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作者简介:

郑晓云(1979-),女,讲师,博士,研究方向为风险分析与控制。E-mail:zhengxy03@126.com。

通讯作者:

陈国明(1962-),男,教授,博士,博士生导师,研究方向为海洋油气工程及装备、油气安全工程。E-mail:offshore@126.com。

中图分类号:TE58

文献标识码:A

文章编号:1673-5005(2020)02-0127-09

DOI:10.3969/j.issn.1673-5005.2020.02.016

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目录contents

    摘要

    包覆层下腐蚀(corrosion-under-insulation,CUI)是一种常见的管道缺陷形式,极易造成管道内物质泄漏,进而引发火灾爆炸及中毒等严重后果。 泡沫玻璃作为一种不燃的保冷材料,广泛用于 LNG 液化装置以及储运设施中,为管道和装置保冷;而在保冷层的覆盖下,管道的腐蚀点很难被发现。 在液相裸管管道小孔泄漏试验的基础上,设计试验探究泡沫玻璃保冷层对泄漏压降、泄漏速率、泄漏稳定压力的影响,并建立数学模型进行理论研究,同时利用计算流体力学软件 FLUENT 对试验模型进行仿真模拟。 结果表明:由于泡沫玻璃包覆管道泄漏过程的特殊性导致模拟结果和试验值有所差异,经修正后模拟得到的泄漏速率与试验值达到较好的一致性;仿真结果能够解释和验证泡沫玻璃保冷层对于液相管道小孔泄漏的抑制作用。

    Abstract

    Corrosion under the coating layer (corrosion-under-insulation, CUI) is a common form of pipeline failure, which can easily cause the leakage of materials from the pipeline, and then lead to serious effects, such as fire, explosion and poi-soning. As a kind of non-combustible cold-keeping material, foam glass is widely used in LNG liquefaction facilities such as storage tanks and transportation pipes to keep cold for them. Under the cover of the cold-keeping layer, the corrosion spot of the pipeline is difficult to be found. Based on the small leakage experiments of bare liquid pipes, the influence of foam glass cold-keeping layer on the leakage pressure drop, leakage rate and leakage stability pressure was studied via experiments, and the mathematical model was established for theoretical analyses. At the same time, the experimental model was simulated by the computational fluid dynamics software FLUENT. The results show that the simulation results were different from the ex- perimental values due to the particularity of leakage process with foam glass coating. However, the modified simulated leak-age rate is in excellent agreement with the experimental values. The simulation results could be used to explain and verify the suppression effect of foam-glass coatings on the leakage of small holes in liquid pipelines.

  • LNG 是以甲烷为主要成份的低温液化气体,常压下气液临界温度是-162益 ,在其储存和输送过程中即使是微小的热量渗透都会导致 LNG 汽化。 光滑圆管内流动的 LNG 在临界温度内会发生传热恶化[1] ,因此需要对管道进行保冷设计。 泡沫玻璃作为硬质保冷绝热材料,在 LNG 输送管道中应用广泛,主要用于低温或者需要严格防火的位置[2-3] 。 泡沫玻璃虽然耐火性能高,但由于其包覆在输送管道上,并且外层经过捆扎,一旦保冷层下出现腐蚀泄漏很难被及时发现,等到仪器能够检测到泄漏或者巡检人员发现时,泄漏已经发展到很严重的程度,这种情况下容易导致灾难性后果。 保温材料包覆下的管道或者储罐发生的腐蚀,称为包覆层下腐蚀(Corrosion-under-in-sulation,CUI)。 它是指在包覆层包裹隔离的状态下, 由于水分侵入,导致管线或者设备外壁产生腐蚀的现象。 管线上一旦出现腐蚀点,在保冷层的覆盖下腐蚀速度会加快,例如碳钢在保冷层下的腐蚀速率达 1. 5 ~3. 0 mm/ a,该速率是其在空气中腐蚀速率的 20 倍[4-5] 。 LNG 管道输送过程中,一旦由 CUI 导致管道出现漏点,泄漏的 LNG 在大气环境中会立刻闪蒸,极易造成燃爆、冻伤和窒息等严重后果。 中国的 LNG 接收终端发展至今不超过 30 年,其输送管道的腐蚀速率和泄漏预测目前尚缺乏很多数据,尤其是保冷下泄漏方面的研究更少。 鉴于此,笔者在传统裸管泄漏试验的基础上,设计试验系统对泡沫玻璃保冷层下液体泄漏进行研究,并通过仿真模拟泄漏液体在保冷层内的流动,揭示保冷层对小孔泄漏的影响。

  • 1 研究现状

  • LNG 接收站内有常压、低压、中压和高压设备, 最高设计压力为 13 MPa,根据温度区分,既有低温设备,最低设计温度-170℃ ,又有高温设备,如排气筒等局部高温设备,最高设计温度为 140℃ 。 在选材上,对设计温度低于-100℃ 的低温设备采用不锈钢制造[6] 。 LNG 输送管道的腐蚀主要是集中于管道表面某一区域的局部腐蚀,如晶间腐蚀、应力腐蚀等。 奥氏体不锈钢对晶间腐蚀敏感,在焊接过程中首先造成晶间腐蚀,后期在使用过程中会在介质和应力作用下发生晶间应力腐蚀。 因此,由 CUI 引发的泄漏事故难以从根源上防治,Geary [7]曾调研过一起由 CUI 引发的管道爆燃事故,发现厂区内所采用的管材、涂层、包覆层及结构设备均符合相关标准, 管道仍然发生了腐蚀穿孔,造成严重后果。

  • 对于保冷层下管道泄漏方面的研究,经典管道泄漏理论仍是其研究的理论基础,如牛顿流体和非牛顿流体的流动规律,Levenspiel [8] 对该理论进行了系统介绍。 其他学者在此基础上对影响泄漏的诸多因素开展研究并取得了相应成果,如 Crowl 等[9] 针对气体、液体在设备中的泄漏过程,建立数学源模型;Kiljanski [10]对牛顿流体小孔泄漏速率规律进行试验及理论分析,证明对于小雷诺数流动而言,泄漏系数与雷诺数的平方根成比例,泄漏系数同时也取决于孔口长度。 在储罐泄漏方面,Woodward 等[11] 对储罐小孔泄漏速率随时间的变化规律进行研究, 提出基于初始液位和各形态罐内压力水头的液相泄漏速率计算公式;Wang 等[12] 对液相压力容器临界裂纹泄漏规律的研究发现裂纹摩擦这一因素对泄漏规律影响很大。 He 等[13] 研究的是泄漏瞬态过程, 对试验无法实现的工况进行模拟验证,通过 SPS 软件开展了仿真研究;Ferrante 等[14] 对常用的伯努利方程通过水平轴向动量平衡进行模型修正,并通过试验验证其准确度;Bhagwat 等[15]研究发现,随着管道向上倾角增大,低流量入口时,气液混相流体的含气率、总压降会受到显著影响,随着流量入口提高, 管道向上倾角对流态参数的影响逐渐消失;Mode 等[16]通过将试验与理论推导相结合,对横向及纵向管道泄漏量进行计算;Samuel 等[17] 通过建立试验系统对带压倾角管线泄漏预测模型进行试验研究。 由此可见,对于管道泄漏方面的研究大部分成果都集中在泄漏数学模型和影响泄漏流动因素上。

  • 对于保冷层下腐蚀泄漏的研究成果较少, Caines 等[18]对当前 CUI 领域的研究成果进行总结, 提出未来 CUI 相关研究应当涉及更多与风险评估相关的试验技术方法;Choudhary 等[19] 通过试验验证亲水纤维能有效降低保冷层内含水率。 综上所述,管道腐蚀泄漏研究重点在管道腐蚀机制和漏点定位上,对包覆层下的管道泄漏机制缺乏试验和理论方面的研究,更缺少结合工业过程对特定管道的泄漏过程进行风险评估的相关试验及理论验证。

  • 2 包覆层下泄漏试验

  • 试验系统设备装配简图如图1所示。液相管道为螺旋状循环管道,管道总长度达125 m,不锈钢管道内径50mm,计算机操作实现对泵的启停控制,以设定正常工况不同管道的流量及压力。

  • 保冷层泄漏模块主体由 3 条支管组成,分别为保冷层泄漏试验管、裸管泄漏试验管和无泄漏对照管, 其入口端、出口端并联,与液相管道经由软管及手动球阀连接。 支管长度均为1. 2 m,两支泄漏试验管道设有圆形泄漏孔,参考风险分析标准选择小孔泄漏作为代表孔径,直径为 5 mm [20] 。 之所以选择小孔作为代表性泄漏尺寸,是因为由 CUI 引起的泄漏多为小孔泄漏,并且具有隐蔽性,保冷层对泄漏的影响更明显。 试验中,通过支管两端阀门,控制相应支管接入管道系统进行试验。 在 LNG 的实际泄漏过程中,深冷的 LNG 边泄漏边蒸发,属于两相泄漏,由于试验条件的限制无法实现两相泄漏的模拟场景,因此试验介质选择用水代替 LNG,模拟纯液相泄漏。

  • 泡沫玻璃保冷层由相匹配的外包铁皮及钢带固定在支管上(图 2)。 包覆层内径为 60 mm,厚度为 50 mm,长度为 1 m;外包铁皮长度为 1 m,厚度为 1 mm,宽度能够完全包覆保冷层;外包钢带宽度为 15 mm,厚度为 0.5 mm,每组试验中钢带位置及箍紧圈数固定,满足紧箍力一致的要求。

  • 图 1 泡沫玻璃包覆层下泄漏试验系统设备装配简图

  • Fig. 1 Equipment assembly diagram of leakage experiment system with foam glass coating

  • 图 2 试验系统实景及局部细节

  • Fig. 2 Scenes and local detail diagrams of experiment system

  • 3 试验规律分析

  • 试验系统初始流量为 15 L / min,当压力升至 1.5 MPa 时,系统报警提示液相管道压力过高,自动停泵。 因此,手动调节电磁阀开度控制压力上限至1.48 MPa,在此试验工况下,分别进行有保冷层的管道泄漏试验,采集泄漏模块入口压力及出口压力、液相管道瞬时入口流量及出口流量、泄漏流量、泄漏稳定压降试验数据如表 1、2 所示。

  • 表 1 有保冷层管道泄漏试验数据

  • Table 1 Experimental data of pipeline leakage with cold insulation layer

  • 表 2 无保冷层管道泄漏试验数据

  • Table 2 Experimental data of pipeline leakage without cold insulation layer

  • 3.1 泄漏压降对比

  • 通过计算泄漏前管道压力与泄漏模块入口泄漏稳定压力之差,得到泄漏稳定压降,两组试验泄漏稳定压降对比曲线如图 3 所示。 两组泄漏稳定压力下降幅度变化趋势基本相同。 通过两组数据可以看出,保冷层的存在使得压力降低幅度减小,结合表 3 可以发现,在试验工况 0.2 ~ 1.48 MPa 初始压力内, 保冷层对泄漏稳定压力维持作用较无保冷层相比, 压力维持增幅均超过 10% ,增幅随初始压力增加有减小趋势。 另外,在试验过程中发现保冷层在初始压力为 1. 2 MPa 的试验中产生裂纹,在 1. 4 和 1.48 MPa 试验中裂纹逐渐扩展。

  • 图 3 泄漏稳定压力下降对比

  • Fig. 3 Comparison with stable pressure drop in leakage

  • 表 3 泄漏稳定压力下降值对比

  • Table 3 Comparison with pressure drop in leakage

  • 裸管组的压力下降趋势明显低于保冷层管组, 这个现象在管道泄漏流体冲击使保冷层产生裂纹的试验中,尤其是裂纹较大时更明显,说明保冷层发生破裂后,泄漏压力下降幅度显著增大。

  • 3.2 泄漏速率对比

  • 图 4 为泄漏速率对比,图 5 为泄漏速率对比拟合图。 由图 4、5 可知,有保冷层管道发生泄漏时,泄漏速率与管内初始压力满足关系

  • Q1=4.0264exp(0.6694p)
    (1)
  • 管道无保冷层泄漏时,泄漏速率与初始管内压力满足关系

  • Q2=2.1961lnp+11.882
    (2)
  • 式中,Qi(i = 1,2)为泄漏速率,L / min;p 为初始管内压力,MPa。

  • 图 4 泄漏速率对比

  • Fig. 4 Comparison of leakage rate

  • 当压力达到 1.77 MPa,保冷层失去对管道泄漏流体的束缚作用,使得有保冷层和无保冷层时的泄漏速率随压力的变化趋势基本一致,满足同一关系式。 因此,关系式(1) 和(2) 适用于初始压力小于 1.77 MPa 的情况。

  • 通过比较两组泄漏速率(表 4),发现保冷层对管道泄漏速率有明显抑制作用,在试验工况范围内, 保冷层对管道泄漏速率抑制作用均超过 15% 。 随着初始压力升高,稳定泄漏速率也逐渐升高,保冷层对泄漏速率抑制作用变小。 通过对比有保冷层的试验组和裸管对照组发现:有保冷层的管道泄漏速率变化趋势与无保冷层的裸管试验组基本一致,如图4 所示。 需要注意的是,当初始压力达 1.2 MPa,保冷层出现裂纹后,泄漏流量斜率明显升高,且随着初始压力进一步升高,保冷层裂纹出现扩展,泄漏速率升高趋势进一步变大,这一现象说明在保冷层发生破裂后,对泄漏的抑制作用也在减弱。

  • 图 5 泄漏速率对比拟合 Fig.

  • Fig. 5 Comparison fitting of leakage rate

  • 表 4 保冷层对泄漏速率影响

  • Table 4 Effect of cold preservation layer on leakage rate

  • 3.3 泄漏后稳定压力对比

  • 当初始压力低于 1. 2 MPa 时,试验组和裸管组泄漏后稳定压力均持续增加,且斜率变化保持稳定, 其中试验组斜率较大,说明保冷层的存在使得管道泄漏后初始稳定压力的影响变大,如图 6 所示。 因此,通过试验数据可知保冷层对管道泄漏后的稳定压力有明显的维持作用。

  • 裂纹充分扩展后,当初始压力为1. 4 ~ 1.48 MPa 时,泄漏稳定压力变化斜率发生明显下降,裂纹的存在使保冷层的压力稳定作用显著降低。

  • 根据目前研究可知[21] ,管道小孔泄漏后稳定压力与管道初始压力和管道流量等初始条件的值有关,表示为

  • pw=0.0003+0.1321lgp+0.1321lgQ
    (3)
  • 式中,p 为泄漏稳定压力,MPa;Q为管道体积流量, L / min。

  • 图 6 泄漏稳定压力对比

  • Fig. 6 Comparison of leakage stability pressure

  • 将式(3)代入试验工况中得到的数值与原始值进行对比,可得到各工况下的修正系数 k( k = p / p ,p 为未修正计算值),如表 5 所示。 可以得到修正后保冷层下管道小孔泄漏稳定压力 p 与各个初始值之间的理论公式,表示为

  • pwe=k(0.0003+0.1321lgp+0.132lgQ)
    (4)
  • 这一系列修正系数与初始压力之间呈一定相关关系,如图 7 所示。

  • 表 5 修正系数 k 值求解表

  • Table 5 Table for solving k value of correction coefficient

  • 图 7 修正系数与初始压力相关性散点图

  • Fig. 7 Scatter diagram of correlation between correction coefficient and initial pressure

  • 在初始压力 0.2 ~ 0. 4MPa 内,修正系数呈上升趋势;在初始压力超出 0.4 MPa 后,呈下降趋势。 但修正系数 k 整体随初始压力变化幅度较小,在该工况下不同初始压力的平均修正系数 k为 0. 443 046, 与各压力下实际修正系数的误差为 0.8% ~ 6.7% , 误差在允许范围内,故取 k合适。

  • 4 泡沫玻璃包覆管道泄漏仿真模拟

  • 4.1 模型建立

  • 为了再现泄漏后液体在泡沫玻璃保冷层的流动规律,验证 CFD 模型对保冷层下管道泄漏的适用性,选择 Fluent 软件模拟试验中的各个工况。 由于试验中使用的泡沫玻璃不吸收水分,没有流体在保冷层中流动,因此包覆部分不属于流场域, 所建立的模型主要考虑包覆层与管道间缝隙对管道小孔泄漏的影响。 采用 Design-Model( DM) 建模软件对试验管道及保冷层缝隙的流场域建模, 按照试验装置 1:1 的比例,缝隙宽度为 3 mm,如图 8 中的黑色箭头所示。 设置全局有限元网格边长为 2.5 mm,泄漏通道处的网格边长为 0.5 mm。 在管道、包覆层缝隙和泄漏通道处设置边界层。 网格划分结果如图 9 所示,图 10 展示了泄漏通道处的网格加密。

  • 图 8 包覆层缝隙建模

  • Fig. 8 Gap modeling of coating layer

  • 图 9 网格划分结果

  • Fig. 9 Results of grid division

  • 图 10 泄漏通道网格加密

  • Fig. 10 Leakage channel grid encryption

  • 4.2 Fluent 模拟及结果

  • 4.2.1 k-ε模型

  • k-ε模型是在单方程模型基础上,加入一个有关湍流动能耗散率的方程,组成双方程模型。 分为标准( standard)、重整化( RNG) 和可实现( realiza- ble)3 种,模拟采用 k-ε 模型。 模型中 ε 的定义为

  • ε=μρ(ui'xk)(ui'xk)-
    (5)
  • 因此,湍流黏度μ 可表示为

  • μ1=ρCμk2ε
    (6)
  • 标准 k-ε模型的运输方程为

  • (ρk)t+(ρkui)xi=xj[(μ+μ1σk)kxj]+Gk+Gb-ρε-YM+Sk
    (7)
  • (ρε)t+(ρεui)xi=xj[(μ+μ1σs)εxj]+C1εεk(Gk+C3εGb)-C2ερε2k+Sε
    (8)
  • 其中

  • 式中,Gk、Gb 为湍流动能 k 的产生项,分别由平均速度梯度和浮力引起;YM 为对总的耗散率的影响,由可压缩湍流脉动膨胀引起;C 、C 、C为经验常数, 分别为 1. 44、1.92、0.09;σk、σε 取默认值,分别为1. 0 和 1. 3;Pr 取默认值 0.85;gi 为自由落体加速度;β 为热膨胀系数;a 为声速。

  • 标准 k-ε 模型忽略了分子黏性的影响,假设流动为完全湍流流动,因此标准 k-ε模型适用于完全湍流的流动过程模拟。

  • 4.2.2 模拟结果

  • 以初始工况 15 L / min、0. 2 MPa 为例展示模拟结果,图 11 为泄漏孔处的速度云图及速度矢量图。 由泄漏孔处的速度矢量图可以发现,当管道内介质从泄漏处喷出后,主要动量方向垂直于保冷层壁面, 而泡沫玻璃对于水的吸收效果极其微弱,因此在缝隙较窄情况下水触碰包覆层壁面后会向泄漏孔方向回弹,抑制泄漏发生。 所以在试验中无保冷层裸管的泄漏速率会高于有保冷层的管道泄漏。

  • 图 11 泄漏孔处速度云图及矢量图

  • Fig. 11 Velocity cloud picture and velocity vector diagram at leakage hole

  • 将各个工况下 Fluent 模型的泄漏流量与试验泄漏流量进行对比(表 6)。

  • 当初始压力较低时,泄漏流量的试验值和模拟值具有较好的一致性;而在较高压力下,模拟值普遍大于试验值,如图 12 所示。 原因为:①在试验中,缝隙壁面由管道外壁和泡沫玻璃内壁组成,液体在流出时,摩擦损失较大,而在进行仿真模拟时,未考虑缝隙内的摩擦力;②模拟假设泄漏模块的管道保持水平,而试验中由于管道架之间的高度差,泄漏模块的管道有所倾斜。

  • 表 6 试验值与模拟值对比

  • Table 6 Comparison between experimental and simulated values

  • 图 12 泄漏流量试验值与模拟值对比

  • Fig. 12 Comparison between experimental values and simulated values of leakage flow rate

  • 4.3 模拟值修正

  • 当压力较大时,模拟值与试验值之间产生的误差也随之增大,产生这一现象的原因是由于在试验中高速水流的冲击作用,水流的作用力导致泡沫玻璃发生形变,使缝隙尺寸发生变化。 针对这种情况研究一种基于模拟值的泡沫玻璃包覆层形变系数的修正方法,利用泄漏发生后的稳定压力及试验值与模拟值,拟合得到修正系数 C 随稳定压力的变化关系为

  • C=0.7109P-0.197,R2=0.9333
    (9)
  • R 2 是趋势线拟合程度的指标,越接近于 1 拟合越可靠。 修正后的模拟值如表 7。 由表 7 可以看出,考虑保冷层形变并修正后的模拟值在任何工况下均与试验值具有较好的一致性。

  • 表 7 泄漏流量修正值与试验值对比

  • Table 7 Comparison of modified and experimental values for leakage flow rate

  • 5 结论

  • (1)保冷层的存在使得初始压力对泄漏稳定压力的影响变大。 保冷层有维持泄漏稳定压力的作用,裂纹的存在使得该作用显著降低。 因此,对有泡沫玻璃保冷层的管道,如果以管道压力下降来判断是否发生泄漏,会引起漏报。

  • (2)对数据进行统计学拟合,并结合相关泄漏公式,提出泡沫玻璃包覆下的小孔管道泄漏修正公式,可以为工程实际中有泡沫玻璃保冷层的管道泄漏速率和压降的预测提供理论依据。

  • (3)对试验过程进行了 FLUENT 仿真模拟,并结合试验数据对仿真模型进行参数修正,修正后的模拟值与试验结果吻合很好。

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