葛鵬，封坤，程佳其，周康偉

(中國能源建設(shè)集團(tuán)西北電力試驗(yàn)研究院有限公司，西安 710000)

0 引言

某燃?xì)猓羝?lián)合循環(huán)機(jī)組在調(diào)試期間啟動(dòng)燃?xì)廨啓C(jī)(以下簡稱燃機(jī))時(shí)，經(jīng)常發(fā)生天然氣在干式低氮氧化物燃燒器DLN(Dry low NOx)小室內(nèi)天然氣管道中燃燒的事故，致使DLN小室內(nèi)天然氣濾網(wǎng)被燒毀，且濾網(wǎng)碎片進(jìn)入燃燒噴嘴內(nèi)部，導(dǎo)致燃燒不穩(wěn)定，對濾網(wǎng)表面氧化物進(jìn)行分析，得出濾網(wǎng)表面至少遭受810.90 K高溫灼燒。最后拆除所有天然氣噴嘴返廠檢修，使建設(shè)工期延長2個(gè)月，導(dǎo)致基建成本上升。

天然氣著火是一個(gè)非常復(fù)雜的過程，國內(nèi)外很多學(xué)者對此進(jìn)行了深入研究。Andrew P.Kelley等人［1］對點(diǎn)火臨界直徑進(jìn)行了研究，認(rèn)為試驗(yàn)測得的點(diǎn)火能量與理論值有15%的誤差;E.L.Petersen等人從甲烷點(diǎn)火動(dòng)力學(xué)出發(fā)，對點(diǎn)火延時(shí)時(shí)間及中間產(chǎn)物進(jìn)行了研究，并對低溫點(diǎn)火的影響因素做了詳細(xì)分析［2］;Jilin.han及 Dagaut P等人對天然氣燃燒最小點(diǎn)火能量及電極半徑對點(diǎn)火的影響進(jìn)行了研究［3－4］;程國俊、李格升等人通過研究熱滲透層厚度，對非穩(wěn)態(tài)傳熱第1類邊界條件進(jìn)行求解［5－6］，此方法有利于計(jì)算機(jī)編程求解;楊明等人［7］對自燃的延滯時(shí)間及溫升進(jìn)行了研究;袁義東等人［8］對高壓氣藏天然氣的擬對比壓縮系數(shù)的數(shù)值解法進(jìn)行了研究。本文對天然氣在管道內(nèi)燃燒的機(jī)制進(jìn)行研究，找出引起燃燒故障的原因，在基建過程中提前做好防范措施，避免此類事故再次發(fā)生。

1 系統(tǒng)簡介

前置站出口到速比閥(SRV)之間的天然氣管道如圖1所示，燃機(jī)停機(jī)后，安全關(guān)斷閥(SSOV)和SRV關(guān)閉，排空閥1打開，使SSOV和SRV之間的天然氣泄壓，當(dāng)燃機(jī)再次啟動(dòng)時(shí)，排空閥1關(guān)閉，SSOV打開。由圖1可見，排空閥1上部管道并未設(shè)計(jì)成如排空閥2上部管道樣式。天然氣的密度約為空氣密度的0.5倍，當(dāng)排空閥1打開時(shí)，在重力的作用下，空氣會從排空閥1上部流進(jìn)管道內(nèi)部，在管道內(nèi)部形成空氣－天然氣混合物。SSOV和2個(gè)排空閥為氣動(dòng)閥，開關(guān)速度較快，當(dāng)啟機(jī)時(shí)，SSOV前為2.5～2.8 MPa的天然氣，SSOV 與 SRV 之間為 0.1 MPa的燃?xì)猓諝饣旌衔?，?dāng)SSOV打開時(shí)，SSOV與SRV之間管道內(nèi)的混合氣體受到前面天然氣的快速壓縮，由于天然氣管道外部有保溫層，且SSOV開關(guān)速度相當(dāng)快，所以混合氣體的壓縮過程可近似認(rèn)為是絕熱壓縮過程。

圖1 天然氣管道簡圖Fig.1 Natural gas pipeline sketch

2 天然氣的氧化燃燒機(jī)理

甲烷和氧氣發(fā)生氧化燃燒反應(yīng)時(shí)，并不是直接生成水和二氧化碳，而是經(jīng)過一系列的中間鏈?zhǔn)椒磻?yīng)，中間鏈?zhǔn)椒磻?yīng)總共有200多個(gè)［9］，中間反應(yīng)產(chǎn)物包括 C2H2，HO2，HC—CO，C2H5，C，H2O2，CH2OH，CH，C2H，OH2，CH2，CH3O，HCO，CH2(S)等。

甲烷燃燒反應(yīng)的速度受濃度、溫度及壓力影響，溫度、壓力越高，反應(yīng)速度越快。在本文的研究范圍內(nèi)，只有濃度變化對結(jié)果的影響較大，所以重點(diǎn)對濃度進(jìn)行分析。

由甲烷燃燒方程式

可得甲烷燃燒反應(yīng)速度計(jì)算式［10］

式中：χA為甲烷體積分?jǐn)?shù);k為速度常數(shù);w為燃燒反應(yīng)速度;R為氣體常數(shù);T為天然氣的熱力學(xué)溫度;p為混合氣體壓力。

由此可計(jì)算出甲烷與空氣的體積比為0.293∶3.367(氧氣的體積分?jǐn)?shù)為1 －0.293=0.707，氧氣在空氣中的體積分?jǐn)?shù)為0.210)，即天然氣中甲烷的體積分?jǐn)?shù)為91.8%，從而可算出天然氣－空氣混合氣體中天然氣的體積分?jǐn)?shù)為8.7%。在不考慮溫度、壓力的情況下，在此比例下天然氣的反應(yīng)速度最快。

3 甲烷事故著火原因

甲烷的事故著火原因一般有以下3個(gè)：

(1)靜電;

(2)達(dá)到甲烷的著火溫度，甲烷自燃;

(3)管道內(nèi)存在其他易燃物，由其他易燃物著火引起甲烷著火。

下文分別從以上3個(gè)方面分析，找出引起甲烷在管道內(nèi)著火的原因。

3.1 靜電方面

在發(fā)生事故后，總承包方組織各單位技術(shù)人員檢查各法蘭金屬搭線及接地線，發(fā)現(xiàn)法蘭金屬搭線及接地線完好，所以靜電并非此事故的原因。

3.2 達(dá)到甲烷著火溫度引起自燃

從事故分析可知，混合氣體的壓縮近似絕熱壓縮過程，且由于此過程進(jìn)行得很快，在壓縮過程中2個(gè)閥門之間的混合氣體與純天然氣之間的傳質(zhì)傳熱很小，2種氣體之間的傳質(zhì)傳熱主要在壓縮過程完成后進(jìn)行，所以本文假設(shè)在壓縮期間2種氣體無傳熱傳質(zhì)現(xiàn)象。

陽建平、Hall KR 等人［11－12］對幾種計(jì)算天然氣壓縮因子的經(jīng)驗(yàn)公式DPR(Dranchuk-Puruls-Robinson)法、DAK(Dranchuk-Abu-kassem)法、HY(Hall-Yarbough)法、HTP(Hankinson-Thomas-Phillips)法進(jìn)行比較，推薦使用DPR法計(jì)算天然氣的壓縮因子，此關(guān)系式的適用范圍經(jīng)陽建平驗(yàn)證后擴(kuò)展至1.05≤Tpr≤3.00，0.10≤ppr≤15.00，此經(jīng)驗(yàn)公式(見式4)的計(jì)算結(jié)果與Standing-Katz圖版的最大誤差小于1.5%。

式中：Tpr為擬對比溫度壓力;A1=0.315062 37;A2=-1.046709 90;A3=-0.57832729;A4=0.53530771;A5=-0.61232032;A6=-0.10488813;A7= 0.681 570 01;A8=0.68446549;ppr及Tpr均為無量綱參數(shù)。

其中的dpr為隱式方程，所以壓縮因子方程(4)需要迭代求解，步長為0.0001，當(dāng)2次迭代結(jié)果差值的絕對值小于0.000 1時(shí)，計(jì)算結(jié)束，計(jì)算結(jié)果見表1。

由表1可見，在壓力為 0.1 MPa＜p＜3.0 MPa、溫度為323.15K＜T＜873.15K時(shí)，天然氣及空氣的壓縮因子都在1左右，其中壓力為3.02MPa、溫度為323.15 K時(shí)，誤差最大為3.7%，在本文的計(jì)算范圍內(nèi)和理想氣體的性質(zhì)基本一致，所以在下面的計(jì)算中用理想氣體的狀態(tài)方程來計(jì)算各參數(shù)。

首先計(jì)算天然氣、空氣混合氣體的比定壓熱容、折合氣體常數(shù)，再用比定壓熱容及折合氣體常數(shù)計(jì)算出比定容熱容，進(jìn)而推出不同工況下的絕熱壓縮系數(shù)。

混合氣體比定壓熱容計(jì)算公式［13－14］為

混合氣體折合氣體常數(shù)

絕熱壓縮因子

式中：Z為壓縮因子(偏差系數(shù));cp為比定壓熱容;Rg為氣體常數(shù)。

式中：γmix為混合氣體的絕熱壓縮因子，cpi為第i種氣體的比定壓熱容，cVi為第i種氣體的比定容熱容。

根據(jù)以上公式及甲烷、空氣物性，計(jì)算混合氣體在不同壓力、不同體積分?jǐn)?shù)、不同溫度下的絕熱壓縮因子，結(jié)果見表2。

由表2可見：在壓力、天然氣與空氣的體積比不變的情況下，混合氣體絕熱壓縮系數(shù)隨著溫度的升高而降低，這主要是因?yàn)榛旌蠚怏w的比定壓熱容隨溫度的上升速率大于比定容熱容的上升速率;在溫度、天然氣與空氣體積比不變的情況下，絕熱壓縮系數(shù)隨著壓力的增加而增加，這主要是由于隨著壓力的增大單位體積內(nèi)混合氣體的物質(zhì)的量越多;當(dāng)溫度、壓力不變時(shí)，絕熱壓縮因子隨著甲烷體積分?jǐn)?shù)的增加而減小，這主要是因?yàn)殡S著甲烷體積分?jǐn)?shù)的增加，混合氣體中天然氣的體積分?jǐn)?shù)增大，混合氣體的物理性質(zhì)約接近天然氣的物理性質(zhì)，而天然氣的絕熱壓縮因子小于空氣的絕熱壓縮因子。

表1 天然氣壓縮因子計(jì)算結(jié)果Tab.1 Natural gas compression factor calculation results

表2 不同體積分?jǐn)?shù)下天然氣-空氣混合氣體的絕熱壓縮因子Tab.2 Adiabatic compression factors of natural gas-air mixture at different volume fractions

再由絕熱壓縮公式(10)計(jì)算壓縮后的溫度，用插值法編程計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖2所示?；旌蠚怏w壓縮后的溫度隨著天然氣體積分?jǐn)?shù)的增加而減小，這主要是因?yàn)殡S著天然氣與空氣體積比的增加混合氣體的絕熱指數(shù)減小所致，所以管道內(nèi)空氣的體積分?jǐn)?shù)越低壓縮后的溫度越低。

式中：T2為壓縮后溫度;T1為壓縮前溫度;p2為壓縮后壓力;p1壓縮前壓力;γ為絕熱壓縮指數(shù)。

天然氣在空氣中的最低燃點(diǎn)為1053.15 K。由圖2可見，當(dāng)天然氣體積分?jǐn)?shù)在爆炸下限(體積分?jǐn)?shù)為5.0%)時(shí)，壓縮到最高壓力 2.8 MPa時(shí)，溫度達(dá)到779.15 K;當(dāng)天然氣體積分?jǐn)?shù)為50.0%時(shí)，壓縮到最高壓力后的溫度為659.15 K;當(dāng)混合氣體在燃?xì)夥磻?yīng)速度最快的體積分?jǐn)?shù)(8.7%)時(shí)，壓縮到最高壓力后的溫度為765.15 K。以上溫度都遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于天然氣的自燃溫度，所以，此燃?xì)怆姀S天然氣在管道內(nèi)爆燃不是由混合氣體絕熱壓縮至天然氣的自燃點(diǎn)引起的。

四川竹編產(chǎn)品普遍存在制作周期長、產(chǎn)品更新速度慢等問題，在工業(yè)化潮流的沖擊下慢慢失去市場競爭力，也很難招到愿意潛心學(xué)習(xí)的年輕學(xué)員，竹編技術(shù)面臨技藝傳承斷層的困境。因此，政府應(yīng)大力扶持竹編藝術(shù)家，幫助拓寬竹編藝術(shù)的發(fā)展空間，多組織一些關(guān)于竹編工藝及特色竹編制品的宣傳活動(dòng)[8]，喚醒人們對竹編行業(yè)的重視，讓竹編藝術(shù)順應(yīng)新時(shí)代潮流，逐步融入現(xiàn)代社會。同時(shí)，竹編行業(yè)亟需加強(qiáng)市場管理，嚴(yán)厲打擊劣質(zhì)低等、假冒偽劣的竹編產(chǎn)品，維護(hù)四川竹編的行業(yè)信譽(yù)。

3.3 管道內(nèi)存在其他易燃物，由其他易燃物著火引起甲烷著火

圖2 不同天然氣體積分?jǐn)?shù)下混合氣體被壓縮到2.8 MPa時(shí)的溫度分布曲線Fig.2 Temperature distribution curve when the mixed gas was compressed to 2.8 MPa under different natural gas volume fractions

V.V.Leschevich等人［15］將氧氣和氮?dú)獾幕旌衔镅b進(jìn)激波管內(nèi)，激波管的表面未清理，氣體未過濾，然后將混合氣體壓縮到1.7 MPa，溫度為930.00 K時(shí)，用高速照相機(jī)拍攝到了燃燒現(xiàn)象，如圖3a所示。此科研團(tuán)隊(duì)將激波管及活塞進(jìn)行了徹底清理，氧氣及氮?dú)庥?0 nm的濾網(wǎng)進(jìn)行過濾，又進(jìn)行了同樣的試驗(yàn)，同樣用高速相機(jī)拍攝試驗(yàn)結(jié)果，但未發(fā)現(xiàn)燃燒現(xiàn)象，如圖3b所示。

V.V.Leschevich等人認(rèn)為第1次試驗(yàn)時(shí)，激波管內(nèi)存在活塞密封圈磨損的殘?jiān)蚴怯傻獨(dú)饣蜓鯕鈴臍馄繋нM(jìn)激波管的殘?jiān)园l(fā)生了燃燒現(xiàn)象;而第2次試驗(yàn)時(shí)，由于對設(shè)備進(jìn)行了清理，并對氣體進(jìn)行了過濾，所以未發(fā)現(xiàn)燃燒現(xiàn)象。

圖3 V.V.Leschevich等人對O2/N2混合氣體壓縮試驗(yàn)結(jié)果Fig.3 Results of O2/N2 mixed gas compression tests made by V.V.Leschevich，et al.

由V.V.Leschevich等人的試驗(yàn)可見，當(dāng)氣體中存在可燃顆粒時(shí)，氣體的溫度大于氣體中可燃顆粒的燃點(diǎn)時(shí)，可燃顆粒將會燃燒。

本項(xiàng)目燃?xì)怆姀S共有3臺燃機(jī)，且燃機(jī)為雙燃料系統(tǒng)(天然氣、柴油)，在調(diào)試過程中，首先以天然氣為燃料進(jìn)行燃機(jī)調(diào)試，同時(shí)對燃油管道進(jìn)行循環(huán)沖洗。燃機(jī)周圍經(jīng)常出現(xiàn)柴油泄漏現(xiàn)象，且現(xiàn)場一直處于施工狀態(tài)，期間燃機(jī)區(qū)域的空氣中布滿柴油顆粒及其他易燃物質(zhì)顆粒，當(dāng)燃機(jī)停機(jī)后，如圖1所示的排空閥1、排空閥2打開，由于排空閥1并未設(shè)計(jì)成阻止空氣進(jìn)入的結(jié)構(gòu)，所以，攜帶柴油顆粒及其他易燃物質(zhì)的空氣流進(jìn)天然氣管道和天然氣混合成易燃富氧氣體。在下次啟機(jī)時(shí)，由于絕熱壓縮，使易燃富氧混合氣體溫度升高，達(dá)到柴油自燃點(diǎn)(柴油的燃點(diǎn)只有493.15 K左右)，柴油微粒燃燒，進(jìn)而引燃管內(nèi)的天然氣，使混合氣體在管內(nèi)燃燒，但管內(nèi)空氣畢竟有限，當(dāng)空氣耗盡時(shí)，燃燒停止。在燃燒后期，由于較多天然氣參與燃燒，造成天然氣不充分燃燒，使部分甲烷轉(zhuǎn)換成乙炔，乙炔緩慢分解為含碳更高的烴類和碳灰，附著在管道上。

由于濾網(wǎng)接近SRV閥(如圖1所示)，處于壓縮的末端，恰好在燃燒區(qū)域內(nèi)，所以經(jīng)過幾次高溫燃燒后，濾網(wǎng)燒毀。

在天然氣點(diǎn)燃過程中，首先臨界半徑內(nèi)必須達(dá)到最小點(diǎn)火能量，考慮混合氣體密度變化，擬合出天然氣最小點(diǎn)火能量半經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式

式中：Qmin為最小點(diǎn)火能量;m為點(diǎn)火區(qū)域氣體的質(zhì)量;c為混合氣體的比定容熱容;ρ為混合氣體的密度;ΔTmin為最小點(diǎn)火溫度與當(dāng)前溫度之差。

馬秋菊［16］等人用20 L爆炸罐在甲烷體積分?jǐn)?shù)為8.5%備件下，進(jìn)行了最小點(diǎn)火能量測試，得出在此條件下天然氣的最小點(diǎn)火能量為0.400 mJ，用式(11)計(jì)算結(jié)果為 0.405 mJ。

由此最小點(diǎn)火能量計(jì)算出柴油顆粒直徑為0.062 mm，這樣小的柴油顆粒完全有可能在微風(fēng)中從排放口進(jìn)入天然氣管道。

4 天然氣點(diǎn)火理論模型

建立球形點(diǎn)火燃燒模式［17］，在最開始階段，在臨界半徑內(nèi)，柴油微粒燃燒釋放的熱量將天然氣－空氣混合物加熱到天然氣自燃點(diǎn)，引燃天然氣混合物，釋放出的熱量再用于加熱未著火的天然氣及燃燒后的產(chǎn)物。熱擾動(dòng)自r=0.5 mm處開始，向半徑方向縱深發(fā)展。在微小的時(shí)間范圍內(nèi)，邊界溫度擾動(dòng)對物體的影響只限于微小的深度范圍內(nèi)0＜r＜δ(τ)，在r＞ δ(τ)的區(qū)域內(nèi)，混合氣體維持初溫不變，無熱量傳遞，即在 δ(τ) 處所示。

由于點(diǎn)火機(jī)理十分復(fù)雜，為了便于計(jì)算，對點(diǎn)火及燃燒過程進(jìn)行以下假設(shè)：

(1)由第2節(jié)壓縮因子計(jì)算可知，混合氣體可看做理想氣體，所以假設(shè)混合氣體為理想氣體。

圖4 熱滲透層示意Fig.4 Thermal penetration model sketch

(2)僅考慮導(dǎo)熱，忽略對流及輻射換熱，只考慮能量交換，忽略燃燒后的產(chǎn)物及未燃?xì)怏w間的質(zhì)量交換。

(3)忽略氣體粘度、沖擊力的影響。

(4)由于管道直徑遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于最開始燃燒時(shí)熱核直徑，計(jì)算過程中僅考慮半徑方向的導(dǎo)熱、生成熱對溫度的影響。

能量方程

式中：Q·為熱源項(xiàng);λ為混合氣體的導(dǎo)熱系數(shù);τ為微元時(shí)間;r為球體的半徑;ρ為混合氣體的密度。

通過球面的熱流密度方程

式中：Q為單位體積混合物燃燒后釋放的熱量;r為球體的半徑;tw為燃燒后界面的初始溫度;ti混合氣體的溫度。

求解過程中，首先計(jì)算出本時(shí)層在微小時(shí)間段是否把d r處的可燃?xì)怏w加熱到甲烷的自燃點(diǎn)，同時(shí)計(jì)算各半徑處的溫度，如果未將可燃?xì)怏w加熱到自燃點(diǎn)，進(jìn)入下一時(shí)層增加加熱時(shí)間，使界面上通過更多的熱量，直至溫度達(dá)到自燃點(diǎn)，然后計(jì)算微元體積所釋放的熱量，并重新計(jì)算燃燒后產(chǎn)物的溫度，再進(jìn)入下一個(gè)半徑處進(jìn)行計(jì)算，以此類推。計(jì)算式時(shí)間步長為0.01 ms，半徑步長為0.10 mm，計(jì)算結(jié)果如圖5所示。

當(dāng)火焰中心溫度維持在天然氣的自燃溫度以上時(shí)，證明點(diǎn)火成功;當(dāng)火焰中心溫度小于自燃溫度時(shí)，證明火焰熄滅。由圖6可見，當(dāng)天然氣首次被點(diǎn)燃后，火焰中心溫度持續(xù)大于天然氣自燃溫度。

圖5 火焰中心溫度隨時(shí)間的變化曲線Fig.5 Flame center temperature changing with time

在最開始的0.2 ms內(nèi)火焰中心的溫度上升最快，這主要是因?yàn)?，這個(gè)時(shí)層是天然氣首次燃燒，燃燒熱全部用來加熱微小球體的燃燒產(chǎn)物，隨著時(shí)間的增加，燃燒放出來的熱量一部分需要加熱新的天然氣，一部分需要加熱已經(jīng)燃燒過的天然氣;另一方面，在計(jì)算時(shí)未考慮氣體受熱膨脹也導(dǎo)致溫度上漲過快。天然氣體積分?jǐn)?shù)為8.5%，時(shí)間到達(dá)0.7 ms左右時(shí)，火焰中心維持在2506.00 K左右;天然氣體積分?jǐn)?shù)在10.0%左右，時(shí)間達(dá)到1.2 ms時(shí)，火焰中心溫度維持在3510.00 K左右。

圖6為燃燒半徑隨著時(shí)間的變化規(guī)律曲線，由圖6可見，隨著時(shí)間的增加，燃燒半徑持續(xù)增大，在0.024 s，火焰擴(kuò)散至管道壁面出。

圖6 燃燒半徑-時(shí)間變化曲線Fig.6 Combustion radius changing with time

5 結(jié)束語

由分析可見，此項(xiàng)目天然氣在管道內(nèi)著火的原因?yàn)?，由于排空閥1設(shè)計(jì)不合理，導(dǎo)致攜帶柴油顆粒及其他易燃物質(zhì)的空氣進(jìn)入天然氣管道，經(jīng)過壓縮后，達(dá)到柴油燃點(diǎn)，進(jìn)而引燃管內(nèi)的天然氣。

在以后的蒸汽－燃?xì)饴?lián)合循環(huán)施工項(xiàng)目中，尤其是雙燃料機(jī)組，燃機(jī)的燃?xì)馀欧砰y一定要設(shè)計(jì)成阻止空氣流入結(jié)構(gòu)，最好是在此管道上安裝逆止閥，阻止空氣進(jìn)入天然氣管道。在燃油管道循環(huán)沖洗過程中，如果出現(xiàn)泄漏，要及時(shí)處理，清理泄漏出的燃油，避免此類事故再次發(fā)生。