CC BY
14Рубцов Д. Н., Рубцов В. В., Хабибулин Р. Ш., Шалымов М. С.
МОДЕЛИРОВАНИЕ НАГРЕВА ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СИСТЕМ С НЕФТЬЮ И НЕФТЕПРОДУКТАМИ В ЭКСТРЕМАЛЬНЫХ УСЛОВИЯХ ПОЖАРА
В статье приведены данные расчётов по нагреву фланцевых соединений - наиболее уязвимых участков технологического оборудования, применяемого на объектах нефтегазового комплекса. Намечены перспективы изучения и повышения огнестойкости фланцевых соединений.
Ключевые слова: нефтегазовый комплекс, пожар, огнезащита фланцевых соединений, математическая модель.
Rubtsov D., Rubtsov V., Khabibulin R., Shalymov M.
SIMULATION OF FLANG CONNECTIONS OF HEAT TECHNOLOGICAL SYSTEMS WITH OIL AND OIL PRODUCTS IN EMERGENCY SITUATIONS
The article presents the results of calculations of the flange connection heating - the most vulnerable areas of the technological equipment used for oil and gas facilities. The prospects of studying and increasing the fire resistance of flanges were outlined.
Keywords: oil and gas facilities, fire, flanges fire protection, mathematical model.
Пожары в производственных помещениях и на наружных технологических установках на объектах нефтегазового комплекса приводят к тому, что технологические системы с нефтью и нефтепродуктами в условиях пожара не выполняют своего функционального назначения вследствие потери ими огнестойкости. Одни из наиболее распространённых элементов технологических систем - разъёмные соединения, встречающиеся в различных конструктивных формах, в частности, фланцевые соединения (ФС). ФС применяют для присоединения к аппаратам и машинам трубопроводов, запорных устройств, контрольно-измерительных приборов,
а также для соединения между собой отдельных частей машин и аппаратов. На рисунках 2—3 изображены примеры использования ФС в технологических системах с нефтью и нефтепродуктами.
В экстремальных условиях углеводородного пожара ФС теряют свою огнестойкость, то есть способность сохранять герметичность при соединении технологического оборудования. Потеря ФС огнестойкости существенно влияет на формирование пожарной опасности объекта защиты: способствует возникновению утечек горючих жидкостей и газов; развитию пожара за счёт поступления дополнительного количества пожаровзрывоопасных веществ в зону горения; усложнению работ по тушению пожаров; проведению аварийно-восстановительных работ. Так, на заводе «Du Pont de Nemours & Co» (США) из-за утечки нагретого газа через ФС трубопровода, работающего под давлением 2,8 МПа, возник пожар. Так как температура газа была выше температуры самовоспламенения, то при его утечке образовалось слабое пламя. Первоначально небольшое пламя вызвало нагрев болтов и их температурное удлинение, что привело к полной потере огнестойкости и пожару в цехе [1].
В товарном парке нефтепродуктов Новокуйбышевского нефтеперерабатывающего комбината во время заполнения резервуара легкими фракциями бензина произошло интенсивное выделение паров из резервуара в зону аэродинамической тени, где образовалось паровоздушное облако. Ветер отнёс его к нагревательной печи одной из технологических установок,
от которой оно воспламенилось. От горящего паровоздушного облака вспыхнули трава на площади около 2,5 га и остатки нефтепродуктов в канализационном коллекторе. В результате пожара прогорели прокладки ФС на узле задвижек, поступление бензина в зону горения увеличилось, началось горение в обваловании [2].
На рисунке 4 представлен фрагмент участка трубопровода, который потерял огнестойкость при пожаре в резервуар-ном парке.
В связи с этим проблема огнестойкости ФС технологических систем с нефтью, нефтепродуктами и горючими газами важна и актуальна для объектов нефтегазовой отрасли, а случаи разгерметизации ФС в экстремальных условиях пожара вызывают необходимость изучения этого процесса. Для изучения процесса разгерметизации ФС в экстремальных условиях пожара нами разработана математическая модель, связанная с решением задачи теплообмена между элементами фланцевой арматуры в условиях омывания её пламенем пожара.
Проблема взаимодействия пламени с поверхностью ФС довольно многообразна и неоднозначна. Нарушение герметичности ФС происходит не из-за разрушения фланцев или шпилек (болтов), а из-за возникающих деформаций в этих элементах при воздействии экстремальных температур углеводородного пожара [3]. Распределение теплоты пожара в элементах ФС можно представить в виде схемы (см. рис. 1).
При моделировании нагрева ФС в условиях пожара необходимо установить допущения для определения их температурных полей. В данной постановке мы рассматриваем нижнюю, или лобовую, часть ФС, ограниченную сверху стенкой трубопровода, заполненного жидкостью.
При решении задачи допускаем, что основную часть теплового потока аккумулируют шпильки ФС с трёх сторон - dqv dq2, dq3 вследствие того, что шпильки имеют непосредственный теплообмен
dqs
dq1
Рисунок 1. Расчётная схема теплообмена
в элементах фланцевой арматуры: 1 - стенка трубопровода; 2 - шпилька; 3 - гайка; 4 - фланец
только с гайками, которым они отдают часть теплоты dq4. В свою очередь, дальнейший теплообмен рассматривается от гаек к фланцу dq5, от которого идёт общий отвод тепла dq6 в технологическую систему и окружающую среду. При постановке задачи учитываем следующие процессы: воздействие внешнего теплового потока от пламени к ФС; теплопроводность между элементами фланцевой арматуры; теплообмен стенки трубопровода с внутренней средой (находящейся в нём жидкостью); теплообмен корпуса трубопровода с окружающей средой.
Для решения задачи необходимо знать теплофизические и геометрические параметры фланцевого соединения выполненного из стали: плотность материала - 7 800 кг-м-3, теплоёмкость материала - 500 Дж-кг-1-К-1; длина шпильки - 0,1 м, диаметр шпильки - 0,015 м, ширина гайки - 0,012, внешний диаметр
гайки - 0,026 м, внутренний диаметр гайки - 0,016 м, а также внутренней среды моделируемой технологической системы (на примере воды): плотность рж = 1 000 кг-м-3, удельная теплоёмкость сж = 4 190 Дж-кг-1-К-1, теплопроводность А,Ж = 0,58 Вт-м-1-К-1.
Математическое описание процесса теплообмена с учётом принятых допущений состоит из решения известного линейного дифференциального уравнения нестационарной теплопроводности для двумерной расчётной области [4, 5] и имеет следующий вид:
dt.
Г Л 2
^ = а
дх
дЧфс dt,
дх2
+ -
ФС
ду2
Граничные условия на внутренней стенке трубопровода при контакте с жидкостью описываются уравнением:
dr
= а.
где атж - коэффициент теплоотдачи между внутренней стенкой трубопровода и жидкостью, Вт-м-2-К-1; ^ - температура трубопровода, К; ^ - температура жидкости, К; г - координата цилиндрической системы координат.
Коэффициент теплоотдачи определяем по формуле:
а =
Nu-K
где - температура ФС, К; а - коэффициент температуропроводности, м2-с-1.
Краевые условия к уравнению представлены в традиционной для данной области науки форме. Внешние граничные условия на поверхности теплообмена при омывании пламенем ФС и воздействии при этом интегральных тепловых потоков будут иметь вид:
-К
ФС
dt,
ФС
dx
= СТ{СФСФП, ФС (fu ~йс) + «п, 0c(fn~ f*C )У
Для расчёта теплообмена горизонтальной поверхности рекомендуется уравнение критерия Нуссельта Nu в следующей форме:
Ш = 0,135 (вгжс1 Ргж)0,3.
Критерий Грасгофа определяем по следующей зависимости:
-¿-,
v:
-я,
ФС
dt.
ФС
ф
= ^СфсФп, ФС (fn + ап, Фс{К~ f0C )>
где tn - температура пламени, К; - коэффициент теплопроводности, Вт-м-1-К-1; а - постоянная Стефана-Больцмана, Вт-м-2-К-4; фп ФС - коэффициент облучённости (принимается равным 1); апФС -коэффициент теплоотдачи между поверхностью ФС и пламенем, Вт-м-2-К-1; 8п!фс - приведённая степень черноты. В состав данного варианта уравнения теплообмена входит лучистый ав^фСфПфС (fn4 - ) и конвективный ап ФС (tn - tФС) тепловые потоки от пламени горючей жидкости.
где вж - коэффициент объёмного расширения жидкости, К-1; d - внутренний диаметр трубопровода, м; А^ - температурный напор, К; уж - кинематическая вязкость жидкости, м2-с-1.
Расчёт значения критерия Прандтля находим по зависимости:
рг _
где - динамическая вязкость жидкости, Па-с-1; сж - удельная теплоёмкость материала, Дж-кг-1-К-1.
Рисунок2. Фрагмент участка задвижек Рисунок3. Фрагмент коренных задвижек
резервуарного парка нефтебазы подводящих трубопроводов резервуара
Рисунок 4. Наступление предельного состояния огнестойкости фланцевого соединения
М
0,06
0,05 0,04 0,03 0,02 0,01 0
-0,01 -0,02 -0,03
-0,03 -0,02 -0,01 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 0,11 0,12 0,13 М
Рисунок 5. Конечно-элементная модель фланцевого соединения
°с
Мах: 349,855
0,06 0,05 0,04 0,03 0,02 0,01 0
-0,01 -0,02
Л
340 320 300 280 260
-0,02 -0,01 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07
0,09 0,1 0,11 0,12
Мт: 203,457
Рисунок 6. Температурное поле фланцевого соединения при воздействии пламени пожара на десятой минуте нагрева. Внутренняя среда - вода
М
0,06 0,05 0,04 0,03 0,02 0,01 0
-0,01 -0,02 -0,03
°С
Мах: 364,784
360 340 320 300 280 260 240 220
-0,03 -0,02 -0,01 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05
0,06 0,07 0,08 0,09
0,1 0,11
Мт: 206,158
Рисунок 7. Температурное поле фланцевого соединения при воздействии пламени пожара на десятой минуте нагрева. Внутренняя среда - бензин
М
0,06 0,05 0,04 0,03 0,02 0,01 0
-0,01 -0,02 -0,03
°с
Мах: 371,348
-0,03 -0,02 -0,01 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07
0,09 0,1 0,11 0,12 0,13
360 340 320 300 280 260 240
Мт: 224,421
Рисунок 8. Температурное поле фланцевого соединения при воздействии пламени пожара на десятой минуте нагрева. Внутренняя среда - керосин
220
Решение математической модели произведено с помощью программно-математического комплекса «Реш1аЬ 3.2» («Сош8о1 МиШрИуБ^Б», США), который был использован при решении схожих задач в работе [6]. Для расчёта нестационарного теплового поля в лобовом участке ФС выбран численный метод конечных элементов, так как он обладает универсальными вычислительными алгоритмами для решения нестационарных задач теплообмена. Суть работы заключалась в том, что исследуемая область ФС (поперечное сечение) разбивалась на элементы так, чтобы на каждом из них неизвестная функция аппроксимировалась пробной функцией - полиномом. Используемый в расчётах программный комплекс имеет алгоритм построения сетки конечных элементов (см. рис. 5).
В результате проведённых расчётов получены двумерные поля распределения температуры в ФС (рис. 6-8); в качестве внутренней среды рассматривались вода, бензин, керосин с соответствующими теплофизическими параметрами.
Проведённые расчёты позволили апробировать математическую модель и сопоставить результаты расчётов с натурными исследованиями (см. рис. 9). Среднее относительное расхождение теоретических и эмпирических данных составляет примерно 20 %, несмотря на сложность процесса теплообмена в общей системе ФС.
Анализ значений показал, что расчётные значения по сравнению с данными, полученными при испытаниях, имеют несколько завышенные количественные показатели температур. Это объясняется, во-первых, состоянием окружающей среды (скорость ветра) при проведении натурных огневых испытаний, во-вторых, погрешностью самих измерений, в-третьих, отклонением во времени интенсивности теплового потока.
Из полученных результатов видно, что ФС в условиях пожара ведут себя как единая термодинамическая система, но при его нагреве присутствуют незначи-
350
300
250
200
150
100
50
4 6 8
Время, мин.
10
12
Рисунок 9. Сравнение расчётных и экспериментальных значений температуры во фланце:
- - расчёт; □ - эксперимент 1;
о - эксперимент 2; д - эксперимент 3; х - эксперимент 4; Ж - эксперимент 5; о - эксперимент 6; + - эксперимент 7; — - эксперимент 8
тельные перетоки тепла, что объясняется неравномерностью нагрева элементов фланцевой арматуры. Огнестойкость ФС в этих условиях незначительна.
Среднее относительное расхождение между расчётными значениями температуры ФС с водой и расчётными значениями с бензином и керосином составляет 4 и 6 % соответственно. Полученное расхождение указывает на возможность применения воды в экспериментальном стенде при проведении верификации.
Полученное решение можно применять для параметрических расчётов нестационарного прогрева ФС. Проведённая работа также обозначила ряд задач, определяющих дальнейшие направления исследований в этой области.
В последующих теоретических исследованиях огнестойкости ФС и другого
0
2
технологического оборудования, содержащего пожаровзрывоопасные среды, при постановке задачи теплопроводности необходимо перейти от двумерной к трехмерной расчётной схеме для трехмерной расчётной области.
Поскольку ФС имеют незначительную огнестойкость, необходима их огнезащита. В качестве защиты от тепловых потоков пожара можно применять вспучивающиеся огнезащитные покрытия при соответствующем обосновании [7].
Критерием, определяющим выбор огнезащиты ФС, является высокая огнезащитная эффективность вспучивающихся покрытий в сочетании с возможностью использования механизированных способов нанесения их на сложную поверхность конструкций ФС. Для научного обоснования применения вспучивающихся покрытий на ФС необходимо разработать математическую модель их поведения с её апробированием в условиях огневых натурных испытаний.
ЛИТЕРАТУРА
1. Горячев С. А. и др. Основы технологии, процессов аппаратов пожаровзрывоопасных производств. - М., 2003.
2. Волков О. М. Пожар в резервуарном парке // Пожарное дело. - 1970. - № 9. - С. 14-15.
3. Волков О. М., Проскуряков Г. А. Пожарная безопасность на предприятиях транспорта и хранения нефти и нефтепродуктов. -М.: Недра, 1981.
4. Драйздел Д. Введение в динамику пожара. - М.: Стройиздат, 1990.
5. Кошмаров Ю. А., Башкирцев М. П. Термодинамика и теплопередача в пожарном деле. - М., 1980.
6. Хабибулин Р. Ш. Валидность компьютерной модели теплового воздействия очага пожара на резервуар с горючей жидкостью // Интернет-журнал «Технологии техносферной безопасности». - 2008. - № 1. [Электронный ресурс]. Режим доступа: http://ipb.mos.ru/ttb
7. Рубцов Д. Н. Проблемы огнестойкости фланцевых соединений технологических трубопроводов // Материалы XVII науч.-техн. конф. «Системы безопасности». - М., 2008. - С. 221-223.
