(shù),無量綱;Dt為湍流擴散系數(shù),無量綱;xj為氣體位移沿j方向的分量,m。

1.1.2湍流運動方程

根據摻氫天然氣泄漏擴散流動特性,采用標準k-ε湍流模型[17]。

湍動能k方程見式(5):

(5)

湍動能耗散率方程見式(6):

(6)

1.2 物理模型與網格劃分

以西氣東輸二線工程某段管線為模擬對象,該段管線設計輸氣能力為300×108m3/a,設計壓力12 MPa,管徑(外徑)1 219 mm。當摻氫天然氣管道的狀態(tài)為埋地時,管線中心埋深一般為1.7～2.0 m。由于摻氫天然氣管道的運行壓力非常高,當泄漏發(fā)生時,摻氫天然氣以極大的速度沖破土壤,形成一個小孔,從而進入大氣中,進行射流擴散,因此,土壤對摻氫天然氣泄漏擴散的影響可以忽略不計[21]。為簡化模型,忽略了土壤這一因素,在建模的時候將管道帶孔側管壁及大氣空間組成一個封閉的矩形空間。建立100 m×60 m的二維平面泄漏擴散模型,如圖1所示。

研究選用結構性網格進行劃分,并對泄漏口進行網格的局部加密。為了選取合適的計算網格數(shù)量,且考慮到仿真精度要求等因素,本研究進行了網格的無關性驗證。觀察時間為50 s、泄漏口豎直方向上的甲烷的質量分數(shù)(圖2),可以發(fā)現(xiàn)4種網格的模擬結果趨勢大致吻合。其中網格數(shù)量為6 839和7 502的模擬結果大致重合,但還是存在12.6%的誤差,該誤差在允許范圍內。因此,選取網格數(shù)量為6 839可以滿足數(shù)值模擬的要求。

1.3 邊界條件

假設泄漏口在管道的上表面,泄漏方向垂直于管道,將泄漏口的入口條件設置為速度入口。泄漏口d/D≤0.2(泄漏口直徑/管道直徑≤0.2),泄漏速度按照式(7)進行計算[22]。經計算,摻氫比分別為10%、20%和30%時對應的泄漏速度為275.77 m/s、290.00 m/s和306.78 m/s。由于風會影響摻氫天然氣的泄漏擴散過程,假設風從左側水平勻速吹入,則將左側設置為速度入口邊界。由于摻氫天然氣泄漏在自由開闊的空間中,所以將上邊界和右側設置為壓力出口邊界,下邊界設置為無滑移壁面邊界?？紤]全浮力的影響,選擇開啟浮力計算模塊。

(7)

式中:u為泄漏速度,m/s;γ為比熱比,無量綱;p為管道壓力,Pa;ρ為摻氫天然氣密度,kg/m3;M為摻氫天然氣的摩爾質量,g/mol;R為氣體常數(shù),取8.314 J/(mol·K);T為管道溫度,K。

2 試驗設計

假設摻氫天然氣的組分只有甲烷和氫氣,選取摻氫比、泄漏孔徑、風速和大氣溫度作為研究對象。各因素的設定依據如下:

(1) 摻氫比:長輸管道能接受的摻氫比隨著其鋼級變化,目前研究結論得出長輸管道摻氫比上限約為50%[23],因此將摻氫比設置為10%、20%和30%。

(2) 泄漏孔徑:根據EGIG(European gas pipeline incident data group)在2020年發(fā)布的數(shù)據可知[24],輸氣管道主要發(fā)生小孔泄漏和大孔泄漏,因此,將泄漏孔徑設置為0.02 m、0.10 m和0.20 m。

(3) 風速及大氣溫度:以霍爾果斯、寧夏和廣州的年平均溫度及風速(表1)為參考,最終將大氣溫度設為278 K、288 K和300 K,將風速設為2 m/s、5 m/s和8 m/s。

表1 溫度及風速選取依據地點年平均溫度/℃年平均風速/(m·s-1)霍爾果斯6～171.7～2.7寧夏5～182.0～7.0廣州20～281.9～2.1

2.1 單因素試驗設計

采用控制變量的方法,分別研究了摻氫比、泄漏孔徑、風速和大氣溫度對摻氫天然氣管道泄漏擴散的影響。單因素試驗設計方案見表2。

表2 單因素試驗方案方案摻氫比/%泄漏孔徑/m風速/(m·s-1)大氣溫度/KS1100.105300S2200.105300S3300.105300S4200.025300S5200.205300S6200.102300S7200.108300S8200.105278S9200.105288

2.2 正交試驗設計

為研究摻氫比、泄漏孔徑、風速和大氣溫度之間的主次關系,因此,設計了L9(34)的正交試驗,正交試驗設計方案見表3。

表3 正交試驗設計方案方案摻氫比/%泄漏孔徑/m風速/(m·s-1)大氣溫度/KO1100.022278O2100.108288O3100.205300O4200.028300O5200.105278O6200.202288O7300.025288O8300.102300O9300.208278

3 數(shù)值模擬結果及分析

3.1 單因素試驗數(shù)值模擬結果及分析

3.1.1摻氫比對摻氫天然氣泄漏場的影響

圖3和圖4分別為甲烷、氫氣質量分數(shù)分布情況。

由圖3、圖4可知,在泄漏時間相同的情況下,隨著摻氫比的增加,甲烷質量分數(shù)在逐漸減小,且擴散的寬度也在減小;而氫氣則相反,且氫氣的擴散范圍隨摻氫比的增加而增大。圖5為不同摻氫比下的氣體擴散高度變化。由圖5可知,3種摻氫比下的甲烷和氫氣的擴散高度均隨著時間逐漸增加,在20 s時,擴散高度趨于一致。在相同的泄漏時間內,甲烷和氫氣的擴散高度隨摻氫比的增加而增加,但甲烷的增加幅度比氫氣小很多。

3.1.2泄漏孔徑對摻氫天然氣泄漏場的影響

由于甲烷與氫氣兩種組分在不同泄漏孔徑下的擴散質量分數(shù)云圖基本相同,因此以甲烷擴散情況作為表征。根據圖6和 圖7可知,在泄漏時間相同的情況下,摻氫天然氣發(fā)生泄漏后擴散的質量分數(shù)、寬度、高度及范圍大小與泄漏孔徑的大小成正相關。這是因為泄漏孔徑增大時,摻氫天然氣泄漏量增大,泄漏速度衰減變慢,擴散的高度增加。其次,隨著泄漏時間的增加,甲烷和氫氣擴散高度的增長幅度在不斷減小。

3.1.3風速對摻氫天然氣泄漏場的影響

由于甲烷與氫氣兩種組分在不同風速下的擴散質量分數(shù)云圖基本相同,因此以甲烷擴散情況作為表征。由圖8可知,在泄漏時間相同的情況下,隨著風速的增加,摻氫天然氣的質量分數(shù)不斷增加,質量分數(shù)分布逐漸向下風向偏移,而且摻氫天然氣向水平方向的影響范圍增加,風越大,水平方向偏移越大。其中,當風速為2 m/s時,氣流從泄漏口高速噴射而出,質量分數(shù)分布呈束狀,有一點傾斜。這是因為摻氫天然氣泄漏的初始速度較大,風速和射流速度的比值較小,因此在水平方向的作用較小,氣云發(fā)生傾斜的角度較小。從圖9可以看出,在泄漏時間相同的情況下,隨著風速的增加,甲烷和氫氣的擴散高度在逐漸減小。其次,隨著泄漏時間的增加,甲烷和氫氣的擴散高度逐漸趨于穩(wěn)定。

3.1.4大氣溫度對摻氫天然氣泄漏場的影響

由于甲烷與氫氣兩種組分在不同大氣溫度下的擴散質量分數(shù)云圖基本相同,因此以甲烷擴散情況作為表征。通過分析圖10和圖11可知,大氣溫度對摻氫天然氣管道的泄漏擴散影響并不顯著。

3.2 正交試驗數(shù)值模擬結果及分析

采用正交試驗進行模擬,以摻氫天然氣在20 s時泄漏擴散的最大擴散范圍為評價指標進行分析。泄漏氣體20 s后的擴散區(qū)域如圖12所示。

將CFD-POST中的摻氫天然氣質量分數(shù)云圖數(shù)據導入Origin進行處理,可以計算出泄漏氣體20 s后擴散區(qū)域的總面積,其結果如表4所列。其中,R為各因素的極差,極差值越大,表明該因素的影響越大。

表4 正交試驗模擬結果分析方案因素摻氫比/%泄漏孔徑/m風速/(m·s-1)大氣溫度/K最大擴散范圍/m2方案因素摻氫比/%泄漏孔徑/m風速/(m·s-1)大氣溫度/K最大擴散范圍/m2O1100.022278216.43O2100.108288922.53O3100.2053003 179.32O4200.028300212.46O5200.1052781 424.19O6200.202288423.93O7300.025288285.28O8300.102300227.89O9300.2082781 664.50K14 318.28 714.17 868.25 3 305.12 K22 060.58 2 574.61 4 888.79 1 631.74 K32 177.67 5 267.75 2 799.49 3 619.67 K11 439.43 238.06 289.42 1 101.71 K2686.86 858.20 1 629.60 543.91 K3725.89 1 755.92 933.16 1 206.56 R752.57 1 517.86 1 340.18 662.64

從表4可以看出,不同因素對摻氫天然氣管道泄漏擴散范圍的影響程度為:泄漏孔徑>風速>摻氫比>大氣溫度。

4 結論與建議

(1) 在泄漏時間相同的情況下,隨著摻氫比的增加,摻氫天然氣泄漏后甲烷擴散區(qū)域的質量分數(shù)和寬度在逐漸減小,而氫氣則相反。此外,甲烷、氫氣的擴散高度和氫氣的擴散范圍隨摻氫比的增加而增加;隨著泄漏孔徑的增大,摻氫天然氣泄漏擴散范圍逐漸增加;隨著風速的增加,摻氫天然氣泄漏后擴散區(qū)域的質量分數(shù)不斷增加,并且質量分數(shù)分布逐漸向下風向偏移,擴散高度在不斷減小;大氣溫度對摻氫天然氣泄漏擴散的影響不顯著。

(2) 通過正交試驗可以發(fā)現(xiàn)不同因素對摻氫天然氣管道泄漏擴散的影響程度為:泄漏孔徑>風速>摻氫比>大氣溫度,可以為摻氫天然氣管道運輸?shù)氖┕づc安全維護提供依據。

(3) 建議通過摻氫天然氣長輸管道的泄漏擴散試驗來驗證數(shù)值模擬結果的有效性;同時開展摻氫天然氣管道在土壤中的泄漏擴散過程的研究。