各类大中型天然气场站常采用放空管来实现紧急事故或正常维修工况下的天然气放空燃烧，确保生产安全并保护环境。目前，天然气放空管常用的点火装置主要有地面外传火点火、高空电点火和地面爆燃点火等[1-6]。地面外传火点火装置只能就地操作，无法远程点火，操作不便，已逐步淘汰。高空电点火装置目前最为常用，但由于日晒雨淋，点火线圈故障频发，且安装在放空管口，高空维修作业风险高[7]。
近年来，地面爆燃点火装置由于无需高空维修作业，同时可远程点火，正逐步得到推广应用。其工作原理如图 1所示：压缩空气和燃料气分别通过各自管路进入爆燃发生室，混合后进入传火管；当混合气体体积分数达到爆燃范围时，利用爆燃发生室内的电点火装置点燃混合气体，经传火管将火焰传到放空管口附近，引燃放空天然气[8]。然而，由于目前对传火管爆燃传火机理认识不足，缺乏针对性的设计、安装与操作指引，导致目前地面爆燃点火装置普遍存在一次点火成功率低的问题，限制了该技术的推广应用。
目前，针对狭长管道、隧道等内的可燃气体爆炸过程已开展了大量实验与数值模拟研究:如采用FLUENT研究狭长密闭管道内汽油空气混合物的预混火焰传播特性[9-12]，以及管内燃气爆燃火焰和压力波传播规律[13]；采用FLACS模拟隧道内油气爆炸过程[14]，以及密闭空间内丙烷-空气混合物的湍流火焰传播过程[15]；采用AutoReaGas模拟直巷道内瓦斯爆炸[16]；对狭长通道中瓦斯爆炸冲击波的传播特征进行实验研究[17-18]。但尚未见针对地面爆燃点火装置传火机理及其点火性能评价方面的文献报道。
本研究以典型天然气放空管地面爆燃点火装置传火管为研究对象，尝试采用FLACS定量分析传火管点火动态过程，探讨传火管内的可燃气体体积分数、充装率、传火管长度对点火性能的影响，为天然气放空管地面爆燃点火装置的优化设计、安装固定与点火操作提供理论支撑。
FLACS将湍流和化学反应耦合，在三维笛卡尔网格下采用有限体积法求解可压缩气体的N-S方程，并配合边界条件求解计算区域中的超压、火焰速度和燃料消耗量等变量值。其基本控制方程如式(1)[19]：
式中：φ为通用求解变量，主要包括质量、动量和能量；ρ为气体密度，kg/m3；xj为j方向上的长度坐标，m；ui为i方向上的速度矢量；Γφ为扩散系数；Sφ为源项。
在FLACS中，可燃气体的燃烧模型主要由火焰模型和燃烧速度模型组成[19]。在可燃气体燃爆过程中，通常采用β火焰模型，以确保火焰以一定的速度向四周扩散传播。其中，火焰面的厚度约为网格尺寸的3~5倍。
燃烧速度模型包括层流燃烧速度模型、准层流燃烧速度模型和湍流燃烧速度模型[19]。其中，层流燃烧速度模型为：
式中：SL为层流燃烧速度，m/s；SL0为指定参考压力下的燃烧速度，m/s；p0为参考压力，Pa；rp为层流燃烧速度的压力指数。
准层流燃烧速度模型为：
式中：SQL为准层流燃烧速度，m/s；u′为湍流速度脉动的均方根，m/s；l为湍流长度，m。
湍流燃烧速度模型为：
式中：ST为湍流燃烧速度，m/s。
FLACS模拟爆炸过程中，不同燃烧阶段选择的燃烧速度由式(5)确定：
式中：Sv为选择的燃烧速度，m/s。
天然气放空管高度一般介于20~30 m。在后续分析中如无特别说明，均假设传火管高度为25 m，其内孔尺寸为0.1 m×0.1 m，如图 2所示。由于爆燃发生室位于传火管底部，且其长度和容积与传火管相比均很小，对传火管内火焰传播过程影响不大。为简化起见，将地面爆燃装置点火与传火系统简化为底端封闭、上端开口的等截面管道，点火源位于管道底部。几何模型与坐标系如图 2所示。
燃料气组分如表 1所列，与空气均匀混合后充装于传火管内。计算域初始压力为1.01×105 Pa，初始温度20 ℃，重力加速度9.8 m2/s。计算域Z=0 m边界条件为EULER，其余边界条件均为PLANE_WAVE。传火管内外壁面均采用无滑移边界条件，法向压力、温度、密度梯度均为0。由于传火管较长，传火过程中壁面存在较大热损失，采用六通量热辐射模型来考虑传火管内高温燃烧产物与低温壁面之间的传热[19]。为便于分析传火管内不同位置处的压力、温度、速度等参数变化规律，设置3个监控点，分别位于传火管中轴线的底部MP1(0.07, 0.07, 0.50)、中段MP2(0.07, 0.07, 12.50)和上端管口处MP3(0.07, 0.07, 25.00)，如图 2所示。
为了平衡计算精度与计算成本，分别开展了计算域和网格敏感性分析。计算域敏感性分析结果详见图 3和表 2，网格敏感性分析结果详见图 4和表 3。需要说明的是，由于FLACS中相邻网格的拉伸倍数不宜超过1.2倍[19]，因此，仅对计算核心区(传火管)之外的网格沿X、Y、Z方向分别进行了1.1倍、1.2倍拉伸方案的讨论。从图 3、图 4、表 2和表 3可知，计算域方案No.4和网格方案No.6，在保证精度的同时，可显著节约计算时长。因此，确定后续分析计算域为方案No.4，网格为方案No.6。
为验证本研究数值模型设置方法的合理性，建立了与Hisken等[20]实验完全相同的容器。其几何尺寸为6 m×1.2 m×1.2 m，一端开口一端封闭，物理模型与计算域详见图 5。点火源位于容器正中心，点火前其内充满了体积分数为5.2%的丙烷-空气预混可燃气体。开口端开启压力为1×103 Pa，计算域初始压力为1.01×105 Pa，初始温度为20 ℃，重力加速度为9.8 m2/s。计算域Z=0 m及X=-6 m边界条件为EULER，其余边界条件均为PLANE_WAVE。容器内外壁面均采用无滑移边界条件，法向压力、温度、密度梯度均设为0。
将本研究数值模拟结果与Hisken结果进行对比，结果如图 6所示。由图 6可知，二者超压峰值误差在3.4%以内，吻合良好，验证了初始边界条件等参数设置的合理性。
以传火管内全部充满体积分数为9.5%的可燃气体为例，来分析传火管传火动态过程。图 7为传火管内火焰传播过程，图 8和图 9分别为不同监测点爆炸超压和升压速率的时程曲线。
由图 7~图 9可知，当火焰传播0.017 s后，点火源附近的温度迅速上升，火焰面以层流速度由点火源向周围传播，火焰锋面呈较光滑的半球形。当火焰传播0.097 s后，因受传火管内壁面冷却效应的影响，火焰锋面径向燃烧速度小于轴向燃烧速度，形成拉长的指形火焰结构。此时燃烧释放的能量增多，导致管内气体膨胀，传火管底端监控点MP1和中段监控点MP2的压力迅速上升，但此时尚未传导至上端管口监控点MP3。随着火焰锋面继续向上端管口处传播并持续快速释放热量，燃烧速度也不断加速，使MP3处压力在短时间内迅速攀升。当火焰传播0.16 s后，火焰锋面到达管口，MP3处超压峰值达到2×105 Pa。在传火过程中，传火管内的平均火焰传播速度为155 m/s，为典型爆燃过程。
在火焰锋面刚出管口时，由于传火管内压力大大高于外界环境压力，推动管内燃烧产物快速喷射出管口，传火管内压力快速下降，MP1处产生最低达-4×104 Pa的负压。此后，出管口后的火焰锋面继续燃烧之前从传火管管口挤排出的未燃气体。由于剧烈燃烧产生的热浮力对流效应[21]，导致火焰锋面形状产生显著改变，周围往上翘曲。火焰表面积与体积均达到最大，此时对放空天然气具有最强的点火能力。当火焰传播0.9 s后，温度高于天然气燃点(923 K)的火焰全部消失，已不可能点燃放空天然气。
此外，由图 9可知，在传火过程中传火管内的最大升压和降压速率分别高达1.904×108 Pa/s和-2.795×108 Pa/s。压力的急速变化将导致传火管产生剧烈抖动。因此，在设计传火管时，应充分考虑可能出现的最大超压峰值和升压、降压速率，确保其具备足够的承压能力，且在安装时应固定牢靠。
传火管出口火焰温度必须在天然气燃点以上，才可能点燃放空天然气，且点火火焰表面积越大，成功点燃放空天然气的可能性就越大。但由于在FLACS软件中无法提取火焰表面积的定量数据，因此，本研究通过提取传火管出口中心二维立面上(XZ平面)、温度在923 K以上的最大火焰周长来定量表征地面爆燃点火装置的点火性能。
为研究可燃气体体积分数对点火性能的影响，分别模拟传火管内充满体积分数为6.0%、7.0%、8.0%、9.0%、9.5%、10.0%、11.0%、12.0%和13.0%9种不同可燃气体的爆燃过程，如图 10所示。
由图 10可知，随着可燃气体体积分数的增加，最大火焰周长呈先增大后减小的趋势，且当体积分数为9.5%时，对应的最大火焰周长最长，引燃放空天然气的概率越大，点火性能也越好。这是由于可燃气体体积分数过高或过低时，都会造成可燃气体或空气大量过剩，过量的可燃气体或空气对火焰传播有冷却作用，导致火焰传播速度下降，对应的火焰表面积也会随之减小[22]。此外，最大火焰周长在体积分数为9.5%两侧并不对称，右侧的最大火焰周长显著高于左侧的最大火焰周长。产生这一现象的原因在于，当可燃气体体积分数大于9.5%时，火焰在传火管内传播过程中，更多的可燃气体被挤排出传火管进入外部空间。因此, 当火焰传播至管外时，产生的最大火焰周长也会更长。
此外，随着可燃气体体积分数的增大，传火管内最大超压峰值也呈现先增大后减小的趋势。当可燃气体体积分数接近9.5%时，传火管内最大超压峰值高达2.5×105 Pa[23-24]。
显然，为提高地面爆燃点火装置的点火成功率，应使传火管内的可燃气体体积分数尽量接近9.5%。然而，如图 1所示，目前投入工业应用的地面爆燃点火装置可燃气体和压缩空气进口管路均没有设置相应的流量计量仪表，无法准确获知传火管内可燃气体的体积分数，全凭操作人员经验来进行混气点火作业。这是造成地面爆燃点火装置一次点火成功率普遍不高的重要原因之一。
为研究传火管内可燃气体充装率对点火性能的影响，在管内天然气体积分数均设为9.5%的情况下，分别模拟传火管在10%~100%等10种不同可燃气体充装率下的爆燃过程。可燃气体充装率定义为Φ=l/L，其中l表示传火管内可燃气体充装长度，L表示传火管总长度。获得不同可燃气体充装率下的最大火焰周长和最大超压峰值如图 11所示，传火管外最大可燃气云体积如图 12所示。
由图 11可知，当可燃气体充装率低于10%时，传火管内火焰将不能传播至管口，无法成功引燃放空气体。当可燃气体充装率从10%增加到40%时，最大火焰周长将快速增加。但当可燃气体充装率高于40%后，最大火焰周长的增大趋势变缓。这是由于在不同可燃气体充装率下，挤排出传火管外的可燃气云体积变化所致，如图 12所示。此外，传火管内最大超压峰值的变化规律与最大火焰周长变化基本一致。当可燃气体充装率高于40%后，传火管内最大超压峰值变化很小。
因此，为提高地面爆燃点火装置的点火成功率，应在传火管内充装体积分数为9.5%的可燃气体，且其充装率应至少在40%以上。为达到这一目标，需要在可燃气体和压缩空气进口管路上分别配置流量计量仪表，并根据传火管内腔体积，确定合理的充装量或充装时间。
为研究传火管长度对点火性能的影响，分别模拟在15~40 m等6种长度传火管内充满体积分数为9.5%的可燃气体情形下的爆燃过程，获得传火管长度对点火性能的影响(见图 13)。
由图 13可知，最大火焰周长随传火管长度的增大而减小，即传火管点火性能随传火管长度的增大而变差，尤其在传火管长度大于35 m后将快速恶化。这是因为随着传火管长度的增大，管壁对火焰的冷却作用也会随之增大，进而导致最大火焰周长减小。此外，随着传火管长度的增大，传火管内最大超压峰值先减小后增大。出现这一现象的原因在于：当传火管长度小于25 m时，此时KV(KV=AV/V2/3，其中AV表示传火管管口截面积，V表示传火管内的几何容积)值相对较大，超压峰值主要由外部爆炸产生[25]。在传火管长度继续增加而其管口尺寸保持恒定的情况下，外部爆炸产生的压力波在传播回传火管内部时可得到更大缓冲，进而降低外部爆炸对超压峰值的影响。而当传火管长度大于25 m时，此时KV值相对变小，超压峰值的主导因素则变为传火管管口挤排出的未燃气体瞬时流量[25]。此时，随着传火管长度的增加，传火过程中通过管口挤排出的未燃气体瞬时流量也增大，湍流效应越明显，使得管内可燃气体燃烧速率增大，导致超压峰值随传火管长度的增加而增大。
因此，从传火管点火性能角度看，在放空管高度即传火管垂直高度一定的情况下，应将传火管爆燃发生室尽量布置在靠近放空管下端的位置，以达到减小传火管总长度的目的，进而改善点火性能。
(1) 通过合理设置计算域、网格和初始边界条件，利用FLACS软件来模拟地面爆燃点火装置传火管内的可燃气体爆燃点火过程是可行的。
(2) 传火管内的平均火焰传播速度为155 m/s，为爆燃过程。在传火过程中，传火管内的最大超压峰值高达2.5×105 Pa，最大升压和降压速率分别高达1.904×108 Pa/s和-2.795×108 Pa/s。在设计地面爆燃点火装置时，应确保传火管具有足够的承压能力，且应固定牢靠。
(3) 为提高地面爆燃点火装置的点火成功率，传火管内应充满体积分数接近9.5%的可燃气体，且其充装率应至少在40%以上。地面爆燃点火装置的可燃气体和压缩空气进口管路应分别增设流量计量仪表，以确保传火管内调制出合适的可燃气体体积分数与充装率。
(4) 传火管的点火性能随其长度的增大而变差，尤其在传火管长度大于35 m后将快速变差。建议将爆燃发生室尽量布置在靠近放空立管下端的位置，以达到减小传火管总长度、改善点火性能的目的。
2020, Vol. 49 Issue (6): 117-124
2020, Vol. 49 Issue (6): 117-124