姜 楠,秘義行,呂 東,王 璐,慕洋洋

(公安部天津消防研究所，天津 300381)

中國(guó)是石油加工與其產(chǎn)品消費(fèi)大國(guó)，截止到2015年，中國(guó)原油年加工能力達(dá)7.1億噸[1]。隨著產(chǎn)業(yè)轉(zhuǎn)型升級(jí)，具有原油一次加工能力3000～5 000萬噸/年、芳烴產(chǎn)量200～300萬噸/年的大型石化基地必將產(chǎn)生，且為生產(chǎn)高辛烷值汽油所配套的催化重整工藝裝置也必不可少，風(fēng)險(xiǎn)累積效應(yīng)將顯現(xiàn)。近年來，涉及催化重整聯(lián)合裝置的爆炸火災(zāi)事故較常見，其中以工藝管道受損后物料泄漏、法蘭連接處物料泄漏導(dǎo)致的爆炸火災(zāi)事故居多，且以氫氣、輕烴管道事故危害最大(表1為2起典型催化重整工藝火災(zāi)/爆炸事故)。對(duì)于不同單元而言，由于其進(jìn)出物料種類與數(shù)量、反應(yīng)條件等不同，涉及的設(shè)備、管道類型、數(shù)量、規(guī)格多有不同，涉及的引火源種類復(fù)雜。此外，催化重整工藝中涉及較多高大設(shè)備，一旦發(fā)生泄漏極易形成立體事故，擴(kuò)散速度快，可能引發(fā)連串事故。

表1 典型催化重整工藝火災(zāi)/爆炸事故Table 1 Fire/explosion accidents in catalytic reforming process

對(duì)于可燃?xì)怏w的爆炸，科研人員采用理論、半經(jīng)驗(yàn)和實(shí)驗(yàn)的方式進(jìn)行研究[2]。由于爆炸的危害極大，很難進(jìn)行等體積或縮放比較小的縮尺度試驗(yàn)，所以通過對(duì)爆炸場(chǎng)景建立模型進(jìn)行分析的半經(jīng)驗(yàn)和理論的研究方法十分重要。氣體的爆炸模型通常包括TNT當(dāng)量法、TNO多能法以及Baker-Strehlow法[3-4]。其中，TNT當(dāng)量法主要是基于炸藥爆炸經(jīng)驗(yàn)產(chǎn)生的一種方法，對(duì)氣體爆炸適用性一般[5]；TNO多能法是基于聚集程度產(chǎn)生的一種方法，對(duì)于局部受限的幾何形狀考察較少，主要是由使用者選擇受限程度的嚴(yán)重系數(shù)[6]；Baker-Strehlow法基于火焰速度產(chǎn)生，通常是用于預(yù)測(cè)遠(yuǎn)處的壓力。對(duì)于這3種方法而言，對(duì)于具體遮擋物體及其形狀、氣體的封閉狀況等因素對(duì)氣體爆炸的影響情況并未做細(xì)致考慮。但研究表明，點(diǎn)火點(diǎn)位置[7]，混合氣體組成[8]，障礙物的數(shù)量、大小[9-13]等會(huì)對(duì)氣體爆炸超壓造成影響，可能帶來更嚴(yán)重的事故。

本文中，采用一款基于計(jì)算流體力學(xué)技術(shù)開發(fā)的模擬軟件FLACS對(duì)芳烴聯(lián)合生產(chǎn)工藝中涉及的典型臨氫反應(yīng)單元(催化重整單元)的氫氣爆炸場(chǎng)景進(jìn)行模擬。在研究中以真實(shí)工藝場(chǎng)所為例建立模型，考察不同形狀障礙物、泄漏位置，對(duì)不同泄漏時(shí)間和泄漏監(jiān)測(cè)點(diǎn)的氫氣爆炸超壓的影響情況，建立最大爆炸超壓與氣體燃燒熱、爆炸監(jiān)測(cè)點(diǎn)距氣團(tuán)中心距離之間的數(shù)學(xué)模型。以期相關(guān)研究成果對(duì)于氫氣爆炸方面的事故防范、實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)、工程泄壓等方面具有一定的借鑒意義。

1 催化重整工藝簡(jiǎn)介

芳烴聯(lián)合生產(chǎn)工藝的催化重整單元，是以預(yù)加氫直餾石腦油和加氫裂化重石腦油為原料，在催化劑的作用下，烴類分子發(fā)生以芳構(gòu)化反應(yīng)為主的多種反應(yīng)，最終獲得芳烴、異構(gòu)烴及氫氣[14]。根據(jù)重整反應(yīng)器劃分，催化重整工藝主要分為連續(xù)重整工藝、半再生重整工藝和組合床重整工藝。其中，連續(xù)重整工藝多在大型化工廠內(nèi)應(yīng)用。目前，連續(xù)重整工藝主要包括法國(guó)IFP工藝和美國(guó)UOP工藝。其中，UOP工藝催化重整反應(yīng)器采用軸向重疊排列方式，整個(gè)反應(yīng)器組可高達(dá)50 m以上。催化重整反應(yīng)器是催化重整單元的核心設(shè)備，其內(nèi)部存在一定量的循環(huán)氫氣，主要作用包括：(1)保持催化重整反應(yīng)器中催化劑的穩(wěn)定性；(2)將反應(yīng)產(chǎn)物從催化劑上帶走；(3)減少積碳速度；(4)能加快石腦油通過反應(yīng)器的速度，減小吸熱反應(yīng)產(chǎn)生的溫降。

2 氫氣泄漏模型的建立與泄漏量的計(jì)算

2.1 氫氣泄漏源模型

重點(diǎn)針對(duì)催化重整反應(yīng)器的氫氣管線泄漏事故場(chǎng)景進(jìn)行模擬。對(duì)于氫氣而言，其壓力、密度、溫度等參數(shù)遵循氣體狀態(tài)方程。氫氣的泄漏過程可按可壓縮氣體以自由膨脹的形式經(jīng)小孔泄漏考慮。根據(jù)機(jī)械能守恒定律，忽略軸功、勢(shì)能變化、氣體初始動(dòng)能，并將氣體近似為理想氣體，可得氫氣泄漏流量[15]：

(1)

式中:p0為初始?jí)毫?；C0為孔流系數(shù)；A為泄漏孔面積；γ為絕熱指數(shù)；M為泄漏物分子量，T0為泄漏源溫度，R為理想氣體常數(shù),p為泄漏通道處壓力。

(2)

2.2 事故場(chǎng)景及泄漏參數(shù)的確定

對(duì)于氫氣，氫氣分子量取2.0，絕熱指數(shù)取1.40，理想氣體常數(shù)取8.314，孔流系數(shù)取最大值1.0(泄漏流量最大時(shí))。泄漏孔大小假設(shè)為20 cm2。催化重整反應(yīng)器的設(shè)備參數(shù)與工藝條件取自中國(guó)某大型催化重整反應(yīng)單元。溫度取538 ℃，壓力取0.65 MPa。該工藝段H2循環(huán)量約為1.3077×105m3/h。

該工藝下氫氣臨界泄漏壓力為：

(大氣壓力)

因此，氫氣泄漏最大流量為：

=8 749.44 m3/h<1.307 7×105m3/h(H2循環(huán)量)

根據(jù)上述計(jì)算，本文將0.217 kg/s選作氫氣泄漏速率，選取的事故場(chǎng)景中氫氣的泄漏時(shí)間分別選為1、3、5、7 min，根據(jù)泄漏流量計(jì)算可得泄漏量分別為13.04、39.11、65.19、91.26 kg。

3 模型建立及參數(shù)設(shè)置

選取中國(guó)某大型芳烴聯(lián)合生產(chǎn)工藝催化重整反應(yīng)器(UOP工藝)進(jìn)行模擬，分別假設(shè)氫氣輸送管線最高端和中間部位(與催化劑再生設(shè)備高度接近)作為氫氣泄漏位置。采用FLACS建立事故場(chǎng)景三維模型(見圖1)。圖1中右側(cè)為催化重整反應(yīng)器，整個(gè)反應(yīng)器置于框架結(jié)構(gòu)之上，其頂部距地面約51.1 m； 4個(gè)催化重整反應(yīng)器的高度自下而上依次約為10.9、9.6、9.4、9.0 m，直徑依次約為4.5、3.6、3.0、2.7 m；催化重整反應(yīng)器右側(cè)管路為氫氣輸送管，直徑為0.25 m；左側(cè)為催化劑再生裝置，再生裝置大部分處于框架結(jié)構(gòu)之中，其頂部距地面約40.3 m；催化劑再生裝置高度約為21.5 m，直徑為3.2 m。

圖1 幾何模型及點(diǎn)火位置、監(jiān)測(cè)點(diǎn)示意圖Fig.1 Schematic diagrams for the geometric model, ignition positions and some overpressure monitors

FLACS采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型進(jìn)行計(jì)算湍流的產(chǎn)生與消散，可解決三維笛卡爾網(wǎng)格中的質(zhì)量、動(dòng)量、能量和組分等守恒問題。計(jì)算方程如下：

(3)

式中:Sφ為源項(xiàng)；ρ為氣體密度；φ為質(zhì)量、動(dòng)量、能量等求解變量；xj為j方向上的積分；μi為i方向上的速度矢量；Γφ為擴(kuò)散系數(shù)。

因?yàn)楣艿兰捌浞ㄌm、焊縫、轉(zhuǎn)角等部位是實(shí)際事故中發(fā)生泄漏事故及引發(fā)點(diǎn)火位置，所以本文中將引火點(diǎn)設(shè)置為固定點(diǎn)，通過改變氣團(tuán)位置對(duì)不同爆炸情景進(jìn)行模擬。計(jì)算中將氫氣-空氣氣團(tuán)設(shè)置為立方體。引火點(diǎn)位于氫氣-空氣氣團(tuán)中心。2種泄漏場(chǎng)景下，氣團(tuán)分別位于圖1中引火點(diǎn)1和引火點(diǎn)2附近。根據(jù)泄漏時(shí)間與泄漏量，1、3、5、7 min泄漏的氫氣-空氣氣團(tuán)邊長(zhǎng)分別為7.78、11.22、13.30、14.89 m。

設(shè)置計(jì)算范圍為70 m×60 m×90 m，將整個(gè)計(jì)算范圍分為150×130×100即1 950 000個(gè)單元格；大氣壓為100 kPa，溫度為20 ℃；考慮最危險(xiǎn)情況，風(fēng)速設(shè)為零。設(shè)置氫氣與空氣按當(dāng)量比混合，混合比為12∶25，氫氣的體積分?jǐn)?shù)約為32.4%。

對(duì)于引火點(diǎn)1，周邊主要設(shè)備位于其下方，相對(duì)較危險(xiǎn)，因此考察引火點(diǎn)1下方的監(jiān)測(cè)點(diǎn)；對(duì)于引火點(diǎn)2，除了與其平行并遠(yuǎn)離裝置的方向外，其余方向均有較大危險(xiǎn)性，因此考察3個(gè)方向上的監(jiān)測(cè)點(diǎn)。將監(jiān)測(cè)點(diǎn)距氣團(tuán)中心距離作為位置變量，相應(yīng)點(diǎn)火位置與監(jiān)測(cè)點(diǎn)示意圖如圖1所示。

4 數(shù)據(jù)分析

4.1 反應(yīng)器頂部引火點(diǎn)爆炸超壓分析

經(jīng)過模擬，氫氣-空氣氣團(tuán)在引火點(diǎn)1場(chǎng)景下發(fā)生爆炸時(shí)的最大超壓如表2所示。

對(duì)表2中數(shù)據(jù)進(jìn)行分析可知，4種泄漏時(shí)間下最大超壓檢測(cè)點(diǎn)分別位于7、7、10和10 m。而氫氣-空氣氣團(tuán)邊長(zhǎng)分別為7.78、11.22、13.30和14.89 m。整體來看，氣團(tuán)范圍內(nèi)，壓力隨距離的增大而升高，氣團(tuán)范圍外壓力隨距離的增大而降低。這是因?yàn)樵跉鈭F(tuán)范圍內(nèi)，可燃?xì)怏w(氫氣)量充足，且處于當(dāng)量比附近，因而鏈?zhǔn)椒磻?yīng)不斷加速，進(jìn)而使爆炸壓力不斷提高。但是對(duì)于氣團(tuán)范圍外的監(jiān)測(cè)點(diǎn)，其壓力主要是由于氣體擴(kuò)散至該處并引起爆炸與氣團(tuán)內(nèi)爆炸沖擊波的傳遞造成的。參照TNO多能法，引入一個(gè)無量綱的比擬距離(折合距離)，按下式計(jì)算從氣團(tuán)中心到監(jiān)測(cè)點(diǎn)的距離:

Svol=(E/p0)1/3=d/rs

(4)

式中:Svol為距離縮放系數(shù)，m；E為氫氣燃燒熱，J；p0為大氣壓強(qiáng)，Pa；d為監(jiān)測(cè)點(diǎn)距氣團(tuán)中心的距離，m；rs為折合距離。

表2 引火點(diǎn)1不同泄漏時(shí)間氫氣-空氣氣團(tuán)爆炸最大超壓Table 2 Maximum overpressure of H2-air cloud explosion in ignition position 1

將折合距離與最大爆炸超壓作圖可得圖2(a)。由圖2(a)可知，在最大爆炸超壓之后的超壓數(shù)據(jù)與折合距離呈近似對(duì)數(shù)關(guān)系。對(duì)距氣團(tuán)中心10 m以外(氣團(tuán)范圍外)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)的折合距離與最大爆炸超壓在對(duì)數(shù)坐標(biāo)系統(tǒng)中作圖，可得圖2(b)。

圖2 引火點(diǎn)1氣體爆炸最大超壓與折合距離的關(guān)系Fig.2 Relationship between maximum overpressure and scaled distance from explosion source centre for ignition position 1

對(duì)圖2(b)中數(shù)據(jù)進(jìn)行線性(y=ax+b)擬合，可得表3中的數(shù)值。

表3 引火點(diǎn)1上方不同氫氣泄漏時(shí)間模擬公式a、b系數(shù)及決定系數(shù)r2Table 3 Values of a, b and r2 in each formula of H2 in ignition position 1 for different leakage times

4.2 反應(yīng)器中部引火點(diǎn)爆炸超壓分析

經(jīng)過模擬，氫氣-空氣氣團(tuán)在引火點(diǎn)2場(chǎng)景下發(fā)生爆炸時(shí)的最大超壓如表4所示。

表4 引火點(diǎn)2不同泄漏時(shí)間氫氣-空氣氣團(tuán)爆炸最大超壓Table 4 Maximum overpressure of H2-air cloud explosion in ignition position 2

對(duì)表4中數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，并將監(jiān)測(cè)點(diǎn)距氣團(tuán)中心距離換算為折合距離。對(duì)折合距離與最大爆炸超壓作圖，可得圖3。與反應(yīng)器上部泄漏爆炸場(chǎng)景相似，氫氣泄漏時(shí)間為1和3 min時(shí)，最大爆炸超壓之后的超壓數(shù)據(jù)與折合距離部分呈近似對(duì)數(shù)關(guān)系。氫氣泄漏5和7 min后的最大爆炸超壓數(shù)據(jù)明顯大于其他泄漏情景下的爆炸超壓數(shù)據(jù)。這說明，由于氫氣-空氣氣團(tuán)在反應(yīng)器中部的受限空間內(nèi)發(fā)生爆炸，受到周圍催化重整反應(yīng)器、設(shè)備框架結(jié)構(gòu)和催化劑再生設(shè)備等明確引起強(qiáng)烈沖擊波的設(shè)施的影響，可能已不是單純的爆燃。氫氣爆炸時(shí)產(chǎn)生的沖擊波是氫氣-空氣混合氣體傳播的燃燒波，其速度包括其本身傳播速度和已燃燒氣體膨脹引發(fā)的氣體流動(dòng)速度。因此，隨著燃燒的進(jìn)行，傳播速度會(huì)越來越大。在某些情況下(如已燃?xì)怏w膨脹不斷加劇、障礙物等因素)，火焰?zhèn)鞑ヒ欢ň嚯x后，速度突然急劇增大，最終成長(zhǎng)為沖擊波。沖擊波可進(jìn)一步引起未燃?xì)怏w的物理加熱并維持火焰的傳播，進(jìn)而使火焰?zhèn)鞑ニ俣却笥谖慈細(xì)怏w中的聲速，形成爆轟波[16]。因此，此時(shí)爆炸超壓突增可能是正在發(fā)生由爆燃向爆轟的轉(zhuǎn)變。

圖3 引火點(diǎn)2氣體爆炸最大超壓與折合距離的關(guān)系Fig.3 Relationship between maximum overpressure and scaled distance from explosion source centre for ignition position 2

圖4 對(duì)數(shù)坐標(biāo)系下引火點(diǎn)2氣體爆炸最大超壓與折合距離的關(guān)系Fig.4 Relationship between maximum overpressure and scaled distance from explosion source centre in a bilogarithmic coordinates system for ignition position 2

采用與圖2(b)同樣的處理方法，對(duì)氫氣泄漏1和3 min后，最大爆炸超壓以后的監(jiān)測(cè)點(diǎn)的折合距離與最大爆炸超壓在對(duì)數(shù)坐標(biāo)系統(tǒng)中作圖，可得圖4。對(duì)圖4進(jìn)行分析，可知圖4(b)中數(shù)據(jù)呈線性相關(guān)性，按y=ax+b線性擬合，可得表5。由表5可知，圖4(b)中數(shù)據(jù)的決定系數(shù)r2均大于0.95。此種情況下，氫氣爆炸超壓和氫氣燃燒熱、距氣團(tuán)中心距離關(guān)系式與反應(yīng)器上部泄漏的關(guān)系式相同。這是由于反應(yīng)器中部上方的障礙物情況與反應(yīng)器上部下方的障礙物情況相同。

表5 引火點(diǎn)2上方不同氫氣泄漏時(shí)間模擬公式a、b系數(shù)及決定系數(shù)r2Table 5 Values of a, b and r2 in each formula of H2above ignition position 2 for different leakage times

對(duì)圖4(a)進(jìn)行分析，其數(shù)據(jù)呈兩段線性關(guān)系(如圖中箭頭所示)，先負(fù)線性相關(guān)，后正線性相關(guān)。結(jié)合圖1(b)中監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置與三維模型結(jié)構(gòu)布局可知，在第5個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)(距氣團(tuán)中心約20.5 m，見表2)附近，是催化重整反應(yīng)器與框架結(jié)構(gòu)的交界附近，之后的障礙物(框架結(jié)構(gòu)樓板)明顯增大，且每層障礙物均有增多，造成沖擊波逐漸加大，所以在此監(jiān)測(cè)點(diǎn)后，最大超壓隨折合距離的增加而增大。對(duì)于圖4(c)而言，其位置處于與引火點(diǎn)2平行方向，周邊有催化劑再生裝置的阻礙。但催化劑再生裝置與催化重整反應(yīng)器下部的框架結(jié)構(gòu)相比在沖擊波傳播方向上的阻礙相對(duì)較小，所以對(duì)于最大超壓而言，其效果是降低最大超壓下降速度。在經(jīng)過催化劑再生裝置后，最大超壓下降速度增大；完全離開催化劑再生裝置框架結(jié)構(gòu)后，其下降速度進(jìn)一步增大。

4.3 現(xiàn)實(shí)意義分析

通過對(duì)事故場(chǎng)景下的爆炸超壓數(shù)據(jù)分析可知，本設(shè)計(jì)場(chǎng)景下，引火點(diǎn)1發(fā)生爆炸時(shí)，爆炸超壓低于6.1 kPa，破壞等級(jí)屬于輕微破壞(>3.5 kPa)；引火點(diǎn)2最大爆炸超壓可達(dá)18.5 kPa，破壞等級(jí)屬于中等破壞(>17 kPa)。從檢測(cè)點(diǎn)最大爆炸超壓產(chǎn)生的時(shí)間來看，泄漏5 min以后產(chǎn)生的爆炸超壓屬于中等破壞范圍。對(duì)于此類情況，若事故并未第一時(shí)間引發(fā)爆炸或燃燒，消防應(yīng)急救援應(yīng)避免泄漏5 min后發(fā)生的爆炸；從檢測(cè)點(diǎn)最大爆炸超壓的位置來看，處于引火點(diǎn)5.5 m范圍內(nèi)的人員應(yīng)特別注意，此外應(yīng)盡量避開這范圍內(nèi)的設(shè)備，防止因爆炸造成的破壞倒塌。

此外，對(duì)于引火點(diǎn)2，應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注泄漏5 min后引燃產(chǎn)生的爆轟現(xiàn)象。近年來，此類可能由爆轟造成的事故較多。例如“騰龍芳烴4.6爆炸著火事故”，該事故是管線泄漏后發(fā)生爆炸，致使約50 m外的連續(xù)重整裝置框架嚴(yán)重變形、約67.5 m外的重石腦油儲(chǔ)罐和輕重整液儲(chǔ)罐罐壁內(nèi)陷與罐頂間焊口撕裂并先后爆炸著火。由此可見，對(duì)于可燃?xì)怏w/蒸氣，在障礙物環(huán)境下，一旦形成爆炸氛圍并導(dǎo)致爆轟，其爆炸威力常常很大總體上看，對(duì)于可能產(chǎn)生由爆燃向爆轟轉(zhuǎn)變或爆轟的事故而言，隨著泄漏事件的延長(zhǎng)，爆炸超壓會(huì)變大。本模擬狀態(tài)引火源大小約為0.001 m3，屬于弱引火源。對(duì)于弱引火源，極易在障礙物存在條件下發(fā)生加速燃燒和爆炸[17]。因此，對(duì)于大型設(shè)備泄漏事故發(fā)生后的應(yīng)急救援來說，面對(duì)易形成爆炸性氛圍的事故，應(yīng)盡力避開周邊障礙物，合理布置消防戰(zhàn)力。

5 結(jié) 論

通過對(duì)催化重整反應(yīng)器氫氣泄漏爆炸事故場(chǎng)景的分析，本文中設(shè)計(jì)了4種泄漏時(shí)間下，催化重整反應(yīng)器頂部與中部氫氣輸送管道泄漏爆炸的事故場(chǎng)景，并得出爆炸最大超壓的傳播規(guī)律。相關(guān)結(jié)論如下：

(2)分析催化重整反應(yīng)器中部氫氣爆炸事故場(chǎng)景，發(fā)現(xiàn)隨著超壓傳播方向上障礙物(框架結(jié)構(gòu)、催化劑再生裝置)遮擋程度的增大，其最大超壓可能會(huì)發(fā)生下降變緩甚至增大的情況；但在相似遮擋程度下，其折合距離與最大爆炸超壓在對(duì)數(shù)坐標(biāo)系中仍呈線性相關(guān)。

(3)基于本研究結(jié)果可知，在一定的場(chǎng)景條件下，可通過在遮擋程度較高的方向上增設(shè)泄壓設(shè)備，減小最大爆炸超壓的破壞力。

(4)在本文設(shè)計(jì)事故場(chǎng)景(引火點(diǎn)2)下，泄漏5 min后應(yīng)注意可能產(chǎn)生由爆燃向爆轟轉(zhuǎn)變的現(xiàn)象；對(duì)于在障礙物較多的爆炸性環(huán)境發(fā)生的事故，應(yīng)注意可能發(fā)生的爆轟現(xiàn)象，布置救援力量時(shí)應(yīng)盡量遠(yuǎn)離障礙物，選擇較空曠區(qū)域布置。