氢气具有质量能量密度高、碳排放量为零和转换效率高的优点[1-4]。将氢气掺入在役天然气管网是实现氢气大规模、长距离运输的有效方式，但相较于传统天然气，掺氢天然气在放空过程中存在自燃的风险[5-11]。
国内外大量学者对纯氢、掺氢天然气的放空自燃机制及影响因素开展了相关研究。在实验方面：Golovastov等[12]证实了掺氢天然气放空压力与管道截面形状都会对自燃造成影响；Golub等[13]认为，氢气直接向空气中泄放时，要想发生自燃，则泄放孔孔径不能太小。在理论研究方面：Astbury等[14]认为高压气体放空到空气中时，由于放空前气体温度高于其焦耳−汤姆逊转化温度，导致气体膨胀升温而引发自燃；Tsochatzidis等[15]认为在气体放空过程中，携带的磁性颗粒杂质会与金属管壁摩擦起电，从而点燃气体；Wolanski等[16]认为掺氢天然气放空到常压空气中时，会在空气中形成激波将空气加热，从而为自燃创造条件；Lee等[17]发现高压氢气放空时，由于复杂的激波−激波相互作用，会在管内产生一个位于边界层的反应区域和一个位于管道中心的核心区域，当两个反应区域完全合并时发生自燃。上述研究表明，高压纯氢、掺氢天然气在放空过程中存在自燃风险，压力、温度和静电等多种因素均会对自燃产生影响，但缺乏对于掺氢天然气放空自燃条件的判断方法。
本研究建立了考虑压力、温度、化学反应和电场多场耦合的掺氢天然气放空自燃数值模型，以西气东输一线某阀室放空管道为例开展了数值模拟研究；采用温度与OH−含量判据分析了在放空过程中掺氢比、放空管内径、放空立管高度与放空压力引发掺氢天然气自燃的可能性，为评估掺氢天然气的放空自燃风险提供了依据。
掺氢天然气在管道内的流动满足流体流动的质量、动量与能量守恒方程，如式（1）~式（3）所示。
式中：ρ为流体密度，kg/m3；t为时间，s；ux、uy、uz分别为x、y、z方向的速度分量，m/s；Fx、Fy、Fz分别为流体在x、y、z方向所受的力；$ \overrightarrow{r} $为流体在空间中的位置向量；E为微元体的总能量，为内能、动能和势能之和，J/kg；$\nabla $为散度算子；$ \overrightarrow{u} $为流体在空间中的速度向量；p为流体压力，MPa；keff为有效热传导系数，W/（m·K）；$ \nabla T $为温度梯度，K/m；Hj为组分j的焓，J/kg；Jj为组分j的扩散通量，mol/（m2·s）；$\tau_{{\mathrm{eff}}} $为有效切应力，MPa；N为组分数量；Sh为表示包含了化学反应热和其他用户定义的体积热源项，kg·J/（m3·s）。
掺氢天然气在放空管道内的流态大多为湍流，在描述湍流的双方程模型中，SST k-ω模型引入了有阻尼的交叉扩散导数项来描述湍流剪切力的影响，更加适用于可压缩气体的泄放自燃分析[18]，如式（4）~式（5）所示。
式中：k为湍动能，m2/s2；${\tau _{ij}}$为雷诺应力张量，Pa；ui为速度分量，m/s；xj为空间坐标；ω为比耗散率，m2/s3；μt为涡黏系数；μ为动力黏度，Pa·s；${\sigma }_{k} $、${\sigma }_{\omega } $分别为湍流普朗克数；β、β1、$ \gamma$与F1分别为常数项；νt为运动涡流黏度，m2/s。
掺氢天然气放空过程中通常伴随温度的变化，而温度达到自燃点是自燃发生的重要依据之一。掺氢天然气流动过程中的流动温度采用式（3）计算，气体与管壁之间的热传导采用热传导方程描述如式（6）所示。
式中：T为温度，K；κ为热传导系数，W/（m·K）。
掺氢天然气自燃过程通常包含21步化学反应，但反应活性主要受式（Ⅰ）~式（Ⅲ）反应式的控制。
其中，式（Ⅰ）和式（Ⅲ）对自燃反应起到明显的促进作用，而式（Ⅱ）对自燃反应具有抑制作用。在掺氢天然气的放空过程中，上述反应同时存在，当式（Ⅰ）与式（Ⅲ）占据主导时自燃发生并伴随大量OH−生成，而当反应式（Ⅱ）占主导时则不会发生自燃。掺氢天然气放空过程中OH−的产生或消耗速率按式（7）~式（8）计算：
式中：Ri,r为反应r中物质i的生成或消耗速率；vi,r为反应r中物质i的化学计量系数，上标“′”表示反应物，上标“″”表示生成物；kf,r为反应r的正向速率常数；kb,r为反应r的反向速率常数；Cn,r为反应r中物质n的摩尔分数，%；$\varGamma $为第三体对反应速率的净效应；$\gamma $m,r为第m个组分在第r个反应中的第三体效果；Cn为化学反应中物质n的摩尔分数，%。
当气体中携带的金属颗粒与管道壁面撞击产生静电之后，在局部电势差的作用下，将会在管材内产生局部电流，电流通过导体时会产生热量，造成温度的变化。一段时间内，管壁局部因静电而产生的温度变化值可由式（9）进行计算：
式中：ΔT为管壁局部因静电而产生的温度变化值，K；I为局部电路电流，A；R为局部电路电阻，Ω；m为管壁局部质量，g；Cs为管材的比热容，J/（g·K）；U为局部电路电压，V；t为局部电路电流作用时间，s。
掺氢天然气在放空过程中，压力、温度、化学反应、电场及气体组分是相互耦合的。通过求解流场模型获得气体在管道内的压力、温度和流速分布，以及气体密度、导热系数等与热传导、化学反应相关的物性参数。计算得到的流体温度又会影响气体与管壁之间的传热，从而可通过温度T实现流场与温度场之间的耦合。气体温度、密度又会影响化学反应速率常数kf,r和kb,r，因此，可利用两个常数实现化学反应场与流场、温度场的耦合。最后，电场主要通过电流加热影响流体温度，该温度可以通过在管壁处施加电压并采用式（9）计算得到。通过上述参数之间的耦合，即可建立多场耦合模型，如图1所示。
上述多场耦合模型的求解需要提供必要的初始条件和边界条件，从而使得模型封闭。初始条件主要包括放空前管道的内压力、温度、气体流速和静电电压。管道内压力设置为大气压、温度为大气温度、气体流速为0 m/s、静电电压为0 V。模拟边界条件包括管道的入口、出口、管壁温度和管壁静电电压。其中，入口采用压力边界，设置为掺氢天然气的输送压力；出口采用压力边界条件，设置为大气压；管壁温度设置为环境温度；管壁静电电压考虑流动过程中电压逐渐累积的特点，沿气体流动方向设置为0.05~0.50 V，呈线性增大。
以西气东输一线管道某阀室放空管道为对象开展数值模拟，放空管道主要由3部分构成，即：高压天然气管段、水平管道和放空立管（见图2），水平管道长7 m、放空立管高20 m、放空管内径为330 mm、管道入口压力为6 MPa、温度为300 K，出口压力设置为大气压。管道采用X70钢材，相关的材料性质参数见表1。
在有限元模型中，管道整体采用非结构化网格，并在壁面施加膨胀层，为验证模拟结果的网格无关性，分析了掺氢比为10%（掺氢天然气中氢气体积分数为10%），不同网格尺寸及壁面膨胀层层数下放空管内温度分布如图3所示。由图3可知，在网格尺寸≤0.7 cm、膨胀层层数增至9层的情况下，气体温度的变化趋于一致。
为了验证数值模拟方法的准确性，分别对掺氢天然气放空过程中水平管、弯管与立管内的温度变化进行分析，结果如图4~图6所示。结果表明：在水平管内，放空时因压差而产生的激波将对激波前导面接触到的空气进行压缩，使其温度升高；气体分子间的湍流黏性摩擦作用也会使气体温度升高，化学反应的进行也会改变气体温度；在多因素的共同作用下，激波前端形成了高温气体区。对于弯管，在和水平管相同的放空压力下，局部高压压缩空气会产生温度更高的气体，使得气体发生自燃所需的最低泄放压力更低，这与文献中纯氢气泄放温度的变化规律一致[19]。对于立管，其壁面处的气体温度存在延迟变化的现象，特别是在高压气体到达出口后，由于在激波前导面末端的气体发生膨胀，放空后立管内气体温度将降至200 K以下，低于管道入口温度。
Zeng等[20]实验测试了氢气（体积分数为2.5%）与甲烷混合气体经一条长为400 mm、直径为15 mm的矩形管泄放时的激波速度与气体释放压力之间的关系。基于该实验数据，对仿真模型进行验证，结果如图7所示。验证结果表明，随着泄放压力的增加，激波平均速度均呈现不断升高的趋势，模拟的激波速度与Zeng等的实验值之间的相对偏差小于5%。气体与管壁摩擦、能量耗散等因素会降低激波强度，从而造成模拟结果与实验值之间的差异。
根据掺氢天然气的放空自燃机制，放空过程中的温度是判断掺氢天然气是否发生自燃的重要判据。研究表明：当温度在1 500~3 000 K范围内时，氢气可发生自燃；当温度在1 300 K以下时，持续90 ms以上或达到2 100~2 300 K，甲烷可发生自燃。为此，对于掺氢天然气是否发生自燃采用如下温度判据：①当放空过程中温度在1 300~1 500 K时，且持续90 ms以上时，认为可发生自燃；②当放空过程中温度达到1 500 K认为可发生自燃。
同时，在氢气和天然气的放空过程中，均会伴随着OH−生成与消耗的过程。特别是涉及自燃的化学反应会伴随大量OH−的生成，因此，可将OH−质量分数作为是否发生自燃的判据。研究表明：在纯氢气的放空过程中,当OH−质量分数为1×10−4~0.03时即可发生自燃[21-22]；在纯甲烷的放空过程中，当OH−质量分数达到1×10−3时即可发生自燃[23]。考虑一定的安全裕量，认为在掺氢天然气放空过程中，当OH−质量分数达到1×10−4时则可发生自燃。
以放空管内径为330 mm、水平管长度为10 m、放空立管高度为25 m和放空压力为8 MPa工况为例，分析掺氢比对自燃的影响。不同掺氢比下，放空管立管中气体温度随时间的变化、OH−最大质量分数变化分别如图8和图9所示。
结果表明：掺氢比每增大5个百分点，最高放空温度仅升高5 K左右，即便在30%的掺氢比下，气体最高温度也仅有786 K，未达到1 500 K的自燃条件；掺氢比越大，放空过程中立管内OH−最大质量分数也就越大，但在上述工况下，OH−最高质量分数仅为3.07×10−7，未达到1×10−4的自燃条件。
以掺氢比为10%、水平管长度为10 m、放空立管高度为25 m和放空压力为8 MPa的工况为例，分析放空管内径对自燃的影响，如图10和图11所示。结果表明：放空管内径越大，气体温度就越高，但气体最高温度为825 K；放空管内径越大，OH−质量分数就越大，但OH−最大质量分数仅为7.52×10−9。气体最高温度和OH−质量分数均未达到自燃条件。
以掺氢比为10%、放空管内径为330 mm、水平管长度为10 m和放空压力为8 MPa的工况为例，分析了放空立管高度对自燃的影响，结果如图12和图13所示。结果表明，立管高度每增加5 m，气体最高温度升高5 K左右，但OH−最大质量分数仅为6.97×10−9，均未达到自燃条件。
以掺氢比为10%、放空管内径为330 mm、水平管长度为10 m和放空立管高度为25 m的工况为例，分析放空压力对自燃的影响，如图14和图15所示。结果表明，放空压力每增大1 MPa，气体最高温度平均升高15.6 K，放空压力越大，生成的OH−越多，但在上述工况下，OH−最大质量分数仅为8.85×10−9，均未达到自燃条件。
上述对单一影响因素的分析表明，改变任意单一因素均不足以导致掺氢天然气在放空过程中发生自燃。基于上述结果，总结了最易引起掺氢天然气放空自燃的工况为：掺氢比为30%、放空管内径为390 mm、放空立管高度为30 m和放空压力为10 MPa。在上述条件下，在80 ms内，放空立管中气体最高温度和OH−最大质量分数如图16所示。由图16可知，即使在上述最易自燃工况下，立管内气体最高温度仅为1 174 K，OH−最大质量分数为7.15×10−6，也未达到自燃条件。
1） 建立了掺氢天然气流场、温度场、化学反应和电场多场耦合模型，提出了基于放空温度和OH−质量分数的自燃判据条件，验证了模型的准确性。
2） 增大天然气中的掺氢比、放空管内径、放空立管高度与放空压力均会导致放空管内气体最高温度的升高与OH−质量分数的增大。针对西气东输一线某阀室放空管道，在掺氢比为0~30%、放空管内径为270~390 mm、放空立管高度为15~30 m、放空压力为6~10 MPa的工况下，气体最高温度与OH−质量分数均未达到自燃条件。
3） 该阀室在最易发生自燃的放空工况下，即掺氢比为30%、放空管内径为390 mm、放空立管高度为30 m、放空压力为10 MPa的工况下，立管内温度与OH−质量分数也均未达到自燃条件。该阀室掺氢天然气放空时自燃的可能性较低。
2024, Vol. 53 Issue (6): 127-134 2024, Vol. 53 Issue (6): 127-134