綜合管廊中摻氫天然氣泄漏安全性分析

張成龍,李俊磊,張永海,李璐玲,段鵬飛,魏進家

(1. 西安交通大學化學工程與技術學院,710049,西安;2. 深圳市燃氣集團股份有限公司,518049,廣東深圳)

氫能作為當今世界密切關注的清潔能源,可以預見其未來發展會極大地改變現有的能源結構[1-2]。2022年3月23日,國家發改委公布了《氫能產業發展中長期規劃(2021年—2035 年)》,明確了氫的能源屬性,指出其是未來國家能源體系的組成部分,要充分發揮氫能清潔低碳的特點,推動交通、工業等用能終端和高耗能、高排放行業向綠色低碳轉型。同時,也明確了氫能是戰略性新興產業的重點方向,是構建綠色低碳產業體系、打造產業轉型升級的新增長點。然而,氫能作為新能源載體,較大的燃爆危險性和對輸運管道的氫蝕作用對其廣泛應用造成了極大挑戰[3-4]。為降低氫能利用過程中的泄漏風險[5],當前工業上多將氫氣同天然氣摻混輸送以降低其危險性[6],在降低化石能源用量的同時提高了輸送效率。

現行摻氫燃氣輸送的3種常見形式為架空管道、埋地管道及地下管廊。其中架空管道屬于無空間約束自由泄漏形式,其輸送檢漏往往使用負壓波結合無人機巡檢的方式進行[7],很少在管道附近布置濃度傳感器檢漏。這是由于其泄漏過程沒有燃氣積聚,難以通過濃度基方法進行反演,且有諸如高斯煙羽、AFTOX煙團等成熟解析解模型可以進行泄漏預測[8],若采用有限元模擬,往往費時費力且很難滿足工業需求。對于埋地管道形式,由于其埋地的維護成本較高且穩定性較低,往往很難在周圍設置傳感器進行檢漏,當前工業上多使用巡檢車和人工巡檢進行檢漏。馬梅等[9]對隧道燃氣在土壤內的擴散積聚過程進行了模擬,結果表明松土內燃氣擴散距離可達15 m左右,且距隧道頂部6 m內為爆炸危險區。鐘慶[10]提出使用電阻率層析成像技術對埋地管道泄漏進行檢測,并開展實驗對土壤電阻率隨燃氣濃度的變化進行了分析,結果表明,電阻率的增大倍數與氣體壓力呈正相關,與含水率呈負相關。地下管廊作為受限空間內的泄漏場景,由于燃氣艙的空間約束,管廊內會出現明顯的燃爆風險,其危險性往往高于前2種輸送形式。目前,國內外學者已針對管廊內燃氣泄漏擴散展開了研究。袁欣然等[11]搭建實驗臺,使用N2、CO2氣體分別替代燃氣和空氣進行了泄漏實驗,結果表明,在未通風情況下,燃氣以波峰波谷形式對稱擴散且分層明顯,而通風后燃氣更容易在泄漏口下風處發生積聚,這一結果從通風角度對燃氣探針的檢測提供了思路。夏海林等[12]從管廊的截面形式切入,發現在固定泄漏源條件下,管廊截面面積和燃氣擴散速率呈負相關,其寬高比越大,越容易出現燃氣積聚而通風效果也越差。Liu等[13]通過模擬發現管廊內溫度與濃度積聚關系不大,風速增大則燃氣最大濃度下降,輸送距離增大。趙國明等[14]針對燃氣管廊內送風系統開展了模擬,發現相較于常規送風系統,側送風系統能更好地促進管廊通風,并對現有通風系統進行了優化。韋守朋[15]通過模擬天然氣綜合管廊內的泄漏事故,結合通風及充氮抑爆2種方案對燃氣艙內燃爆風險的控制進行了分析,結果表明,相較于通風控制,充氮噴頭能更有效地降低管廊燃爆風險,且噴頭的合理設置距離應在14 m左右,其經濟的充氮速率為0.5～3.0 m3/s,這一結果給現行的管廊通風控制提供了新方案。張書豪等[16]針對管廊內水氣共艙條件下燃氣泄漏開展了模擬,發現水氣共艙條件下甲烷泄漏被明顯抑制,在地震等導致管廊外結構破壞的條件下,水氣艙的安全性更高。

目前,在綜合管廊內燃氣擴散的研究文獻中,大多聚焦于天然氣的泄漏壓力、泄漏孔徑、泄漏口朝向以及截面等因素對擴散的影響[17-18],對受限空間內摻氫多組分燃氣泄漏相關因素的研究較少,且很少有考慮多組分氣體擴散的情況。本文針對摻氫燃氣多組分氣體擴散問題,從不同泄漏口朝向、摻氫比等對管廊內燃氣擴散和報警延遲角度的影響開展研究,對綜合管廊報警器的設置給出了優化思路。

1 物理模型參數

1.1 模型及假設

根據國標GB 50838—2015《城市綜合管廊工程技術規范》,地下綜合管廊在結構上可以分為水電綜合艙和燃氣艙2個艙室,如圖1所示,本文主要針對燃氣艙進行泄漏模擬。據現有文獻報道,在燃氣艙內的泄漏形式中,泄漏源以環焊縫砂眼點蝕及縫隙所導致的小孔泄漏居多,其泄漏尺寸多在0.1～10 mm之間;而大孔泄漏和管道破裂一類的結構破壞泄漏幾乎不會發生[19-20]。小孔泄漏模型由于理論成熟且貼合高斯煙羽等[8]解析模型對泄漏形式的點源要求,對其開展研究得到的實驗數據和解析解之間往往有較高契合度,能夠對很好地給出擴散過程中的部分特征。因此,本文針對小孔泄漏形式開展研究,并最終確定泄漏孔為方孔,尺寸設置為10 mm×20 mm。

開展模擬研究需要對泄漏過程進行部分簡化,考慮到實際泄漏中的各影響因素,作如下假設:忽略管廊內管道支墩對燃氣擴散的影響;假設泄漏過程中各氣體組分為理想氣體,各組分之間不存在化學反應;假設整個泄漏過程中,小孔泄漏出口為絕熱系統[21],整個過程為等熵泄漏過程。

圖1 綜合管廊尺寸示意圖Fig.1 Dimension diagram of integrated pipe gallery

1.2 探針布置

根據國標18GL502《綜合管廊燃氣管道艙室配套設施設計與施工》,默認現行探針的間距為15 m,設置于管廊頂壁正中位置。在此基礎上根據模擬研究結果對探針位置進行優化,調整其水平位置及安裝間距。

1.3 模擬參數

1.3.1 控制方程

為模擬管廊中多組分燃氣擴散,本文采用多相流中mixture模型的變體多組分輸運方程進行求解在計算整體流動連續性、動量、傳熱的基礎上,還需單獨對各組分連續性、能量、傳熱及擴散進行計算,確保各組分符合三大守恒定律且正常隨動擴散。

連續性方程可寫為

(1)

動量方程可寫為

(2)

組分連續性擴散方程可寫為

Ri+Si

(3)

1.3.2 模型及網格無關性驗證

圖2 本文模型計算結果與實驗結果驗證對比Fig.2 Comparison and validation of the results obtained from the computational model in this paper with the experimental results

組分傳遞及湍流模型是燃氣多組分擴散模擬計算的基礎,針對天然氣泄漏過程,圖2給出了本文計算模型得到的結果與文獻[22-23]中的實驗結果對比圖,其中縱坐標為燃氣報警響應時間T,橫坐標為距離泄漏點的端面距離S。可以看出,隨著距離的增大,計算模型與實驗結果的誤差逐漸增大,為保證計算結果精度,管廊模型采用對稱模型,總長度設置為7.5 m。

使用DesignModeler軟件繪制三維幾何模型,采用Workbench meshing軟件進行網格劃分。為確保網格無關性,本文分別使用混合網格和分塊網格2種方法對目標空氣域進行劃分,對泄漏口及近壁管面區域做局部加密和10°曲率修正,選取泄漏出口流速及頂部壁面位置探針濃度進行對照,結果表明,網格數為1.49×106、2.37×106時的泄漏流速相差0.4%。通過綜合考慮模擬算力耗費及分塊網格跨界點傳輸精度,最終采用網格數為2.37×106的混合網格進行計算。本文泄漏口尺寸設置為10 mm,故對該區域進行DOI局部加密,加密尺寸為2 mm。

1.3.3 邊界模型條件設置

考慮到管廊內燃氣泄漏涉及大轉角變向流動,為更好地描述觸壁流動變向時燃氣內的渦流發展,本文采用SST流動模型開展模擬。流動內泄漏出口處存在高馬赫數流動,因此使用壓縮性效應還原其泄漏口處的亞膨脹過程。若燃氣及空氣各組分滿足理想氣體假設,則可視為可壓縮理想氣體。實際泄漏過程中還需考慮各燃氣組分之間的分層現象,故啟用湍流組分浮力設置操作壓力,空氣密度為1.205 kg/m3。為保證壓力速度穩定性,使用Couple方法進行求解。組分輸送方程中,動量和密度均采用二階迎風格式。每種泄漏情況均進行10 s流動計算,第1 s使用0.01 s步長計算100步,之后再使用0.1 s步長計算90步。

初始條件如下:假設初始管廊內充滿空氣,管廊從泄漏口截開使用對稱邊界計算;環境溫度300 K,壓力101 kPa。

泄漏口條件如下:泄漏口采用壓力邊界條件,20%摻氫比下分別進行了0.4、0.8、1.2、1.6 MPa等4種不同入口壓力的計算,并對壓力進行了壓縮性矯正;此外,對0.4 MPa壓力下0～100%摻氫比,每次增加10%摻氫比例進行了計算,本文摻氫比數值均為體積分數。

探針條件如下:根據GB/T 51274—2017 要求,管廊沿線天然氣探測器據艙室頂部不宜超過30 cm;為研究不同泄漏方向的影響,在管廊XY橫截面按一定間距設置探針。

2 結果討論

2.1 不同開口方向對安全性的影響

本小節主要探討泄漏口不同開口方向對安全性的影響,通過數值模擬分析了壓力P為0.4 MPa、摻氫20%時,開口朝上、下、左、右4個方向泄漏時管廊模型內甲烷(CH4)摩爾分數分布。

本文選取13個監測點分別設置探針,對甲烷和氫氣摩爾分數等參數進行監測。圖3給出了管廊的三維模型和監測點示意圖,各點的具體坐標如表1所示。

圖3 管廊三維模型及監測點示意圖Fig.3 Schematic diagram of the model

表1 監測點具體位置坐標

圖4(a)給出了泄漏時間t=5 s時,上側開口各監測點摩爾分數隨Z軸的變化趨勢。可以看出:各監測點的摩爾分數均沿管道軸向呈現出逐漸降低的趨勢,這是因為甲烷在空間快速擴散,導致其動壓梯度隨距離的增大快速下降;管廊頂壁泄漏口正上方監測點9處的燃氣摩爾分數明顯高于其他監測點,但隨著Z軸擴散距離的增加,位于管廊側壁的監測點12、13處的摩爾分數明顯高于其他監測點;當距離達到7 m時,其他監測點摩爾分數降為零,監測點13處摩爾分數約為0.02,處于相對較高水平,這意味著距泄漏口較遠時在監測點13處能更快地檢測出氣體發生泄漏。圖4(b)為不同Z軸截面上的甲烷摩爾分數分布,為區分位于側壁上X坐標相同的監測點1、2和監測點12、13,X坐標分別設置為1、1.15 m。可知在較近的距離里,管道右側特別是泄漏口正上方的摩爾分數明顯高于其他位置,但隨著擴散距離的增加,在Z≥1 m后右側摩爾分數明顯高于其他監測點。這是由于射流氣體噴出后撞壁由自由空間射流變為有限空間射流,其射流撞壁后的沿壁流再撞壁形成二次射流導致沿壁流動和脫壁擴散,加強了射流在空間的擾動積聚,增大了沿壁的擴散速度,從而表現出近壁面摩爾分數明顯高于其他位置,特別是上側開口時位于管道右側(X=0.51 m處)的監測點12、13處,由于離右壁面較近更容易發生積聚。

(a)各監測點摩爾分數隨Z軸的變化

(b)各監測點在Z截面上的摩爾分數

圖5為不同泄漏口方向在泄漏時間t=10 s時、Z=5 m截面處的甲烷摩爾分數分布圖。當泄漏口朝上時,泄漏氣體向上噴射,管廊頂壁為一次射流撞擊面,由于泄漏點距離右壁面較近,流體向四周均勻擴散后撞擊右壁面形成二次射流,沿壁流的二次射流撞壁導致右側特別是近壁面的摩爾分數遠遠高于其他位置。當泄漏口朝下時,由于管廊底面為一次射流撞擊面,右壁面為二次射流撞擊面,其一次射流擴散距離很短,在出口固定的紊流射角下撞壁后整體摩爾分數較為均勻,但右壁面近壁處摩爾分數仍略高于其他位置。泄漏口朝向為水平向左和向右時,其二次射流壁面均為下壁面,因此各監測點摩爾分數較均勻,且整體呈現出兩壁面高中間低的趨勢。

圖5 t=10 s、Z=5 m處不同開口方向的甲烷摩爾分數分布Fig.5 Distribution of methane molar concentration at different opening leak times of t=10 s and Z=5 m

圖6 不同泄漏時間和Z截面上的甲烷摩爾分數分布Fig.6 Distribution of methane concentrations at different leak times and Z-sections

圖6給出了泄漏時間分別為5、10 s時,Z為5、7.5 m截面處各監測點在上、下、左、右4個方向的摩爾分數平均值,可以看出管廊右壁面的甲烷摩爾分數明顯高于其他監測點。泄漏時泄漏口的方向很大程度上影響了氣體擴散的均勻性,甲烷摩爾分數在受限空間中呈現出沿管廊長度方向降低,且近壁側高于中心區域的趨勢。而且,由于不同泄漏口方向有著不同的二次射流面,影響并改變了甲烷的擴散方向,使得其在高噴射速度下多積聚在二次流壁面近壁區,而遠離該近壁區其他區域的甲烷摩爾分數積聚速度慢,導致達到報警的最低濃度時間長,因此選擇恰當的監測點有利于及時探測氣體泄漏并發出警告。由于監測點13在甲烷摩爾分數監測上有著不小優勢,下面將針對監測點13討論甲烷摩爾分數的變化規律。

2.2 摻氫比對安全性的影響

本節通過對泄漏壓力為0.4 MPa時、不同摻氫比0%、10%、20%燃氣的情況進行模擬,研究摻氫比對燃氣泄漏安全性的影響。圖7顯示了泄漏5 s時不同摻氫比下甲烷的摩爾分數,可知隨著擴散距離的增大,濃度分布可分為3個階段。第1階段為摩爾分數在6%～3%之間,此時不同摻氫比下各監測點的甲烷摩爾分數下降較快,且甲烷摩爾分數差值較大;當摻氫20%、0%的燃氣泄漏時,Z=0 m處的甲烷摩爾分數差值為0.7%,而Z=2 m處的差值快速下降到0.4%;第2階段為摩爾分數在3%～2.5%之間,此時各摻氫比下燃氣泄漏的甲烷摩爾分數分布近乎均勻,當摻氫20%、0%的燃氣泄漏時,甲烷摩爾分數差值為0.3%左右且變化幅度較小;與摻氫20%相比,摻氫10%、0%時的甲烷燃氣擴散分布分別縮減了0.5、1 m,這是由于摻入氫氣后,混合氣體的熱值降低(氫氣體積熱值為13 MJ/m3,天然氣體積熱值為38 MJ/m3),對于原有的傳感器,氫氣燃燒產生的熱在摻氫10%時僅為甲烷燃燒熱的1/26,故可選用甲烷摩爾分數作為監測標準;上述結果表明,當管廊內不同摻氫比燃氣發生泄漏時,為保證原有泄漏濃度監測的安全性,可以在原有濃度報警器設置的基礎上相應地縮短間隔距離, 即每提高10%摻氫比可縮短0.5 m間距以提高其安全性。第3階段為摩爾分數小于2.5%,此時各摻氫比對燃氣濃度的影響差距進一步減小,以摻氫0%的泄漏燃氣甲烷摩爾分數為基準,7.5 m處摻氫10%的甲烷摩爾分數差值為0.07%,摻氫20%的甲烷摩爾分數差值為0.1%;由于不同摻氫比例的燃氣爆炸濃度區間不同,故選用更低的氫爆炸極限(4%)作為標準;燃氣泄漏5 s時的爆炸濃度區間尺寸距離(摩爾分數>4%)為1.54 m,添加10%的氫氣可使該距離增加16.2%(1.79 m),添加20%的氫氣則增大36.4%(2.10 m),這意味著摻氫會導致近端氣體快速積聚,也略微增加了泄漏遠端的風險,這與Melaina等[24]得出的結論相同;同時,熱值的降低使得監測難度加大,也增大了報警延遲,這是因為氫混合物的擴散速度會更快,泄漏量也更大,進一步導致較短距離的濃度快速積聚,遠距離邊緣處的濃度增大。

圖7 泄漏5 s時不同摻氫比下監測點燃氣摩爾分數隨Z軸的變化 Fig.7 Trend of concentration at monitoring points with Z-axis for different hydrogen doping ratios at 5 s of leakage

管道開口泄漏速度的計算表達式[25-26]可寫為

(4)

式中:P2為管內壓力;Pa為環境壓力;k為混合物絕熱指數;R為氣體常數;T2為管內溫度;M為混合物摩爾質量;φ為孔口流速系數,表示實際流速與理論流速之比,一般取值為0.97～0.98;CD為流量系數,亦稱泄漏系數。

表2給出了摻氫比變化后的等熵指數k、摩爾質量M以及泄漏口的最大泄漏速度u的變化和Z=2.5 m處監測點13達到1%報警時間t。從表2可知,當摻氫20%時,最大泄漏速度提高了9.03%,這表明泄漏燃氣的初始速度更快,能讓泄漏氣體更快地擴散到整個管廊內;在選取甲烷爆炸下限的20%(即1%)作為報警濃度的前提下,不同摻氫比氣體泄漏時各點甲烷摩爾分數達到報警濃度的時間差別很小,最大僅為0.85%,即使在擴散遠端區域也無明顯區別。

表2 不同摻氫比下各物性參數、泄漏速度及Z=2.5 m處報警時間

圖8為不同摻氫比例下、Z=7.5 m處監測點13的總燃氣(CH4+H2)摩爾分數分布圖。由圖8可知,高達50%摻氫比例的氣體只產生了略高的氣體積聚摩爾分數,但當摻氫比例大于50%時,氣體積聚摩爾分數增加顯著,尤其是摻氫比例超過70%時更甚,這也驗證了氣體泄漏量隨著摻氫比的增加而大幅度增大這一結論[27]。較低水平的摻氫比例對摩爾分數的分布影響較小,20%摻氫比例只增加了9.8%泄漏量,而當摻氫比例達到80%這一較高水平時,泄漏量增加了79.7%。

圖8 不同摻氫比例下Z=7.5 m處監測點13的燃氣摩爾分數隨時間的變化Fig.8 Trend of gas volume concentration at monitoring point 13 with different hydrogen blending over time

2.3 不同壓力對安全性的影響

本節主要討論了摻氫20%、泄漏口朝上時,輸送壓力分別為0.4、0.8、1.2和1.6 MPa下中高壓燃氣入廊對安全性影響。

圖9給出了不同壓力下監測點13在Z為2.5、7.5 m處的甲烷摩爾分數隨時間的變化,圖9(a)、(b)均呈現出混合物氣體摩爾分數先快速上升到峰值,然后下降接著再上升的趨勢。出現第一個峰值是由于環境介質阻力、推擠體積力和壁面擠壓形成擴散鋒面,使得前端形成摩爾分數較高的區域,2.5 m處鋒面區域擴展速度較快但整個區域較小,而在7.5 m處速度衰減后此區域變大,摩爾分數也相應地表現出如圖9(b)所示的階梯性變化。以圖9中泄漏壓力p為0.4 MPa、監測點13處的氣體摩爾分數達到1%作為報警濃度為例,可以得到20%摻氫燃氣在Z=2.5 m處監測點的報警時間為0.53 s;而在Z=7.5 m處則為4.49 s。當將壓力提高到0.8、1.2、1.6 MPa時,Z=2.5 m處的報警時間分別為0.43、0.38、0.36 s,比壓力為0.4 MPa時分別縮短了18.9%、28.3%、32.1%;在Z=7.5 m處的報警時間分別為3.70、3.31、3.08 s,比壓力為0.4 MPa時分別降低了17.6%、26.3%、31.4%。

(a)Z=2.5 m

(b)Z=7.5 m

綜上所述,不同泄漏口距離下,監測點的摩爾分數與壓力的變化規律基本相同。提高管輸壓力會導致擴散速度加快,雖然能縮短報警時間,但仍應根據不同壓力下燃氣的泄漏危害評估和后續安全裝置的響應時間調整濃度報警器間距。

3 結 論

本文通過對綜合管廊的摻氫天然氣泄漏過程進行數值模擬,分別研究了泄漏方向、摻氫比、管道壓力對泄漏后各位置甲烷摩爾分數的影響,得到如下結論。

(1)在壓力為0.4 MPa、20%摻氫比下,中高壓管道泄漏時甲烷摩爾分數隨擴散距離的增加逐漸降低,不同泄漏方向影響了氣體擴散方向進而使摩爾分數分布不均勻。從不同泄漏口方向監測點摩爾分數平均值可以看出,二次流近壁區特別是監測點13的氣體混合物積聚更加明顯,可以考慮在管廊內近管道側壁距頂部30 cm處安裝報警探測器。

(2)摻氫導致泄漏口近端氣體快速積聚,也略微增加了泄漏遠端的風險。同時,由于燃氣熱值降低也加大了監測難度,增大了報警延遲。20%、0摻氫比下,氣體混合物甲烷摩爾分數在近端相差0.7%,而遠端摩爾分數相差僅為0.3%,達到1%摩爾分數的報警時間相差0.85%;摻氫20%時,最大泄漏速度提高了9.03%,爆炸摩爾分數區間則增大了36.4%;根據摻氫比的不同,可以在原有摻氫比報警器的基礎上相應地縮短安裝間距,即每提高10%摻氫比可縮短0.5 m間距以提高其安全性。

(3)管輸壓力的提高會導致泄漏速度加快,同時也縮短了各監測點達到1%報警濃度的時間。

目前,摻氫燃氣管道輸運仍處于試行階段,因此還需要大量的實驗數據開展經驗分析。若能根據實驗經驗模型對現有的數值模擬擴散方程進行修正,就可以更好地使用數值模擬進行泄漏預測,最終得出更精確的摻氫燃氣泄漏降階模型,從而提高演算速度以擴大其工程應用場景。