大型外浮頂儲罐油氣空間爆炸風險研究

張曉明，申 晴，何佳康，2，趙培森，于占魯，戴 波

（1.北京石油化工學院信息工程學院，北京 102617；2.北京化工大學信息科學與技術學院，北京 100029）

0 引言

儲罐浮盤落底是由于儲罐內石油液位過低，浮頂的支柱落在了儲罐底部。正常高液位［1］操作時，浮盤浮在油品上，阻隔了石油液體和空氣，既減少空氣污染、又降低了火災發生的概率。浮盤落底的情況往往發生在儲罐大修或者裝卸業務的需要。對于外浮頂儲罐［2］，其浮盤落底是有很大風險的，比如雷擊風險、靜電風險、支柱受力風險等。美國標準API RP-2003［3］明確指出，“對于外浮頂儲罐，如果浮盤落底且在浮頂下面形成油氣空間，則著火的危險會增加。為了將危險最小化，在正常操作期間或雷暴期間不能有浮盤支撐著地，以及避免雷暴期間儲罐進油?！蓖瑫r，按照API RP2026-2017 標準［4］，浮盤落底過程有2 個階段的風險：“當浮盤未浮起且液位低于浮頂支撐時，浮頂下方的大氣中可能存在易燃的蒸氣、空氣混合物（例如，浮頂密封無法正確密封，空氣進入間隙）。當向浮盤未浮起且液位低于浮頂液位的儲罐加注時，可能會迫使蒸氣通過罐頂密封層并進入浮頂上方的大氣中?！?/p>

與固定頂儲罐相比，外浮頂儲罐發生火災事故更為頻繁［5］。在已有調查的全球480 例儲罐火災事故中，由于雷擊外浮頂儲罐原因引起的火災占了1/3［6］。針對該油氣混合區域的火災爆炸風險，畢海普等［7］構建爆炸三角形并結合數值模擬結果分析油氣混合區域的爆炸危險性。結果表明：儲罐橫截面的油蒸氣質量分數整體上在增加，罐壁附近質量分數較高，氧氣質量分數變化不明顯，中間區域分布穩定但不均勻；油氣混合空間的爆炸危險區分布在油蒸氣質量分數相對較低的區域，多集中于罐壁附近，分布位置隨油氣擴散未發生明顯變化。但是，該文僅從油氣的質量分數角度出發進行的風險分析；本實驗另辟蹊徑，從爆炸極限的角度對浮盤落底進行風險分析。

目前，大型外浮頂儲罐浮盤落底運行已經成為一種常態，而其運行風險研究卻鮮見文獻報道。原油揮發所產生的油氣在遇到雷擊［8］后，可能發生爆炸、燃燒等安全事故［9-10］，所以油氣濃度分析顯得尤為重要。本文研究了浮盤落底運行中的油氣空間濃度變化，通過數據建模和仿真分析，探索其形成規律和爆炸風險程度。

1 流動控制方程

針對外浮頂儲罐油氣擴散方式，以及無化學反應的單項多組分擴散的模型，采用流動控制方程及湍流模型進行理論分析［7，11-12］。

連續性方程：

式中：ρ為混合油氣的密度；uj為（x，y，z）3 個方向的速度。

動量守恒方程：

式中：g 為重力加速度；μt為流體的湍流黏度；p 為絕對壓力。

能量守恒方程：

式中：T為油氣流體的溫度；kl為流體湍流導熱系數；σT為常數，取值范圍是0.9～1.0；cp為混合流體定壓比熱；cpv為泄漏物質定壓比熱容（J/（kg·K））。

組分質量守恒方程：

有關油面的湍流模型如下：

（1）應用于油面下降，直到原油完全排出，油氣揮發產生的油氣空間。此時選擇RNG k-ω湍流模型［12］：

（2）應用于原油液面從0 m升至浮盤剛好浮起來為止，此時所有油氣剛剛完全排至浮頂外部，受外部風速影響。這里選用realizable k-ω湍流模型［11］：

式中：ρ為混合油氣密度（kg/m3）；uj為3 個方向的速度（m/s）；μt為湍流黏度（Pa·s）；g 為重力加速度（m/s2）；p為絕對壓力（Pa）；T 為流體溫度（K）；ω 為質量分數；D1為湍流擴散系數；常數σk=1.0，σε=1.2，C2=1.9，C1ε=1.44；Gk為湍流動能，因層流速度梯度而產生；Gb也為湍流動能，因浮力產生；γM為過度擴散時產生的波動（m2/s2）；C1=maxη為有效因子；C3ε=tanh［v/u］；SK、Sz為用戶自定義；k為湍流能（m2/s2）；ε 為耗散率（m2/s3），其中，k 和ε在不同規格大小的儲罐中取不同的值，取值情況見表1［11］。

表1 湍流能和耗散率與儲罐規格的關系

2 大型外浮頂儲罐油氣空間的建模與分析

使用ANSYS 軟件的fluent 模塊進行仿真。研究對象為某公司實際儲罐，具體參數為：儲罐直徑80 m、浮盤高度為1.8 m，浮盤上一共有12 個自動通氣閥、6個浮頂呼吸閥。經過網格劃分后，浮盤的幾何模型如圖1 所示?？梢?，網格劃分密集的地方主要集中在通氣閥附近，浮盤落底后，通氣閥進出氣體頻繁。由于浮盤內部壓強是非常重要的油氣濃度的衡量指標，所以先來研究浮盤內部的壓強情況。

圖1 網格劃分圖浮盤結構

本研究基于原油完全排出儲罐外的情況，選用RNG k-ω湍流模型。設置儲罐內氣體成分為fuel-oilair，其中fuel-oil-air 內含烷烴類氣體、H2O、N2、CO2。此時，假設在油都排出儲罐的瞬間，整個油氣空間在1.8m高度的時候進行仿真。

其次，在設置通氣閥的時候，為了簡化模型，將通氣閥的壓強等效在整個浮盤表面。當浮盤落底后，自動通氣閥同時開啟，大氣緩慢進入浮盤內部，其中成分包含H2O、N2、CO2等。

短時間內浮盤底部的空間的壓強大小如下，首先是油氣空間頂部的壓強分布（即，浮盤一側的俯視圖），如圖2 所示。

圖2 油氣空間頂部的壓強分布趨勢（浮頂表面）

油氣空間底部的壓強分布如圖3 所示。從圖2、3中可以看出，在同一高度上，罐壁所受的壓強較罐中心大，這是因為大氣進入自動通氣閥后，氣體被擠壓到罐壁邊緣的緣故。

圖3 油氣空間底部的壓強分布趨勢圖（罐底視角）

儲罐底面壓強的數值分布見表2。從側面圖中也可以看到漸變的壓強值，壓強從上往下變得越來越大（顏色從藍綠色變為深紅色），如圖4 所示。

表2 儲罐底面壓強的數值分布

圖4 油氣空間側面的壓強趨勢

油氣空間的底部（罐底側）和頂部（浮盤側）的壓強分布明顯是有差異的?？傮w來說，底部的壓強差更大，甚至出現了紅色區域（壓強較大處，從藍色到紅色，壓強越來越大），也就是說，空氣進入氣相空間后，氣體擴散到了儲罐邊緣，對罐底邊緣處產生了較大的壓力。在上述幾張圖中，深紅色區域的壓強達到了97.5 kPa。

從中得出結論，即油面升降對壓強分布關系不大，甚至幾乎不變。無論內部產生多少油氣，無論液面多高，都是到達4.0 kPa時才吸入大氣，所以在吸入的瞬間，壓強分布幾乎不變。

繼續觀察浮盤內部氣體的流速圖，可以更清晰地看到氣體的流動方向和速度大小，如圖5 所示。從圖5 可以看到，浮盤內部的油氣流動方向呈向心趨勢，紅色代表流速最大的區域；相比于壓強圖可得知，流速越大處，壓強相對越小。

圖5 浮盤內部混合氣體流速趨勢矢量圖

以上的壓強、氣體流速矢量仿真，皆是油氣濃度的表征方式。通過以上仿真，可以清晰地看到浮盤內部混合氣體的狀態情況。

3 油氣空間濃度的風險分析

3.1 油氣體積和壓強關系

基于上述仿真結果，可以通過理想氣體狀態方程算出浮盤落底時吸入的最大的空氣量（空氣體積），方程如下：

式中：p為壓強；V 為氣體體積；n 為氣體物質的量；R為理想氣體常數（其中：R=8.314 J/（mol·K））；T 表示理想氣體的熱力學溫度（T=273.15 ℃）。

仿真得到最大的壓強值為97.5 kPa，仿真值與1個標準大氣壓近似吻合，所以仿真值可以參考。儲罐內的原油完全排出后，油氣空間的體積為9 043.2 m3。根據式（8）計算，得出原油完全排出后，浮盤下的混合氣體總的物質的量為388 kmol。

進油之后，當油量達到剛剛托起浮盤時，可以計算出排放到浮盤外部的油氣總量：已知氣體的物質的量是不變的（因為油氣的量n是定值），而氣體全部排到浮盤外部，即變為1 個標準大氣壓，所以可以得出，排放到外面的混合油氣總量的體積為8 703.97 m3（體積約為8 704 m3），物質的量為388 kmol。

如此龐大體積的混合油氣一旦發生事故是非常危險的。

3.2 油氣濃度和爆炸下限的分析

通過查閱資料，在25 ℃的條件下，原油（烷烴類）的揮發量（體積V≈8 704 m3）在4 h 時間趨于飽和最大值。而且，0.5 h 內烷烴揮發的體積百分數已經達到10.981%［13］。

已知混合氣體爆炸下限公式［14］：

式中：L為可燃混合氣體的爆炸極限；Vi為混合油氣中各組分的體積分數；Li為混合油氣中各個組分的爆炸下限值［14］，甲烷5.0%，乙烷3.0%，丙烷2.2%，異丁烷1.8%，正丁烷1.9%，異戊烷1.4%，正戊烷1.4%。

通過式（9）和以上數據，可以計算出外浮頂儲罐浮盤內部的混合油氣爆炸極限L 為19.04%。已知混合油氣的爆炸下限為1.4%～2.1%［15］，可見，0.5 h內原油的有機物揮發濃度已經超過了發生爆炸的最低限度，因此會有爆炸的風險。

4 結語

本研究基于RNG k-ω 模型，首先采用ANSYS 仿真，對大型外浮頂儲罐的浮盤落底、原油完全排出后的儲罐油氣空間進行油氣分析，得出了壓強分布規律和壓強值，最大達到97.5 kPa，油氣空間的體積達到9 043 m3。然后，基于濃度模型和爆炸下限計算方法，得出半小時內混合油氣的爆炸極限達到了19.04%，遠遠高于爆炸下限，存在爆炸風險。如果此時遇到火花雷電等情況，就極容易發生爆炸事故。因此，在雷暴天氣下，嚴禁儲罐進出油操作。并且，在浮盤落底過程中，必須采用防靜電措施，禁止人員上罐操作。