周 寧,吳露露,李 雪,李徐偉,吳克建,霍 靖,曹林林,袁雄軍,劉 俊

(1.常州大學 石油工程學院,江蘇 常州 213164;2.常州大學 環(huán)境與安全工程學院,江蘇 常州 213164; 3.常州大學 信息科學與工程學院,江蘇 常州 213164)

2019年,我國已建成676家化工園區(qū)。據(jù)石油和化學工業(yè)協(xié)會預測,2020年我國石化產(chǎn)業(yè)的總產(chǎn)值達到16萬億元左右[1]。伴隨化工園區(qū)數(shù)量的增加,作為運輸紐帶的石化管廊數(shù)量也逐步增加,石化管道輸送介質(zhì)大多屬于易燃、易爆、有毒、有害的物質(zhì),化工園區(qū)又屬于?；犯叨染奂膮^(qū)域,發(fā)生泄漏事故后極易引發(fā)火災、爆炸等連鎖反應,對人們的生命財產(chǎn)安全和環(huán)境產(chǎn)生重大威脅[2]。如2010年發(fā)生于大連孤山化工園區(qū)的“7·16”事故,造成大面積水體污染[3];2011年發(fā)生于上?；@區(qū)的“9·8”事故,造成了數(shù)百萬元財產(chǎn)損失[4];2019年發(fā)生于江蘇響水的“3·21”事故,造成78人死亡和高達19.8億元的經(jīng)濟損失[5]。

化工園區(qū)頻繁發(fā)生事故,引起了國內(nèi)外學者的高度重視,為此開展了一系列石化裝置的相關(guān)研究[6-7]。王樂斌[8]應用塑性極限理論的上限法對多層多跨的管廊結(jié)構(gòu)框架進行了抗火分析研究,對框架中破壞結(jié)構(gòu)的極限溫度進行求解,并對管廊類的鋼結(jié)構(gòu)框架抗火設(shè)計提出修改意見。張旭[9]采用塑性極限分析理論和火災中鋼構(gòu)件穩(wěn)定驗算分析理論相結(jié)合的方法,對多層多跨石化乙烯鋼結(jié)構(gòu)管廊進行了整體耐火性能分析,模擬其在火災中倒塌破壞的全過程。Huang等[10]開發(fā)了鋼筋混凝土多層結(jié)構(gòu)在火災中的反應分析軟件STRUCT,該軟件提供了三結(jié)點三角形和四結(jié)點四邊形兩種類型的熱單元模型,能夠準確進行石化管廊的火災分析及計算。周寧等[11]結(jié)合熱傳導、強制對流換熱理論分析管廊管道不同運行狀態(tài)下的換熱方式,通過研究石化管廊不同事故現(xiàn)場導致事故多米諾效應的問題,提出管廊管道結(jié)構(gòu)在火災高溫環(huán)境中的事故多米諾效應分析方法,建立管道火災失效模型及事故多米諾模型。

盡管國內(nèi)外已對石化裝置等進行了大量研究,但主要集中于石化裝置在火災作用下熱力學響應及破壞機制上,而對石化管廊的針對性研究較少,且研究方法主要采用理論分析和數(shù)值模擬,未開展戶外的實驗研究[12-16]。因此,筆者搭建石化管廊管道在火災作用下熱力學響應實驗平臺,較為系統(tǒng)地研究池火災環(huán)境中管廊管道的熱力學響應規(guī)律及影響熱力學響應的主要因素,為化工園區(qū)內(nèi)石化管廊安全運行管理及消防應急提供依據(jù)。

1 實驗裝置

以上?；@區(qū)某路段的石化管廊為研究對象,依據(jù)流體力學相似理論，設(shè)計并搭建實驗平臺,各管道參數(shù)及管道間距由幾何相似、應力相似公式計算得到。平臺包含7根模型管道,依據(jù)管廊原型對管道進行編號，分別為44#、54#、55#、265#、167#、17#、18#,管道均使用304不銹鋼鍛造,長度為2 m,管道基本信息如表1所示。

管道布設(shè)位置與實際管道在管廊中的位置一致,其中17#和18#管道位于管廊第一層,距離地面0.5 m;44#、54#、55#、265#和167#管道位于管廊第二層,距離地面1 m。模擬火災場景的火源燃料選用汽油,制備不同尺寸的油盆用于承載燃料，模擬低洼面積聚可燃液體形成的油池火來模擬不同的火災場景,油池直徑設(shè)計有0.3、0.4、0.5和0.6 m 4種,油池火焰高度滿足覆蓋所有高度上的管道。

如圖1和2所示,7根鋼結(jié)構(gòu)模型管道有序布置于管架上,模型管道長度2 m。根據(jù)實驗要求主要測試管道的溫度、熱輻射、管道內(nèi)壓力變化等數(shù)據(jù),由于火災模擬實驗溫度較高,故選用的耐高溫實驗測量傳感器和設(shè)備如下:K型熱電偶、YZ1210H型壓力傳感器、TST3406C型動態(tài)數(shù)據(jù)采集儀。在各管道相同高度橫截面的水平位置1、1.5和2 m處分別布置熱電偶,用于測試管道壁面溫度;在55#、167#和17#管道端面處安裝壓力傳感器,用于測試管道內(nèi)壓。油盆放置于管廊底層的中間位置,實驗開始時向油盆內(nèi)倒入汽油至油層厚度為5 cm,保證油池火有充分的持續(xù)燃燒時間,滿足管道溫度上升至該火災工況下的最大值。實驗前通過高壓氣瓶實現(xiàn)輸氣管道增壓,通過水泵向指定管道內(nèi)部填充水。

1—管廊管架;2—熱電偶;3—模型管道;4—壓力傳感器;5—油盆;6—高壓空氣瓶; 7—水泵;8—轉(zhuǎn)子流量計;9—風力電子測速儀;10—數(shù)據(jù)采集儀;11—計算機圖1 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

圖2 石化管廊實物圖Fig.2 Image of petrochemical pipe rack

根據(jù)油池直徑將實驗工況分別記為YS1、YS2、YS3和YS4,如表2所示。

2 結(jié)果與討論

火災的發(fā)展通常經(jīng)過初期發(fā)展階段、全盛階段、衰弱熄滅階段[17],而化工園區(qū)內(nèi)的石化管道泄漏物質(zhì)引發(fā)的火災幾乎不存在初期發(fā)展階段,易燃的泄漏物遇到明火后引發(fā)火災并迅速發(fā)展至全盛階段。實驗中對油盆點火后,在初期1～2 s內(nèi)火勢即穩(wěn)定燃燒,管道的升溫速率在初期便達到穩(wěn)定值。油池燃燒過程中汽油質(zhì)量損失速率保持相對穩(wěn)定,而油盆尺寸越大,汽油質(zhì)量損失越大,熱釋放速率也越大,燃燒越猛烈。

圖3為實驗過程中的部分照片。由圖3可觀察到:油池火源位于管廊底層的中間,火焰自下往上發(fā)展,火焰整體呈類圓柱狀均勻分布,但因脈動燃燒,火焰形狀存在脈動變化?；鹧婵v向高度、橫向長度隨著油池直徑增大而明顯增大,油池直徑為0.3 m時,火焰僅能包裹管廊第一層管道；油池直徑為0.4 m時,火焰能包裹管廊第一層和第二層管道；油池直徑大于0.5 m后,火焰能包裹整個管廊的3層管架。

表2 實驗工況

圖3 不同直徑油池火災實驗的照片F(xiàn)ig.3 Images of fire experiments under oil pool fire of different diameters

2.1 管道的溫度響應

圖4為在試驗工況為YS1、YS2、YS3和YS4時,管廊管道主要受火管段上的測點處溫度(θ)隨管道溫升時間(t)的變化曲線,圖中“溫度平臺區(qū)間”為管道壁面溫度在該時間段內(nèi)達到實驗過程中的最大值,且在近500 s內(nèi)基本穩(wěn)定,管道壁面溫度不隨火災的持續(xù)而升高,因此,認為該時間段內(nèi)的熱交換達到了動態(tài)平衡,管道達到了此工況下的最高溫度。由于環(huán)境風速一直波動,油池燃燒的火焰不穩(wěn)定,管道達到最高溫度的時間會隨著風場變化存在一定差異,采用實驗對比法檢驗誤差,總體為油池直徑越大,管道溫升速率越大,達到最高溫度所需時間越短。在油池點燃200 s內(nèi),所有管道均達到動態(tài)平衡,直至火災持續(xù)約1 000 s后,由于燃料不足而發(fā)生火勢的衰退,管道逐漸脫離火焰的覆蓋范圍,壁面溫度開始下降,管道進入了降溫階段。

圖4 不同直徑油池火災中管道的溫升曲線Fig.4 Temperature rise curves of pipelines under oil pool fire of different diameters

隨著油池直徑的增大,管架高度對溫度上升的影響程度逐漸減小,如表3所示,處于不同管架高度管道的溫差隨著油池直徑的增大呈先增大后減小的趨勢。當油池直徑偏小時,油池直徑增大對不同高度管道的溫度增幅影響效果相近,造成溫差的主要原因為熱輻射隨距離增加而衰減。此外,在自然風的影響下火焰發(fā)生側(cè)移,高層管道與火焰接觸的時長不穩(wěn)定,最終導致高層管道的峰值溫度較低。當油池直徑較大時,兩層管道的溫差逐漸縮小,火焰尺寸增大使其自身對自然風場的抗性得到增強,且火焰有足夠的高度包裹第一、第二層所有管道,此時管道與火源的距離所造成的影響減弱,而管道的物理特性(如管道直徑、運輸介質(zhì)相態(tài)等)對溫度變化的影響增強。如油池直徑為0.6 m時,第一層18#輸氣管道最高溫度達到616 ℃,第二層輸氣管道最高溫度達到491 ℃,而在該工況下的第一層17#輸液管道溫度僅404 ℃,在本實驗距離范圍(0.5～1.0 m)內(nèi),介質(zhì)相態(tài)對管道升溫的影響明顯大于距離的影響。

表3 不同油池直徑火災中管道的溫度特性

2.2 管道內(nèi)部的壓力變化

圖5為油池直徑0.3、0.4、0.5和0.6 m的火災實驗管道壓力(p)曲線,其中,17#、55#和167#管道實驗初始壓力分別為0.18、0.55和0.025 MPa。當油池直徑為0.6 m時,55#輸氣管道壓力增幅僅為0.42 MPa,167#輸氣管道壓力增幅為0.125 MPa,而17#輸液管道溫度僅為350 ℃,其壓力增幅達到5.30 MPa。因此,隨溫度變化輸液管道的壓力變化最大,在輸送介質(zhì)相同的情況下,初始壓力越大,壓力上升幅度越大。分析認為,輸液管道內(nèi)部為液態(tài)介質(zhì),管道受熱后管壁溫度升高,隨著火災持續(xù)進行,管內(nèi)介質(zhì)與管壁之間的溫差越來越大,管內(nèi)介質(zhì)吸熱速率增大,管內(nèi)介質(zhì)溫度升高。當液相介質(zhì)的溫度達到沸點后,介質(zhì)發(fā)生相態(tài)的轉(zhuǎn)換,液相介質(zhì)轉(zhuǎn)換為氣相介質(zhì),體積急劇膨脹,而管內(nèi)為封閉空間,導致管內(nèi)壓力急劇上升,對管道內(nèi)壁產(chǎn)生應力加載。因此,可觀察到在油池直徑為0.3、0.4、0.5和0.6 m時,17#輸水管道壓力增幅分別約為0.40、1.81、2.51和5.30 MPa。初始壓力同為低壓時,輸液管道的壓力增幅是輸氣管道的16倍,且隨著油池直徑的增大，火災功率上升,兩者的相差倍數(shù)進一步擴大,最大達到42倍。

表4為不同油池直徑的火災實驗中管道壓力響應情況。由表4可知:輸氣管道的初始壓力越高,壓力上升幅度越大,在相同油池直徑的火災工況下,55#管道初始壓力比167#管道高0.525 MPa,而55#管道的壓力增幅是常壓態(tài)167#管道的近4倍。分析認為,輸氣管道初始壓力越高,內(nèi)部氣相介質(zhì)密度越大,即質(zhì)量越大。由于氣體具有熱脹冷縮的物理特性,受火管道壁面溫度升高,管內(nèi)氣相介質(zhì)與管壁之間的溫差越來越大,氣相介質(zhì)吸熱速率增大,溫度升高,隨之發(fā)生膨脹。當膨脹系數(shù)與初始體積恒定時,氣體初始密度越大,膨脹體積越大,但管道內(nèi)部屬于有限的密閉空間,當氣相介質(zhì)膨脹至充滿整個空間后無法持續(xù)膨脹,氣體分子之間互相擠壓,對管道內(nèi)壁產(chǎn)生壓力,而初始壓力較小的管道(167#管道)的氣體密度較小、氣體總質(zhì)量較小,所能達到的膨脹極限更小,管道壓力增幅也較小。

圖5 不同直徑油池火災中管道的壓力曲線Fig.5 Pressure curves of pipelines under oil pool fire of different diameters

表4 不同直徑油池火災中管道壓力響應

2.3 管道失效分析

由于石化管廊的事故多米諾效應在初始事故規(guī)模、破壞范圍等方面都與儲罐及其他大型石化裝置存在很大差別,鋼結(jié)構(gòu)管道在高溫下性能變化很大,隨著溫度的升高,鋼材管道會蠕變松弛,強度下降。當管道的實際應力大于許用應力時,便可認為管道失效[18]。一段管廊中各個企業(yè)的管道所用鋼材、壁厚各異,而不同鋼材在不同溫度下屈服應力不同,同種鋼材在不同壁厚下屈服應力也不相同,因此,需綜合考慮以上因素并進行計算。

2.3.1 失效判斷標準

由彈性失效理論可知容器失效的判斷標準,即當某一點所承受的臨時應力達到或超過了該材質(zhì)的設(shè)計屈服極限時,可認為容器已經(jīng)無法正常運作。因此,容器在工作過程中,任何部位的最大應力都應低于屈服極限。但在實際工程應用中,為了維持容器穩(wěn)定、安全地運作,需要滿足容器的許用應力和工作應力之間一定的關(guān)系,為此在實際應用中納入了安全裕度作為考慮因素,如式(1)所示。

(1)

式中:σ當為相當應力,即管道在工作時的實際承受壓力,MPa;σs為屈服極限,MPa;n為安全裕度或安全系數(shù),塑性材料安全系數(shù)取1.2～2.5;[σ]為許用應力,MPa。

2.3.2 管道失效計算

在實際工程設(shè)計中,由于焊縫的存在會使筒體強度減弱,所以需將鋼構(gòu)件的許用應力適當降低,將許用應力乘以一個小于1的數(shù)值,稱為焊縫接頭系數(shù)。引入焊縫接頭系數(shù)后的強度條件見式(2)。

(2)

式中:D為管道外徑,mm;δ為管道壁厚,mm;η為焊縫接頭系數(shù),取0.8。

根據(jù)式(2)可判斷鋼結(jié)構(gòu)容器是否出現(xiàn)應力過載。當管道工作狀態(tài)的實際承受壓力(即相當應力)超出許用應力的修正值時,管道發(fā)生失效。由此可知，管道許用應力的計算需先確定屈服極限,屈服極限采用歐洲鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會(ECCS)所提出的屈服強度計算式[19](式(3)和(4))進行求解。

(3)

(4)

式中:θs為管道失效溫度,℃;σθ為管道在溫度θs下的屈服強度,MPa。

由表4可知:油池直徑為0.4 m,輸液管道峰值溫度達到280 ℃,管內(nèi)壓力增幅約1.81 MPa;油池直徑為0.5 m,管道峰值溫度達到300 ℃,管內(nèi)壓力增幅約2.51 MPa;油池直徑為0.6 m,管道峰值溫度達到350 ℃,管內(nèi)壓力增幅約5.30 MPa,壓力增幅較大。因此,對于輸液管道的應力計算,管道達到不同溫度區(qū)間的工作壓力需加上壓力增幅。管道失效計算結(jié)果如表5所示。結(jié)合管道在實驗中的熱響應規(guī)律,最終得到管道在實驗中發(fā)生失效的時間,結(jié)果見表6。

由表6可知:55#輸氣管道位于管廊第二層,入輻射強度隨著距離的增大而衰弱,因此油池直徑較小時,管道難以達到失效溫度。當油池直徑為0.6 m時,火災功率足夠大,管道在火災持續(xù)301 s后達到了失效溫度。18#輸氣管道位于管廊第一層,管道入輻射強度較大,且管道附近的熱空氣溫度幾乎為火災區(qū)域內(nèi)的最高溫度,當油池直徑較小時,管道也足以達到失效溫度,且隨著油池直徑增大,管道升溫速率逐漸增大,管道失效時間縮短,當油池直徑為0.6 m時,管道在火災持續(xù)108 s后達到失效溫度。

表6 在池火災中管道的失效時間

對于輸液管道,雖然管道的失效溫度較低,但管內(nèi)的液態(tài)介質(zhì)具有冷卻作用,減緩了管道的升溫速率,加強了管道壁面的散熱效率。因此,只有在油池直徑、火災功率足夠大的工況下,位于管廊低層的輸液管道才足以達到失效溫度。當油池直徑為0.6 m時,火災持續(xù)300 s后17#管道才達到失效溫度。輸液管道在火災中的失效時間相當接近,分析認為,輸液管道內(nèi)部的液態(tài)介質(zhì)對管壁的冷卻作用大大延緩了管道的升溫速率,迫使管道的失效時間趨向一個接近的數(shù)值。管道的壁厚、初始溫度、距離火源遠近、內(nèi)部介質(zhì)相態(tài)等因素都對管道在火災中的升溫速率產(chǎn)生影響,且影響的程度各不相同。在油池火災工況下,認為管內(nèi)介質(zhì)相態(tài)的影響程度足夠大,限制了火災范圍內(nèi)不同尺寸、不同位置的管道在相同時間的溫度上升,最終使得管道的失效時間非常接近。

2.3.3 管道失效時間定量計算模型

根據(jù)歐洲鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會(ECCS)得到的鋼結(jié)構(gòu)屈服強度隨溫度變化的關(guān)系式,可得到管道失效溫度與管道工作壓力、壁厚、管道外徑之間的關(guān)系。由表5可知:石化管廊中的大部分管道的失效溫度都低于600 ℃,因此,鋼結(jié)構(gòu)管道屈服強度隨溫度變化的關(guān)系式見式(5)。

(5)

火災發(fā)生時,管道受到的熱輻射量一方面增加管道內(nèi)能,另一方面通過管道與輸送物料進行對流換熱,鋼結(jié)構(gòu)管道的升溫計算式見式(6)[20]。

(6)

式中:θ0為管道運行溫度,℃;θt為t時刻的管道溫度,℃;I為熱輻射強度,W/m2;h為傳熱系數(shù),W/(m2·K);ρ為管道密度,kg/m3;c為管道比熱容,J/(kg·K);L為管道受破壞的長度,m。

熱輻射強度(I)可由式(7)和(8)得到[21-22]。

(7)

(8)

式中:Q為總輻射能量,W;r為油池半徑,m;H為火焰高度,m;mf為質(zhì)量燃燒速率,kg/(m2·s);φ為效率因子,取值范圍為0.13～0.35,本文取中間值0.24;Hc為可燃液體的燃燒熱,J/kg;tc為熱傳導系數(shù),本文取值1;X為目標點到火源的距離,m。

結(jié)合以上內(nèi)容,得到管道溫升時間與管道溫度、火災功率等因素的關(guān)系見式(9)。

(9)

當管道溫度達到失效溫度時,可得到管道失效時間(tf)(式(10))。

(10)

式中:A、B為經(jīng)驗系數(shù),量綱為1,結(jié)合實驗數(shù)據(jù)對模型進行修正,擬確定經(jīng)驗系數(shù)A=0.006,輸氣管道的經(jīng)驗系數(shù)B=1,輸液管道的經(jīng)驗系數(shù)B=220。將模型計算結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)進行比較,結(jié)果如表7所示。由表7可知:模型計算結(jié)果與實驗測得結(jié)果非常接近,平均誤差為8%。其中54#管道的計算結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)誤差較大,分析認為54#管道的運輸介質(zhì)為液態(tài)N2,輸送溫度為-40 ℃,管道的實際運行工況與實驗工況相差較大，導致誤差較大。

表7 管道失效時間修正

3 結(jié)論

1)油池直徑的增大提高了油池表面燃燒速率,相同油層厚度的火災持續(xù)時間縮短,火災總熱釋放通量增加,熱空氣層溫度升高,火焰尺寸向縱、橫兩個方向增大,管道受火焰覆蓋率提高,使不同的管道出現(xiàn)溫差。

2)輸液管道在火災環(huán)境中的壓力增幅能達到輸氣管道的16倍,且隨著油池直徑增大、火災功率上升,兩者的相差倍數(shù)最大達到42倍,而其失效溫度低于輸氣管道200 ℃。對于相近體積和溫度的輸氣管道,初始壓力越高,壓力增幅越大。

3)管道失效時間與管道內(nèi)部壓力、管壁溫度有關(guān)。管道內(nèi)部壓力越大,管道實際承受壓力越大;管壁溫度升高,管道的許用應力、屈服極限下降。輸氣管道在500 ℃左右失效,而輸液管道壓力增幅能達到初始壓力數(shù)值的幾十倍,導致輸液管道在400 ℃左右失效。管道在火災中的失效時間還與油池直徑相關(guān),油池直徑越大,火災功率越大,管道失效時間越短。

4)結(jié)合鋼結(jié)構(gòu)在高溫下的力學性能變化以及火災環(huán)境中的管道升溫規(guī)律,建立管道失效時間模型,并通過經(jīng)驗系數(shù)進行修正。根據(jù)模型可知,管道失效時間與火災功率、管道位置、管道工作壓力、管道尺寸、管道輸送介質(zhì)等因素相關(guān),輸液管道的失效時間早于輸氣管道,與實驗結(jié)果相吻合。