Авторефераты по всем темам  >>  Авторефераты по техническим специальностям  

На правах рукописи

Старовойтова Евгения Валерьевна

Прогнозирование последствий аварийных залповых выбросов сжиженных газов

05.26.03 - Пожарная и промышленная безопасность

(в химической отрасли промышленности)

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени

кандидата технических наук

Казань - 2012

Работа выполнена в федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования Казанский национальный исследовательский технологический университет

Научный руководитель:  доктор технических наук, профессор

Поникаров Сергей Иванович

Официальные оппоненты:  Гимранов Фидаис Мубаракович, доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой Промышленная безопасность ФГБОУ ВПО Казанский национальный исследовательский технологический университет, г. Казань

Кочетов Николай Михайлович,  кандидат технических наук, доцент кафедры Техника, технология и промышленная безопасность ФГБОУ ДПО Новомосковский институт повышения квалификации руководящих работников и специалистов химической промышленности, г. Новомосковск

Ведущая организация: ОАО Волжский научно-исследовательский институт углеводородного сырья, г. Казань

Защита состоится л31 октября 2012г. в 15.30 ч на заседании диссертационного совета Д 212.080.02 при ФГБОУ ВПО Казанский национальный исследовательский технологический университет по адресу: 420015, г. Казань, ул. К. Маркса, д. 68, зал заседаний Ученого совета (А-330).

С диссертацией можно ознакомиться в научной библиотеке ФГБОУ ВПО Казанский национальный исследовательский технологический университет.

Автореферат разослан л28 сентября 2012 г.

Ученый секретарь  Степанова

  диссертационного совета                 Светлана Владимировна

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ*1

Актуальность темы исследования. Ускорение темпов и расширение масштабов производственной деятельности в современных условиях обуславливает необходимость проведения анализа и оценки опасностей возможных аварий в результате образования  токсичных и пожаровзрывоопасных  облаков  на потенциально опасных производственных объектах техносферы.

Особую опасность представляют объекты использования сжиженных газов, так как при их аварийном выбросе имеет место интенсивное парообразование с формированием протяженных токсичных или взрывоопасных облаков.

Парообразование при аварийном выбросе сжиженного газа обусловлено мгновенным вскипанием перегретой жидкости, кипением (испарением) пролива сжиженного газа, возникновением аэрозолей при взрывном вскипании и их последующим испарением. Процессы парообразования и рассеяния образующейся примеси в атмосфере отличаются сложным взаимным влиянием, которое учесть в рамках упрощенных аналитических и эмпирических соотношений крайне проблематично.

В существующих моделях описание источника поступления газообразного вещества вследствие парообразования довольно схематично, что может служить препятствием для надежной оценки зон распространения паровоздушных облаков.

Недостаточное знание процессов, связанных с поступлением опасных веществ в атмосферу и их последующим рассеянием, не только не позволяет предсказать масштабы и течение возможных аварий, но и обосновать необходимый уровень безопасности (риска) технологических систем, содержащих сжиженные газы, выбирать экономически эффективные проектные и конструкторские решения.

Вышеизложенное обуславливает актуальность разработки методики последствий аварий на объектах хранения, переработки и использования сжиженных газов данной работы.

Цель и задачи работы. Целью работы является разработка методики определения количества опасного вещества, участвующего в создании поражающих факторов при авариях с выбросом сжиженных газов. Для достижения указанной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Разработать модель, охватывающую основные стадии парообразования при мгновенном выбросе сжиженного газа: мгновенное вскипание жидкости, испарение аэрозоля в первичном облаке пара, парообразование при кипении (испарении) пролива на основе пакета гидродинамического анализа FLUENT.
2. Провести физический эксперимент по исследованию парообразования при кипении (испарении) сжиженного газа.
3. Проверить адекватность разработанной методики расчета путем сравнения с результатами проведенного эксперимента, а также с экспериментальными данными, полученными другими авторами и опубликованными в открытой печати.
4. На основе разработанной модели исследовать влияние скорости ветра, устойчивости атмосферы, теплового эффекта при конденсации водяного пара, наличия препятствий в области выброса в виде зданий, сооружений на интенсивность парообразования и характеристики опасных зон при залповом выбросе сжиженного газа.

Методом решения поставленных задач явилось математическое моделирование с численной реализацией моделей на ЭВМ при помощи вычислительного комплекса FLUENT.

       Научная новизна работы:

1. Разработана методика оценки последствий залпового выброса сжиженного газа в атмосферу, позволяющая комплексно учитывать мгновенное вскипание сжиженного газа, кипение (испарение) пролива сжиженного газа, испарение аэрозолей в облаке, распространение паровоздушного облака с капельными включениями в атмосфере.
2. Разработана модель процесса парообразования сжиженного газа из пролива с учетом перехода от режима кипения сжиженного газа к режиму испарения.
3. Разработаны и интегрированы в пакет FLUENT пользовательские функции, позволяющие определять интенсивность парообразования из пролива, массу газа во взрывоопасных пределах в зависимости от времени, рассчитывать поле токсодоз и учитывать дополнительный нагрев паровоздушного облака вследствие конденсации паров воды.

ичный вклад автора состоит:

• в разработке пользовательских функций для расчета интенсивности парообразования с поверхности пролива с учетом  перехода от режима кипения сжиженного газа к режиму испарения и дополнительного нагрева паровоздушного облака вследствие конденсации паров воды;
• в проведении физического эксперимента и его статистической обработке;
• в проведении численных экспериментов для определения влияния скорости ветра, устойчивости атмосферы, теплового эффекта при конденсации водяного пара, наличия препятствия в области выброса на процессы парообразования и распределение опасного вещества в атмосфере;
• в проверке адекватности разработанной методики расчета путем сравнения с результатами проведенного эксперимента, а также с экспериментальными данными, полученными другими авторами и опубликованными в открытой печати;
• в написании статей и тезисов, участии в конференциях.

       Достоверность и обоснованность полученных результатов, выводов обусловлена использованием современных методов и средств математического моделирования, основанных на фундаментальных уравнениях сохранения, а также удовлетворительным согласованием расчетных результатов с данными натурных экспериментов.

Практическая значимость работы состоит в том, что предлагаемый комплекс моделей может использоваться для решения задач оценки последствий аварий на объектах хранения, переработки и использования сжиженных газов при разработке Планов локализации и ликвидации аварийных ситуаций (ПЛАС), разделов Инженерно-технические мероприятия Гражданской обороны. Мероприятия по предупреждению чрезвычайных ситуаций (ИТМ ГО и ЧС) и Мероприятий по обеспечению пожарной безопасности проектной документации, Деклараций промышленной безопасности опасных производственных объектов, Деклараций пожарной безопасности, паспортов безопасности опасных объектов, при выборе пассивных мер защиты по ограничению распространения опасных веществ на стадии проектирования.

Методика и программная система использовались при разработке планов локализации и ликвидации аварийных ситуаций для ОАО Татнефтегазпереработка и аммиачно-холодильных станций ОАО Нижнекамскнефтехим, при разработке паспорта безопасности и декларации промышленной безопасности для хлораторных МУП Водоканал, паспорта безопасности для ОАО Татнефтегазпереработка.

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на Всероссийской студенческой научно-технической конференции Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология (Казань, 2005, 2008, 2012); Всероссийской научно-практической конференции Инновации и высокие технологии XXI века (Нижнекамск, 2009); Международной научно-практической конференции Устойчивое развитие территорий: управление природными, техногенными, пожарными, биолого-социальными и экологическими рисками: материалы (Оренбург, 2011); XXIV Международной научной конференции Математические методы в технике и технологиях Ц24 (Саратов, 2011); Всероссийской молодежной конференции с элементами научной школы Нефть и нефтехимия (Казань, 2011); Международной научно-практической конференции XL Неделя науки СПбГПУ (Санкт-Петербург, 2011); на ежегодных научных сессиях КГТУ (г. Казань).

Публикации. Основное содержание диссертации отражено в 19-и публикациях, в том числе в 10-и статьях, опубликованных в научных изданиях, входящих в перечень ВАК Минобразования и науки РФ для соискателей ученых степеней доктора и кандидата наук, а также в материалах 9-ти российских и Международных научных конференций.

Структура и объем работы.  Диссертация состоит из введения, пяти глав, выводов, библиографического списка, включающего 143 наименования. Общий объем работы составляет 195 страниц, включая 11 таблиц, 68 рисунков.

Основное содержание работы

Во введении обоснована актуальность диссертационной работы, определены цели и намечены задачи для их достижения, показана научная новизна и практическая значимость полученных результатов.

В первой главе дан литературный обзор основных аспектов процессов и явлений, определяющих последствия аварийных выбросов сжиженных газов: мгновенное вскипание сжиженного газа, кипение (испарение) пролива сжиженного газа, испарение аэрозолей в облаке. Проведен подробный анализ существующих методик оценки последствий аварийных выбросов сжиженного газа. На основании обзора делается вывод о необходимости совершенствования модели для определения интенсивности парообразования при залповом выбросе сжиженного газа в атмосферу.

Во второй главе с целью проверки адекватности разработанной модели представлены полученные экспериментальные данные по интенсивности парообразования сжиженного азота. Экспериментальная установка  (рис.1) включала алюминиевую чашу, установленную на электронные весы и заполненную карьерным песком высотой 7 см с известными теплофизическими свойствами.  Поверхность песка была покрыта тонкой фольгой толщиной 200 мкм, исключающей просачивание жидкости в песок. Для предохранения весов от действия низких температур на весы дополнительно клали пробковую подложку. Количество испарившегося в окружающую среду сжиженного газа измеряли по показаниям электронных весов, при этом время фиксировали при помощи секундомера. 

Рисунок 1 - Схема установки измерения интенсивности парообразования

1Ц электронные весы;

2 - подложка; 3 - чаша;

4 - сжиженный газ; 5 - песок;

6 - слой фольги; 7 - секундомер

В третьей главе представлены математические модели для определения количества опасного вещества, участвующего в создании поражающих факторов при авариях с выбросом сжиженных газов. Обосновывается применение разработанной методики расчета путем сравнения с результатами проведенного эксперимента, а также с экспериментальными данными, полученными другими авторами и опубликованными в открытой печати.

Модель мгновенного вскипания перегретой жидкой фазы. При разгерметизации емкости со сжиженным газом в результате резкого снижения давления и нарушения термодинамического баланса происходит мгновенное вскипание определенной части жидкой фазы. При этом устанавливается новое состояние равновесия, а температура оставшейся жидкой фазы понижается до температуры кипения при атмосферном давлении. При мгновенном испарении жидкости формируется первичное облако пара. Расчет доли мгновенно вскипающей однокомпонентной жидкости при адиабатическом расширении проводился с использованием выражения:

,

(1)

где CP,liq - удельная теплоемкость жидкости, Дж/(кг⋅К); T0 - температура сжиженного газа в емкости, К; Tb - температура кипения жидкости, К; ΔHg - удельная теплота парообразования при температуре кипения и атмосферном давлении, Дж/кг.

Принималось, что в начальный момент времени (на месте выброса) первичное облако опасного вещества имеет форму цилиндра с радиусом R, равным высоте H:

,

(2)

где mliq Ч масса жидкости в оборудовании, кг; ρвыб Ч плотность опасного вещества в первичном облаке в начальный момент, кг/м3.

Модель распространения и испарения аэрозолей. В результате мгновенного вскипания расширяющиеся пары диспергируют и увлекают часть жидкости, поэтому образующееся облако содержит смесь пара и жидкости в виде аэрозольных капель. Масса выброшенных капель жидкости принимается равной массе мгновенно образовавшейся паровой фазы.

Для определения движения аэрозольных частиц использовалось уравнение:

,

(3)

где up - проекция скорости движения капли на ось x, м/с; ul - проекция вектора скорости несущей фазы на ось x, м/с; g1 - проекция вектора ускорения свободного падения на ось x, м/с2; p - плотность капли, кг/м3; - плотность несущей фазы, кг/м3; dt - шаг по времени, с; FD(ulЦup) - удельная сила сопротивления на движению капли, Н/кг.

Уравнение, определяющее интенсивность испарения аэрозольных частиц:

,

(4)

где Ap - площадь поверхности капли, м2; Mg - молекулярная масса, кг/моль; Cg,s - концентрация компонента у поверхности капли, моль/м3; Cg, - концентрация компонента в окружающем газе, моль/м3; - коэффициент массоотдачи, м/с, рассчитывался из соотношения Ранца-Маршалла.

Изменение температуры капли определялось уравнением:

,

(5)

где mp - масса капли, кг; CP,p - теплоемкость капли, Дж/(кг⋅К); αs - коэффициент конвективной теплопередачи, Вт/(м2⋅К); T∞ - локальная температура несущей фазы, К.

Обратное влияние дисперсной фазы на несущий поток, обусловленное межфазным обменом теплотой, импульсом и массой, учитывается включением соответствующих источниковых членов в уравнения переноса энергии, импульса, примеси и в уравнение неразрывности для сплошной фазы.

Изменение импульса несущего потока F, Н/м3, обусловленное гидродинамическим сопротивлением аэрозольных частиц, рассчитывалось из следующего соотношения:

,

(6)

где N - число частиц-представителей, прошедших через контрольный объем V; - текущий массовый расход частиц данной фракции через грань контрольного объема, кг/с. СD - коэффициент сопротивления для частиц сферической формы; dp - диаметр капли, м; Red - число Рейнольдса.

Источник массы S, кг/(м3с) в уравнении неразрывности и уравнении переноса примеси, возникающий в результате испарения капель, определялся через соотношение:

.

(7)

Сток энергии в газовой фазе Q, Дж/(м3⋅с), обусловленной теплообменом с каплями, рассчитывался следующим образом:

,

(8)

где Δmi - изменение массы i-й капли в процессе испарения за время прохождения ею данного контрольного объема, кг; m0i - начальная масса капли-представителя, кг; ΔTpiаЦ изменение температуры частицы в данном контрольном объеме V, К; аЦ начальный массовый расход частиц данной фракции через грань контрольного объема, кг/с.

Распределение капель по размерам в источнике задавалось с использованием соотношения Розин-Раммлера.

Модель кипения (испарения) пролива. Оставшаяся после мгновенного вскипания жидкая фаза разливается на подстилающей поверхности и переходит в состояние кипения. Интенсивность парообразования при этом пропорциональна скорости теплопритока из окружающей среды. Схема теплообмена пролива приведена на рис. 2.

Рисунок 2 - Схема теплообмена пролива сжиженного газа

По истечении определенного времени, в результате уменьшения теплового потока от подстилающей поверхности возможен переход от режима кипения к режиму испарения, сопровождающемуся падением температуры жидкости ниже температуры кипения. При парообразовании из пролива формируется вторичное облако пара.

При разработке модели парообразования из пролива сжиженного газа были сделаны следующие допущения:

• интенсивность парообразования на стадии кипения лимитируется теплопроводностью в подстилающем твердом слое (время пленочного кипения пренебрежимо мало);
• жидкость считается перемешанной по высоте слоя;
• пары испаряющейся жидкости, воздуха и их смесь рассматриваются как идеальные газы;
• пар вблизи поверхности испарения насыщен;
• свободная граница жидкости при испарении неподвижна;
• не учитывается промерзание твердого подстилающего слоя;
• твердый подстилающий слой Ч однородный, непористый.

Интенсивность парообразования из пролива W (кг/(м2с)) рассчитывалась следующим образом:

,

(9)

где qa - тепловой поток из атмосферы, Вт/м2; qgrd - поток тепла от грунта к жидкости, Вт/м2; qs - поток тепла от солнечной радиации, Вт/м2; qp - тепловой поток, излучаемый поверхностью пролива, Вт/м2; qar - тепловой поток к проливу вследствие излучения атмосферы, Вт/м2; Jg,max - диффузионный поток, определяемый с помощью пристеночных функций из условия, что мольная доля пара на межфазной границе Yg,s ≈ 1 (в модели принималось Yg,w = 0,95), кг/(м2с); Jg,sЦ массовый поток пара при испарении, кг/(м2с).

Условие перехода от режима кипения к режиму испарения (9) было реализовано в пакете FLUENT посредством использования пользовательской функции.

Первое условие в формуле (9) соответствует режиму кипения, при котором температура жидкости остается постоянной; второе условие - режиму испарения, при котором изменение температуры жидкости рассчитывается по формуле:

.

(10)

Изменение массы сжиженного газа  в жидкой фазе рассчитывалось из уравнения:

.

(11)

Уравнения (10) и (11) были интегрированы в пакет FLUENT с помощью пользовательских функций (UDF).

Массовый поток газа с поверхности пролива определялся из уравнений:

,	(12)
	(13)
,	(14)
,	(15)
,	(16)

где Kstef - коэффициент, учитывающий влияние на интенсивность испарения стефановского потока; Yg,sЦ концентрация пара на границе раздела фаз, кг/кг; Yg,PЦ концентрация пара в пристеночном узле расчетной сетки, кг/кг; С - константа; kр - турбулентная кинетическая энергия в пристеночном узле, м2/с2; Y+ - безразмерная концентрация; Sc, Sct - молекулярное и турбулентное числа Шмидта соответственно; yС+ - безразмерное расстояние от стенки, определяемое в точке пересечения линейного и логарифмического закона изменения концентрации у стенки; yР - расстояние по нормали от поверхности испарения (стенки) до соседнего узла расчетной сетки, м; μ - коэффициент молекулярной  динамической вязкости, кг/(мс); κ - константа Кармана, равная 0,41;  E - константа в логарифмическом законе стенки для скорости, равная 9,1.

Поправка на стефановский поток (16) была введена в стандартные функции стенки, встроенные в пакет FLUENT, с помощью UDF.

Тепловой поток, подводимый от грунта к жидкой фазе,  qgrd = λgrd(∂Tgrd/∂y)y=0 определялся из численного решения трехмерного нестационарного уравнения теплопроводности для твердого подстилающего слоя:

,

(17)

где CР,grd, ρgrd, λgrd, Tgrd - соответственно теплоемкость, плотность, коэффициент теплопроводности, температура подстилающей поверхности.

Граничные условия для уравнения (17) задавались следующие (см. рис.2): 

• на твердой поверхности, прилегающей к проливу Tgrd(t,x,0,z)=Tliq,
• на нижней и боковых границах подстилающего слоя ∂Tgrd/∂n=0, где n - нормаль к поверхности, ограничивающей расчетную область.

Распределение температур в начальный момент времени в подстилающем слое: Tgrd (0, x, y, z)=Ta, где Ta - температура окружающего воздуха, К.

Тепловой поток из атмосферы qа вычислялся с помощью пристеночных функций. Тепловые потоки qs, qp и qar определялись с помощью простых формул, приведенных в литературе.

       Интенсивность парообразования, определенная по разработанной модели,  использовалась в качестве граничного условия в области источника  в задаче распространения примеси в атмосфере, включающей численное решение полной системы трехмерных нестационарных уравнений Рейнольдса, переноса массы и энергии, замыкаемых Realizable k- моделью турбулентности.

Для учета взаимодействия холодного облака с подстилающей поверхностью решалась сопряженная задача теплообмена.

Пользовательские функции использовались для учета дополнительного нагрева воздуха вследствие конденсации водяного пара в холодном аэрозольном облаке путем включения источниковых членов Qv в уравнении энергии и Sv в уравнении переноса компонента (паров воды):

; ,

(18)

где ΔH - теплота парообразования воды, Дж/кг; - разность между концентрацией паров воды в воздухе и концентрацией насыщения, кг/кг; - плотность паровоздушной среды, кг/м3.

Для дискретизации дифференциальных уравнений применялся метод контрольного объема, реализованный в пакете FLUENT.

Разработанная модель парообразования тестировалась как по результатам  проведенного экспериментального исследования процесса кипения жидкого азота на непроницаемой поверхности, описанного в Главе 2, так и по экспериментальным  значениям, опубликованными в открытой печати (рис. 3). В целом наблюдается хорошее согласование экспериментальных данных с расчетными данными, вычисленными по представленной модели. Для проверки адекватности модели парообразования на стадии испарения с поверхности пролива однокомпонентной жидкости использовались экспериментальные данные по испарению сжиженного бутана, опубликованные в открытой печати. Результаты сравнения представлены в табл.1.

Для сравнения в табл. 1 представлены значения, вычисленные по формуле:

,

(19)

где М - молекулярный вес вещества, кг/моль; U - скорость движения воздуха, м/с;  Pg,s - давление насыщенных паров при начальной температуре, мм.рт.ст.

В целом, наблюдается удовлетворительное согласование модельных результатов с экспериментом, тогда как расчеты по уравнению (19) приводят к существенно заниженным значениям.

Рисунок 3 - Сравнение результатов расчетов по разработанной модели с экспериментальными данными: - полученными автором (сжиженный азот);

представленными в работах:  - со сжиженным азотом*2;  - со сжиженным метаном*3*

Таблица 1

Экспериментальные и расчетные значения интенсивности испарения

№ эксп	Эксперимен-тальное значение интенсивности испарения, г/(м2c)*4**	Интенсивность испарения, рассчитанная по модели, г/(м2c)	Отклонение расчетных значений от эксперимен-тальных, в %	Интенсив-ность испарения, рассчитан-ная по ур.(19), г/(м2c)	Отклонение расчетных значений по ур.(19) от эксперимен-тальных, в %
1	3,7	3,2	-15,6	0,72	-413,9
2	2,7	3,5	+22,9	0,81	-233
3	2,3	2,0	-15	0,63	-265
4	3,9	2,7	-44,4	1,3	-200
5	5,5	4,5	-22,2	1,1	-400
6	5,6	6,4	+12,5	1,1	-409
7	7,2	6,6	-9,1	1,2	-500

Для подтверждения адекватности модели распространения токсичного газа в атмосфере проведен сравнительный анализ расчетов с данными аварии с аммиаком, происшедшей 13 июля 1973 г. в Потчефструме (ЮАР). На рис. 4 представлена схема расположения погибших и пострадавших на месте аварии.

Границы зоны токсического поражения аммиаком оценивались по значению показателя токсодозы Dg(x,y,z):

,

(20)

где tэксп Ч время экспозиции, с;  N Ч количество шагов по времени; Δt Ч шаг по времени, с; Yg Ч концентрация опасного вещества в воздухе, кг/кг.

Функция вычисления токсодозы была реализована на языке программирования С (Си) и интегрирована в пакет FLUENT.

Как видно из рис. 4,  все погибшие находятся в предсказанной зоне смертельного поражения. Общая зона поражения складывается за счет прохождения двух облаков: первичного и вторичного, последнее образуется при испарении пролива. От первичного облака формируется основной круг поражения.  Вторичному облаку соответствует выступ в направлении ветра на контуре зоны поражения. Форма и размеры зон летального поражения при 10 и 30 минутах отличаются незначительно. Отсюда следует, что смертельная интоксикация аммиаком обусловлена, в большей степени, распространением первичного облака в течение первых минут после аварии.

Рисунок 4 - Схема расположения пострадавших, в том числе погибших непосредственно на месте аварии в Потчефструме (ЮАР, 13.07.73).

Обозначения: Внутренний контур - граница зоны смертельного поражения при времени экспозиции tэксп= 10 мин, внешний контур - граница зоны смертельного поражения при tэксп= 30 мин: 1 - разрушенный резервуар; 2 - местоположение людей, найденных мертвыми; 3 - местоположение людей, впоследствии умерших; 4 - местоположение людей во время аварии

В четвертой главе приведены результаты исследования скорости ветра, устойчивости атмосферы, теплового эффекта при конденсации водяного пара, наличия препятствия в области выброса на процесс парообразования и характеристики зон токсического воздействия и размеры взрывоопасных облаков.

Для исследования влияния скорости ветра, теплового эффекта при конденсации водяного пара на процессы парообразования и формирование паровоздушного облака при аварийном выбросе сжиженного газа в атмосферу рассматривался сценарий полного разрушения емкости с выбросом 6ат сжиженного аммиака. Результаты расчетов показали, что масса испарившейся из пролива жидкости тем больше, чем выше скорость ветра (табл. 2).

Таблица 2

Удельная масса испарившегося аммиака из пролива (t=1800с)

Параметр	Значения
	φ=0%			φ=50%			φ=100%
	1 м/с	2 м/с	3 м/с	1 м/с	2 м/с	3 м/с	1 м/с	2 м/с	3 м/с
mисп, кг/м2	6,6	7,7	8,6	6,9	7,8	8,7	7,4	8,0	8,8

Примечание. φ относительная влажность воздуха.

Из табл.2 видно, что влияние теплового эффекта при конденсации водяного пара  в атмосфере на величину mисп незначительно.

На рис. 5 представлены графики зависимости осредненной температуры сжиженного аммиака в проливе. При рассматриваемых скоростях ветра температура жидкости снижается тем сильнее, чем выше скорость ветра. При всех скоростях ветра падение температуры жидкости происходит сразу после возникновения пролива, то есть парообразование из пролива идет в режиме испарения.

Рисунок 5 Изменение осредненной по поверхности пролива температуры жидкости в зависимости от времени и скорости ветра

Возникающий тепловой эффект при конденсации водяного пара значительно влияет на процесс распространения паровоздушного облака. Так, получено, что площади зон поражения, ограниченные пороговой и летальной токсодозами,  больше при сухом воздухе, чем при влажном (см. рис. 6). Это связано с дополнительным нагревом воздуха в результате конденсации паров влаги, который способствует снижению плотности паровоздушной смеси, а это, в свою очередь, ослабляет роль гравитационного растекания холодного аммиачно-воздушного облака в первые минуты после выброса, проявляющуюся в уменьшении размеров опасных зон как в продольном, так и в поперечном направлениях. Зона поражения (рис.6) несколько смещена от источника выброса не только в направлении ветра, но и против ветра. Это обусловлено гравитационным растеканием холодного аммиачно-воздушного облака в первые минуты после выброса, что характерно для тяжелого газа. Чем ниже скорость ветра, тем зона более смещена в направлении против ветра. Первичное облако образуется из газовой фазы, содержавшейся в оборудовании, и газокапельной, образовавшейся при мгновенном вскипании перегретой жидкой фазы. От первичного облака формируется основной круг поражения. Вторичное облако образуется при поступлении опасного вещества из пролива, что соответствует на графиках выступу в направлении ветра. Увеличение скорости ветра сопровождается уменьшением зон поражения.

При залповом выбросе сжиженного пропана изменение массы взрывоопасного вещества со временем практически не зависит от тепловыделения при конденсации паров воды. Слабое влияние конденсации водяного пара на формирование облака при выбросе сжиженного пропана связано с тем, что пропан имеет высокую молекулярную массу (М=44 кг/кмоль), он тяжелее воздуха, поэтому вклад теплового эффекта при конденсации водяного пара существенного влияния на плавучесть облака не оказывает.

Исследовано влияние степени устойчивости атмосферы на характеристики парообразования и размеры зон токсического поражения при залповом выбросе 1 тонны сжиженного хлора. В стандартных методиках оценки последствий аварийных выбросов интенсивность испарения из пролива определяется с допущением о нейтральной стратификации атмосферы. В определенных условиях это может привести к завышению значений интенсивности испарения из пролива и, соответственно, размеров опасных зон. Так, из таблицы 3 видно, что при скорости ветра 2,5 м/с и изотермии удельная масса испарившейся жидкости (при t=1800 с) превышает соответствующее значение при инверсии на 18 %. При скоростях ветра 1 и 5 м/с различие значений mисп при нейтральной и устойчивой стратификациях атмосферы незначительно. Это объясняется тем, что при скорости ветра 1 м/с преобладающее влияние на интенсивность парообразования оказывает тепловой поток от грунта (рис. 7), а при 5 м/с температурный градиент оказывает слабое влияние на гидродинамическую структуру течения. При скорости ветра 1 м/с и нейтральной стратификации атмосферы в начальный период после образования аварийного пролива доминирующим является теплоприток из грунта (стадия кипения). С увеличением скорости ветра усиливается влияние атмосферной и диффузионной составляющей теплового баланса (рис. 7). С увеличением скорости ветра, в связи с ростом диффузионного отвода пара от поверхности пролива, время кипения пролива сокращается. При 5 м/с парообразование из пролива протекает, в основном, в режиме испарения. В условиях устойчивой стратификации атмосферы переход от состояния кипения пролива к режиму испарения происходит по истечении более длительного промежутка времени, чем при нейтральной стратификации вследствие более низкого уровня турбулентности над поверхностью пролива и, соответственно, более низкого значения диффузионного потока пара.

Рисунок 6 (слева) Размеры зон смертельного 1 и порогового 2 поражения аммиаком при разных скоростях ветра и влажности воздуха: а - скорость ветра 1 м/с; б - 2 м/с; в - 3 м/с

Рисунок 7 (справа) Временные зависимости тепловых потоков от грунта (1), атмосферы (2) и потерь тепла при испарении (3) для ровной поверхности при изотермии: а,б,в скорость ветра соответственно: 1; 2,5; 5 м/с

Таблица 3

Характеристика процесса парообразования сжиженного хлора (t=1800с)

Параметр	Значения
	изотермия			инверсия
	1 м/с	2,5 м/с	5 м/с	1 м/с	2,5 м/с	5 м/с
mисп, кг/м2	27,26	32,72	41,49	25,39	27,57	39,58
Tliq, К	239,15	233,1	224,1	239,15	238,33	224,8

Температура сжиженного хлора в проливе при скорости ветра 1 м/c остается постоянной на протяжении всего рассматриваемого промежутка времени, как при изотермии, так и при инверсии. В данном случае процесс парообразования протекает только в режиме кипения.

Расчетные характеристики зон токсического поражения хлором при различных состояниях атмосферы и  скоростях ветра приведены в таблице 4.

Таблица 4

Характеристики зон токсического поражения хлором (время экспозиции 1800с)

Параметр	Значения
	изотермия			инверсия
	1 м/с	2,5 м/с	5 м/с	1 м/с	2,5 м/с	5 м/с
Длина, м	728	619	460	670	1500	560
Ширина, м	200	100	60	430	120	62
SLCt, м2	112576	36422	15122	173856	132829	19342

Примечание. SLCt - площадь зоны токсического поражения, соответствующая летальной токсодозе (6000 мг⋅мин/м3).

В условиях устойчивой стратификации атмосферы зона летального поражения имеет максимальную ширину и площадь при наименьшей из рассматриваемых скоростей ветра - 1 м/с, однако протяженность зоны летального поражения в направлении ветра максимальна при скорости ветра 2,5 м/с. С увеличением скорости ветра снижается влияние температурного градиента на процессы парообразования и эволюции паровоздушного облака.

Исследование влияние наличия препятствия на последствия аварийного залпового выброса 6 тонн сжиженного аммиака. Схематическое изображение расчетной области представлено на рис. 8. Установлено, что при наличии здания удельная масса испарившейся жидкости несколько ниже, чем на ровной поверхности, что объясняется торможением воздушного потока у наветренной стороны препятствия. Наличие препятствия на пути движения облака способствует уменьшению зон токсического поражения. Влияние препятствия усиливается с увеличением скорости ветра. Препятствие вызывает увеличение вертикальной и поперечной протяженности вторичного облака. К тому же газ, вовлеченный в след здания, разбавляется рециркуляционными течениями. Действие данных факторов приводит к падению концентрации за зданием. На рис. 9 представлены графики распределения приземной токсодозы (y=1 м) на оси облака, проходящей через центр источника выброса вдоль направления ветра. При скорости ветра 1 м/с значение токсодозы на оси облака у подветренной стороны здания ниже, чем у наветренной до 10 раз (рис. 9). Из данного результата следует, что использование защитных преград на пути движения токсичного облака может привести к существенному снижению протяженности зоны возможного поражения.

Рисунок 8 Геометрия расчетной области	Рисунок 9 Приземная токсодоза на оси облака, проходящей через центр источника выброса вдоль направления ветра (начало координат совмещено с центром источника), скорость ветра 1 м/с

       В пятой главе приведены результаты практического применения разработанной методики. Выполнено численное моделирование последствий аварии, связанной с залповым выбросом смеси сжиженных углеводородных газов. Интенсивность парообразования рассчитывалась с учетом изменения состава жидкой фазы.  Результаты расчетов показали, что доля горючего газа, способного к воспламенению, может существенно превышать рекомендуемое нормативными методиками (в 3-8 раз). В связи с этим использование нормативных методик может привести к получению заниженных результатов зон поражения ударной волной.

Выполнена оценка зон токсического поражения в случае аварийного выброса сжиженного аммиака при разгерметизации аммиачной установки с учетом реальной промышленной застройки. Препятствия в виде зданий, сооружений в области выброса могут оказывать существенное влияние на конфигурацию и протяженность зон поражения, что необходимо учитывать при разработке мероприятий по обеспечению безопасности персонала. С помощью пробит-функций оценены возможные области смертельного поражения человека. Величина Pr определялась по следующей формуле:

,

(21)

где a, b Ч константы, характеризующие специфику и меру опасности воздействия токсичного вещества;  n Ч показатель степени, характеризующий механизм воздействия и природу токсиканта.

Пробит-функция была интегрирована в пакет FLUENT.

В диссертации показано, что зона, соответствующая 100% вероятности летального поражения, практически одинаковая при скоростях ветра 1, 2,5 и 5м/с и сосредоточена в области пролива. Наличие зданий и скорости ветра оказывают существенное влияние на значения пробит-функции. При скорости 5 м/с формирование зоны поражения определяется только испарением из пролива.

Основные результаты и выводы

1. Разработана и интегрирована в пакет FLUENT модель процесса парообразования сжиженного газа из пролива с учетом перехода от режима кипения пролива к режиму испарения.
2. Разработана методика оценки последствий залпового выброса сжиженного газа в атмосферу, учитывающая мгновенное вскипание сжиженного газа, кипение (испарение) пролива сжиженного газа, испарение аэрозолей в облаке и распространение паровоздушного облака с капельными включениями.
3. С помощью пользовательских функций в пакет FLUENT были  введены:  поправка на стефановский поток в стандартные функции стенки для описания процесса испарения из пролива; дополнительные уравнения, описывающие изменение массы и температуры жидкости в проливе; источниковые члены, учитывающие изменение энтальпии паровоздушной смеси  вследствие конденсации водяного пара в воздухе при низких температурах; функция расчета токсодозы.
4. Проведено экспериментальное исследование парообразования сжиженного газа на примере сжиженного азота. Показано, что результаты расчетов по разработанной модели удовлетворительно согласуются с экспериментальными данными.
5. Проведено сравнение результатов расчета, полученных с помощью разработанной модели, с экспериментальными данными, опубликованными в открытой печати, а также данными, полученными автором.
6. Проведена серия численных экспериментов, в ходе которых установлено:

• влияние тепловыделения при конденсации водяного пара в воздухе на интенсивность парообразования из пролива незначительно;
• при наличии препятствия с наветренной стороны от пролива удельная масса испарившейся жидкости несколько ниже, чем на ровной поверхности; наличие препятствия на пути движения облака приводит к уменьшению зон токсического поражения.
• температурная стратификация атмосферы оказывает значительное влияние на диффузионную и атмосферную составляющие теплового баланса для пролива сжиженного газа.

7. В целях практического использования разработанной методики проведена оценка последствий залповых выбросов сжиженного углеводородного газа на складе ОАО Татнефтегазпереработка и сжиженного аммиака на холодильной станции ОАО Нижнекамскнефтехим. Показано, что доля горючего газа, способного к воспламенению, может существенно превышать рекомендуемое нормативными методиками (в 3-8 раз). С помощью пробит-функций оценены возможные области смертельного поражения человека аммиаком. Показано, что зона, соответствующая 100% вероятности летального поражения, практически одинакова при скоростях ветра 1, 2,5 и 5м/с и сосредоточена в области пролива.

ОСНОВНЫЕ ПУБЛИКАЦИИ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

Статьи в ведущих рецензируемых научных журналах, рекомендуемых ВАК РФ:

1. Галеев А.Д.,  Гасилов В.С., Поникаров С.И., Старовойтова Е.В. Численный анализ аварий на объектах использования сжиженных газов // Безопасность жизнедеятельности. - 2006. - № 12. - С. 30-37.
2. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Исследование интенсивности парообразования сжиженного газа // Безопасность жизнедеятельности. - 2010. - №7. - С.42-44.
3. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Математическая модель процесса парообразования при аварийном проливе сжиженного газа  // Вестник Казан. технол. ун-та. - 2011. - №1. - С.323-325.
4. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Численный анализ процесса парообразования при кипении аварийного пролива сжиженного газа // Пожаровзрывобезопасность. - 2011. - №2. - С.24-28.
5. Галеев А.Д., Старовойтова Е.В., Поникаров  С.И. Динамика формирования взрывоопасного облака при аварийном выбросе смеси сжиженных углеводородных газов в атмосферу // Вестник Казан. технол. ун-та. - 2011. - №3. - С.130-135.
6. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Моделирование и оценка последствий аварийного выброса аммиака // Вестник Казан. технол. ун-та. - 2011. - №13. - С.175-179.
7. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Оценка последствий аварийного выброса сжиженного аммиака с использованием программы FLUENT // Безопасность труда в промышленности. - 2011. - №12. - С.47-51.
8. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Моделирование парообразования с поверхности аварийного пролива сжиженного газа // Вестник Казан. технол. ун-та. - 2012. - Том 15. - №4. - С.110-112.
9. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Численное моделирование последствия аварийного выброса сжиженного хлора при наличии препятствия // Вестник Казан. технол. ун-та. - 2012. - Том 15. - №6. - С.207-209.
10. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д.,  Поникаров С.И.  Экспериментальное исследование интенсивности парообразования сжиженного газа// Вестник Казан. технол. ун-та. - 2012. - Том.15. Ц№9. - С.70-71.

Материалы конференций:

11. Галеев А.Д., Старовойтова Е.В., Гасилов B.C., Поникаров С.И. Исследование влияния устойчивости атмосферы на рассеяние тяжелого газа вблизи одиночного здания // Материалы Всероссийской студенческой научно-технической конференции Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология. КГТУ. - Казань, 2005. - С.233-236.
12. Хабибуллин И.И., Старовойтова Е.В., Поникаров С.И., Гасилов В.С. Определение токсодозы при гипотетической аварии с выбросом опасных химических веществ // Материалы Всероссийской студенческой научно-технической конференции Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология. КГТУ.Ц Казань, 2005.Ц  С.237-240.
13. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Исследование влияния параметров окружающей среды на интенсивность парообразования сжиженного газа при гипотетической аварии // Материалы II Всероссийской студенческой научно-технической конференции Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология КГТУ.Ц Казань, 2008.Ц  С.342-346.
14. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Исследование влияние параметров окружающей среды на интенсивность парообразования сжиженного газа // Инновации и высокие технологии XXI века: мат-лы всерос. научно-практ.конф. НХТИ.нЦ Нижнекамск, 2009. нЦ С. 208-212.
15. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Расчет массы взрывоопасного вещества при аварийном выбросе сжиженного углеводородного газа в атмосферу // Материалы международной научно-практической конференции 5-7 октября 2011 года Устойчивое развитие территорий: управление природными, техногенными, пожарными, биолого-социальными и экологическими рисками: материалы. - Оренбург, 2011. - С.58-63.
16. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Моделирование и оценка последствий аварийного выброса сжиженного аммиака // XXIV Международная научная конференция Математические методы в технике и технологиях Ц24. - Саратов, 2011. - С.105-108.
17. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Оценка последствий аварийного выброса сжиженного углеводородного газа в атмосферу // Сборник материалов Всероссийской молодежной конференции с элементами научной школы Нефть и нефтехимия. КГТУ. - Казань, 2011. - С.97-101.
18. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Моделирование последствий аварийного выброса сжиженного аммиака // XL Неделя науки СПбГПУ: материалы международной научно-практической конференции. Ч. XII. - СПб.: Изд-во Политехн. ун-та, 2011. - С.4-7.
19. Старовойтова Е.В., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Прогнозирование последствий залпового выброса сжиженного газа методом численного моделирования // Материалы III Всероссийской студенческой научно-технической конференции Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология КГТУ.Ц Казань, 2012.Ц  С.281-285.

 

---

* В руководстве диссертационной работой принимал участие к.т.н., доцент Галеев А.Д.

* Едигаров, А. С. Численное моделирование аварий на хранилище сжиженного нефтяного газа высокого давления / Едигаров А. С. // Математическое моделирование. Ц1995. - Т. 7. - №4. - C. 3-18

** Пожаровзрывобезопасность объектов хранения сжиженного природного газа / Болодьян И.А., Молчанов В.П., Дешевых Ю.И. и др.// Пожарная безопасность. - 2000. - №4. - С. 108-121.

*** Brighton, P.W.M. Further verification of a theory for mass and heat transfer from evaporating pools / P.W.M. Brighton // Journal of Hazardous Materials. - 1990. - №23. - Р. 215-234.

Авторефераты по всем темам  >>  Авторефераты по техническим специальностям