沼氣制油橇裝裝置的燃爆風險分析與優化設計

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（華東）海洋油氣裝備與安全技術研究中心

0 引言

沼氣作為一種可再生的生物質能源，具有很廣闊的應用前景，以沼氣為原料生產合成輕質燃油和重質燃油，可以有效降低目前我國對于化石燃料的依賴程度，優化目前的能源結構[1]。我國對于沼氣制油技術的研究還處于起步階段，尚未大規模投入運營。目前來看，國內可利用的氣源多為大型養殖場的沼氣池。這類氣源地點分散、氣量不穩定，同時還受養殖場經營狀況的影響。氣源的以上特點決定了如果采用固定式規模化制油裝置不僅建設成本較高，而且不方便移動。因此，基于節約建設成本、方便移動等方面的考慮，國內外認可的建設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險和安全設施設計，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的泄漏，泄漏的沼氣容易在裝置區域聚集，形成甲烷高濃度燃爆區域。

沼氣制油橇裝化裝置的物料泄漏和火災爆炸等風險是安全設計的主要考慮因素，目前相關針對性研究較少。計算流體動力學（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用，經常被用于計算工業爆炸產生的超壓。該方法被認為比現象學模型更為準確[2]。因此，筆者選擇CFD方法對沼氣制油工藝裝置進行氣體爆炸風險分析。爆炸風險的分析多以穩態泄漏速率為基礎對泄漏量進行計算，再基于CFD方法建立現場模型進行氣體擴散和爆炸模擬。但是，基于穩態泄漏模擬得到的爆炸后果過于保守，Gupta和Chan[3]研究發現全過程動態泄漏得出的等效可燃氣云體積Q9值準確性更高。Нansen等[4]通過等效云的方法，分析了Q5、Q8、Q9等效云方法的優缺性并在改變通風、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Spouge[6]提出的公式計算瞬態泄漏速率，但該泄漏速率并未與實際動態工藝結合，在爆炸模擬及預測中造成一定的保守估計。2016年北京市海淀區紅聯南村小區管道破裂導致天然氣爆炸事故，Ji等[7]根據經驗公式計算了泄漏參數，再利用CFD軟件對事故現場進行了重建。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生的泄漏。作為較成熟的化工流程模擬軟件，НYSYS已廣泛應用于化工模擬與優化，Sunny等[8]利用НYSYS模擬了再氣化液化天然氣（LNG）的合成氣生產單元，預測出機組運行最優參數與合成氣氣體的組成。在動態泄漏擴散數據方面，付建民等[9]構建了基于НYSYS的泄漏等效模型，就ESD閥關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裝置為對象，未考慮過程控制系統的干預對泄漏過程的影響，導致在后果分析上產生較大的偏差。

筆者以某設計院設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，通過準確預測不同工藝安全控制條件下的泄漏量，結合泄漏點所在區域的場景得到泄漏影響范圍和火災爆炸后果，以期為后續風險分析和本質安全研究優化提供依據。

1 氣體泄漏擴散爆炸數學模型

1.1 p-R狀態方程

沼氣制油工藝泄漏模擬選擇p-R狀態方程（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行精確計算，其表達式為：

式中p表示壓力，Рa；R表示摩爾氣體常數；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；B表示常數。

1.2 氣相擴散守恒方程

沼氣制油裝置泄漏氣體擴散和爆炸過程由FLACS軟件計算，FLACS通過有限體積法在笛卡爾網格下求解納維—斯托克斯方程（N-S方程），泄漏過程符合連續性方程和質量、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表示擴散系數；Sφ表示源項。

1.3 燃燒爆炸方程

沼氣制油裝置泄漏后產生的可燃氣云在靜止的條件下被點燃時，燃燒初期為層流狀態，火焰表面光滑，火焰傳播由熱傳遞和分子擴散決定。在之后的過渡階段，火焰表面起皺，燃燒速度增加變為準湍流狀態，燃燒后期火焰狀態變為湍流。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，不同當量比條件下的層流燃燒速度是確定的，可燃氣體—空氣混合物的層流燃燒速度用體積加權平均法計算。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表示設定壓力，Рa；p0表示初始壓力，Рa；γp是燃料決定的經驗參數。

在準湍流條件下的燃燒速率：

式中SQL表示準湍流燃燒速率，kg/s；χ表示燃料決定的常數；R表示火焰半徑，m。

湍流燃燒速率（ST）的一般表達式為：

其中Karlovitz拉伸因子（K）可表示為：

式中u'表示湍流強度；Re表示湍流雷諾數。

最終可得到：

式中lI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 甲烷動態泄漏擴散規律數值仿真模型

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泄漏分析。在НYSYS中，將管線的泄漏位置處設置閥門，閥門出口處的壓力設置為大氣壓，打開閥門即可進行泄漏模擬。利用НYSYS對沼氣壓縮模塊進行過程控制系統干預下物料動態泄漏強度模擬，其模型如圖1所示。考慮到沼氣資源工藝比較復雜，為了方便泄漏強度模擬仿真，在不違背實際工藝原則基礎上對裝置進行合理簡化。忽略設備內部和工藝管道之中壓力水頭損失和環境的影響，并假設沼氣制油工藝所有裝置與環境熱交換可以忽略。

2.2 動態泄漏強度計算

設備發生泄漏后的計算時間域取300 s，動態泄漏過程分為2個階段：①第一階段，前60 s在前端ESD未關斷進料時，僅在過程控制系統影響下泄漏；②第二階段，后240 s ESD系統檢測到泄漏自動關斷進料，物料在重力作用下泄漏。根據筆者所取的泄漏孔徑標準，沼氣壓縮模塊發生3種孔徑泄漏的泄漏速率動態變化曲線如圖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未關閉進料，泄漏速率在60 s時比0秒時下降0.44%，泄漏60～240 s內泄漏速率下降3.92%。因此5 mm小孔泄漏對裝置內物流壓力影響較小，未進行前端ESD進料關斷時裝置仍可保壓運行。對于20 mm和50 mm泄漏孔徑，前端進料關斷前的60 s內泄漏速率分別下降5.55%和21.06%，不能保壓運行，當進行前端關斷后泄漏速率急劇下降，在關斷后240 s泄漏時間內，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物料會大量外泄。

3 橇裝模塊安全間距優化

3.1 沼氣制油裝置物理模型與網格劃分

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。對泄漏擴散場景，采用0.4 m均勻網格，與泄漏點射流方向垂直的網格進行0.2 m局部加密，為了能讓FLACS正確識別并計算，通過Smooth功能將疏密網格之間有限體積元的厚度變化控制在40%以內[11]。

圖4 大當量可燃氣云模型圖

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，是一項廣泛應用的安全設計，其原理可以有效防止湍流的產生，切斷增強反應物混合、火焰加速和超壓氣體爆炸的正反饋機制。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進行計算（圖4）。圖4中紅色區域為可燃氣云位置，在不同安全間距條件下研究橇塊內充滿大量可燃氣體（充滿3個橇塊）和橇塊充滿少量可燃氣體（充滿1個橇塊）兩種情景，可燃氣體充滿3個橇塊的情景定義為大當量可燃氣云模型，3種不同安全間距場景采用相同體積的可燃氣云，泄漏點都位于圖4中右側儲罐橇塊，以便于進行對比。少量場景假設可燃氣云只充滿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測給定區域面積上的爆炸壓力載荷，大體積的防爆墻、甲板、設備外殼等都可直接通過泄壓板獲得爆炸壓力載荷監測值，而對于小型設備，則需要通過定義多個泄壓板，對監測數據進行積分后獲得。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的平均壓力載荷，可作為裝置承壓載荷設計的標準。監測壓力的非活性泄壓板設置在每2個橇塊安全間距的中心位置，以監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傳播造成的湍流擾動，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（數據轉儲）方法進行修正，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），FLACS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進行爆炸仿真模擬，其結果具有較高的可信度。點火位置對可燃氣云的爆炸后果也具有很大影響，考慮到這一因素，筆者研究了點火源位于橇塊內和橇塊間這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，在可燃氣云當量體積（Q9）不變的前提下，可以看出：①隨著安全間距的增大，爆炸超壓區域減小，核心裝置區域內的爆炸超壓明顯降低；②點火位置位于橇塊內的pmax和影響面積均小于橇塊間，但差別較小。上述研究結果表明：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傳播造成的湍流擾動，可以降低爆炸超壓造成的破壞，縮小影響區域。全區域可燃氣云爆炸場景非活性泄壓板監測到的爆炸超壓平均壓強如表1所示。

圖5 點火源位于不同安全間距橇塊內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

點火源位于橇塊內部時，在安全間距相同的情況下泄壓監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明顯下降。這是由于隨著火焰傳播距離的增加，湍流擾動越來越強烈，加劇了火焰燃燒速度[12-13]，而隨著與點火源距離的增加，可燃氣云外部的可燃氣體被爆炸沖散，使氣體濃度降低，故泄壓監測板監測到的平均超壓會出現下降趨勢。橇塊與橇塊間的擁塞度極低，若點火源設置在橇塊之間，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生湍流擾動，在筆者研究的監測區域內未出現泄壓監測板與點火源距離增加爆炸超壓數值明顯下降的情況。對分布在單一橇塊內的少量可燃氣云，研究結果表明，安全間距大小基本不影響爆炸超壓的擴散范圍。

表1 全區域可燃氣云爆炸場景非活性泄壓板監測的平均超壓值表 Рa

4 保護隔板排布方式優化

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備外部環境造成的腐蝕，在生產和吊裝時起到保護設備的作用，但增加保護隔板會增大橇塊的擁塞度，形成半密閉空間，影響泄漏氣體擴散，對爆炸后果產生影響[16-17]。筆者對保護隔板進行優化設計，通過改變橇塊兩側及兩端隔板的數量，計算以下6組不同保護隔板類型：3個橇塊均無保護隔板（圖7-a）、3個橇塊兩側都有保護隔板（圖7-b）、壓縮與費托合成模塊的兩側、沼氣凈化處理模塊的左側和儲罐模塊的右側設置隔板（圖7-c）、只在沼氣凈化模塊和儲罐模塊的一側設置隔板（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，每組保護隔板進行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泄漏擴散模塊（Release and Dispersion）對其進行擴散仿真模擬[18]，以期得到最優的保護隔板排布方式，將動態泄漏模擬得到的數據作為FLACS泄漏模塊的輸入數據。

4.2 不同保護隔板排布下爆炸后果

圖7 6組不同保護隔板類型示意圖

對于保護隔板設計對爆炸后果的影響，將大當量可燃氣云和沼氣制油工藝條件下動態泄漏產生可燃氣云2種情況進行對比[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生5 mm孔徑泄漏都不能產生有效可燃蒸氣云，不具有爆炸風險。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隔板類型、不同泄漏方向下的最大等效可燃氣云體積（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場景兩側加隔板） 產生的最大等效可燃氣云體積為5.7 m3，其余保護隔板排列方式下Q9＜1 m3，其爆炸風險很小。沼氣壓縮模塊50 mm孔徑泄漏最大爆炸超壓pmax與可燃氣云充滿橇塊的大當量氣云爆炸超壓對比如表2所示。

圖7中（a～f）所示的保護隔板排布類型，在氣云爆炸中心高度水平最大超壓值對應的截面如圖9所示，在大當量氣云爆炸條件下，無保護隔板（圖9-a）時產生的爆炸超壓最小，雙側增加保護隔板（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，遠大于其他場景（圖9-c～f）。在實際工況泄漏條件下，根據FLACS動態泄漏擴散結果，將等效氣云體積值導入爆炸模塊，得到的爆炸超壓為5.784 kРa，也遠大于其余保護隔板排布方式。

由此可知，增加保護隔板可以明顯控制沖擊波在該方向的傳播。雙側加保護隔板爆炸的pmax較之不加隔板保護措施顯著提升，并且隔板可以顯著降低火焰在該方向的傳播。但是，單側增加保護隔板可以在不明顯增加爆炸后果基礎上起到相應的保護作用。

5 結論與建議

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，前端進料閥門關斷后240 s泄漏時間內泄漏速率降低3.92%，流量壓力儀表無法發現泄漏特征。當泄漏孔徑為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致裝置內物料大量外泄，流量壓力等過程監控儀表會有顯著響應。設計中應對易發小孔泄漏部位重點輔以泄漏監控。

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，適當增大橇塊安全間距會大大降低氣體爆炸超壓強度，其中爆炸遠端壓力監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，點火源位于橇塊內部產生的爆炸超壓最大值明顯大于兩橇塊間。

3）橇塊兩側加保護隔板（圖9-b場景），在裝置實際工況下50 mm大孔動態泄漏導致的爆炸超壓最大值為5.784 kРa，當研究可燃氣體充滿整個橇塊理想狀況時該值為17.55 kРa，兩種爆炸場景下產生的超壓值都遠高于其余排布方式。

圖9 不同保護隔板排布類型下爆炸超壓最大值二維截圖

4）建議在橇塊單側增加保護隔板，在起到泄壓作用同時一旦發生爆炸不會產生過高爆炸超壓，有利于降低爆炸后果；橇塊間安全間距建議設置為6 m或更大，在降低爆炸后果前提下盡可能節省裝置的空間占位。