Испарение аварийно химически опасных веществ из проливов при авариях на ОПО

УДК 614.8

А. Д. Галеев, Г. С. Дьяконов, С. И. Поникаров, А. А. Салин

ИСПАРЕНИЕ АВАРИЙНО ХИМИЧЕСКИ ОПАСНЫХ ВЕЩЕСТВ ИЗ ПРОЛИВОВ

ПРИ АВАРИЯХ НА ОПО

Ключевые слова: химически опасные вещества, аварийный пролив, моделирование испарения.

Рассмотрены основные подходы к определению количества опасного вещества поступающего из аварийного пролива в атмосферу. Предложено использование прикладных пакетов программ вычислительной гидродинамики для оценки размеров концентрационных полей загрязняющего вещества в окружающей среде. Представлены результаты, полученные с использованием разработанной модели испарения при интеграции ее в программный комплекс Fluent.

Keywords: chemically hazardous substances, emergency strait, evaporation modeling.

The basic approaches to the determination of the amount of hazardous substance supplied from the accidental spills into the atmosphere. The use of application software packages computational fluid dynamics to estimate the size of the pollutant concentration fields in the environment is proposed. The results obtained using the model developed evaporation during its integration into the software package Fluent are represented.

Анализ риска аварий на ОПО является основой для определения планировки объекта и разработки отдельных разделов проекта, в том числе декларации промышленной безопасности, обоснования безопасности. Надежность расчета риска базируется на физичности моделей развития, как самой аварии, так и отдельных стадий.

Важнейшим вопросом, подлежащим расчету, является определение количества вещества, участвующего в аварии и в образовании поражающих факторов. Наиболее опасные последствия аварий возникают из-за образования паровоздушных облаков опасных веществ, это и объемный взрыв, «огненный шар», токсическое поражение.

Процесс испарения при этом издает важную роль, так как является основным при образовании вторичного облака. В настоящее время в соответствии с большинством нормативных методик расчет ведется по уравнению, определяющему интенсивность испарения [1]:

Jg,s = 10"

'(5,83 + 4,1U)Pgs

Vm ,

где 1в,8 - интенсивность испарения жидкости, кг/(м с); М - молекулярный вес вещества, кг/моль; и - скорость движения воздуха, м/с; Р6,8 - давление насыщенных паров при начальной температуре, мм. рт. ст.

История возникновения данного уравнения связана с наблюдениями за процессом испарения воды из открытых чаш с водой [2]

= р

которое в процессе модернизации трансформировалось в известное выражение для интенсивности испарения (1), используемое в частности в методике «Ток-си».

Однако по своей постановке данное уравнение не учитывает ряда особенностей, основными из которых являются:

- нестационарность задачи

- силы плавучести

- вид испаряющейся жидкости (одно или многокомпонентная).

Наиболее рациональным в настоящее время представляется использование прикладных пакетов программ типа «Fluent». Однако даже подобного типа программы требуют доработки, в частности, по определению источников и стоков тепла, поведения жидкости, условий на границе раздела.

Наиболее эффективно движение атмосферного воздуха описывается моделью, включающей численное решение полной системы трехмерных нестационарных уравнений Рейнольд-са, переноса массы и энергии, замыкаемых Realizable k-e моделью турбулентности [3].

Источниками тепла, подводимого к проливу, являются:

- солнечная радиация [4]

д8 = 1110 •

где ю - коэффициент облачности, изменяющийся от 0 до 10 (для безоблачного неба ю=0); ф - высота солнцестояния, угловые градусы. - тепло от грунта [5] гй = ^ёГб(дТегй/ду)у=0 определяется из численного решения трехмерного нестационарного уравнения теплопроводности для твердого подстилающего слоя:

2

)-(sin^- 0,l),

ST,

C

P,grd p grd

grd

St

^s 2T

= A

grd

grd

s 2T

grd

S T

grd

Sx

Sy'

Sz"

Ср^гй, р&гй и А?гс1 - удельная теплоемкость, плотность и коэффициент молекулярной теплопроводности соответственно; Т&гЛ - температура грунта;  тепло от воздуха [6]:

qa =

(l!iq - TP М

pc0-25k0-5

P

+

+

IPr•y+ при y+ < yT

lPrt(u + + pt) при y + > yT

PT = 9.24

f P ^3/4 Pr

V Prt;

-1

• [1 + 0.28exp (- 0.007 Рг/Р^ )]

СР - удельная теплоемкость паровоздушной смеси, Дж/(кг-К); С - коэффициент для учета влияния шероховатости; См - константа; кр - турбулентная кинетическая энергия в пристеночном узле, м2/с2; Рг и Рг( -молекулярное и турбулентное числа Прандтля соответственно; Рт - функция, учитывающая сопротивление теплопереносу ламинарного подслоя; уТ+ - безразмерная толщина теплового подслоя; уР - расстояние по нормали от поверхности испарения (стенки) до соседнего узла расчетной сетки, м.

Сток тепла обусловлен энергией, затрачиваемой на испарение.

где ЛИ - удельная теплота парообразования при атмосферном давлении, Дж/кг.

В настоящее время моделирование волнообразной поверхности раздела не представляется возможным из соображения сложности задачи: высоты и длина волны (зависящих от скорости ветра, толщины слоя жидкости, размеров пролива, физико-химических свойств жидкости), поэтому целесообразно остановиться на равной поверхности границы раздела, на которой следует учитывать условие неэк-вимолярного переноса. В нашем случае использовался подход, учитывающий поток Стефана:

qevap - Jg,s • AHg,

Jg,s - Kstef

(Yg,s -Yg,P)PP025k05

'M

VP

C + 4

Sc • y"

С

при y + < yС

Sct(u + + Pc) при y + > yС

y +- pC°.25k° 5yP

M

u + - — ln(y+)-AB

0 при Ks < 2,25;

AB

f + ^

K + - 2,25 " + C • K+

87,75 s s

Iln

к

• sin\ 0,4258 •! lnKj - 0,811

при 2,25 < K + < 90; — ln(1 + Cs • K + ) при K+ > 90.

p K C0.25k0.5 + p•Ks•cm kP

Ks =

PC = 9,24

M

f Sc ^ *

v Sct;

-1

• [l + 0,28exp (- 0,007 Sc/Sc t)] „ ln(( - Yg,P )I(1 - Yg,s i

stef

Yg,s - Yg,P

где Cs - коэффициент для учета влияния шероховатости; См - константа; E - константа в логарифмическом законе стенки для скорости, равная 9,1; Jg,s - массовый поток компонента с поверхности аварийного пролива, кг/(м2-с); K - коэффициент, учитывающий влияние на интенсивность испарения стефановского потока; Ks - высота шероховатости, м; Рс - функция, учитывающая сопротивление мас-сопереносу ламинарного подслоя; Sc и Sct - молекулярное и турбулентное числа Шмидта соответственно; T - абсолютная температура, К; Y - массовая доля компонента в газовой фазе, кг/кг; yC+ -безразмерная толщина диффузионного подслоя.

Наиболее простая задача с точки зрения поведения жидкости - это испарение однокомпо-нентного опасного вещества. При этом можно принять концентрацию вещества в жидкости постоянной в пространстве и во времени.

Подход достаточно хорошо себя зарекомендовал при сравнении с экспериментом, проведенным как авторами, так и описанным в литературе. Отклонения составляют не более 12%.

При моделировании было получено, что существенное влияние оказывает скорость ветра, особенно при испарении жидкостей с «тяжелыми парами», для которых установлено, что при уменьшении скорости ветра, происходит усиление эффекта отрицательной плавучести, экранирующей поверхности раздела.

Одновременно следует отметить существенное уменьшение температуры жидкости, а также то, что уравнение (1) в несколько раз занижает количество испарившейся жидкости.

Кроме того, следует учитывать нестационарность процесса испарения в начальный момент, при котором интенсивность испарения выше, чем после выхода на постоянную температуру, что видно из рисунков 1, 2 [7].

Значительно более сложная картина наблюдается с перегретыми жидкостями. Здесь следует различать жидкости, имеющие температуру кипения выше температуры окружающей среды и сжиженные газы. Первая стадия при внезапной разгерметизации у них одинакова - мгновенное вскипание с понижением температуры до температуры кипения. Вторая стадия будет различна. Для первых поступает испарение с понижением температуры, а для вторых кипение, а только потом, если теплоприток менее теплоты испарения может наступить испарение.

Рис. 1 — Зависимость а) удельной массы испарившейся жидкости шуар и б) температуры жидкости Тцч от времени 1 при скорости ветра 2,5 м/с

О 1200 2400 3600

Рис. 2 — Зависимость а) удельной массы испарившейся жидкости шуяр и б) температуры жидкости Тц от времени I при скорости ветра 5 м/с

Первая стадия является неотработанной. Версий существует несколько:

1) При мгновенном вскипании образуется аэрозольное облако, при этом если его масса составляет более 35%, то пролив не образуется.

2) При мгновенном вскипании образуется аэрозольное облако с массой, определяемой как отношение теплоты перегрева к теплоте парообразования.

Вторая версия нам кажется предпочтительней.

Оставшаяся после мгновенного вскипания жидкая фаза разливается на подстилающей поверхности и переходит в состояние кипения, интенсивность которого пропорциональна скорости теплопритока от окружающей среды (нагретого подстилающего слоя и атмосферного воздуха). Решение уравнения одномерной нестационарной диффузии теплового потока от подстилающей поверхности дает широко известную зависимость интенсивности парообразования W (кг/(м2-с)) на стадии кипения от времени 1 и физических свойств подстилающей поверхности [8, 9]:

T

W = -

grd Tb

AH

g

1

pgrd • CP,grd

Л

grd

n • т

где Tb - температура кипения, К.

Уравнение для определения теплопритока от грунта основано на допущении о постоянстве температуры жидкой фазы. Температура на всем протяжении времени равна температуре кипения, что несправедливо в случае испарения сжиженного газа.

В результате охлаждения температура поддона (грунта) снижается и верхний слой его начинает выполнять роль теплоизолирующей прослойки, препятствуя подводу тепла из глубинных слоев поддона, кипение жидкости заканчивается. Наступает период парообразования за счет испарения жидкости. Моделирование процесса испарения при этом не отличается от ранее изложенного.

Испарение растворов ставит новые вопросы даже для бинарных систем:

1. При испарении происходит обеднение слоя жидкости от легколетучего компонента.

2. Как распределяется легколетучий компонент?

Для уточнения картины испарения двух-компонентной жидкости были приведены эксперименты на лабораторной установке и на открытом воздухе [10].

Компьютерное моделирование [11] показало, что для тонких слоев можно принимать в слое модель идеального смешения, с концентрацией, определяемой с учетом испарения. Однако, для тонких и разбавленных смесей модель идеального перемешивания не работает и приходиться использовать «диффузионную модель» [12].

Расчет массы испарившейся жидкости, являющейся смесью типа нефти напрямую невозможен в расчетном комплексе FLUENT, поэтому требуется моделировать состав нефти по кривой ИТК. Так, например, по кривой ИТК Туймазин-ской нефти [13] состав можно представить в виде: (масс,%): пропан - 0,53; н-бутан - 1,0; изобутан -0,27; н-пентан - 0,87; изопентан - 0,73; NBP42 -0,7; NBP54 - 1,2; NBP70 - 1,51; NBP90 - 2,9; NBP110 - 3,28; NBP130 - 3,1; NBP150 - 3,4; NBP170 - 4,1; NBP210 - 9,3; NBP280 - 15,13; NBP360 - 13,26; NBP450 - 16,66; NBP594 - 22,06. Для расчета в данной работе принималось, что площадка, на которой расположена емкость, ограничена бордюрами и имеет размеры 30x30 м. Предполагалось, что при полном (сценарий 1) и

частичном (сценарий 2) разрушениях нефть растекается по всей поверхности площадки. Таким образом, толщина слоя нефти при первом и втором сценариях имеет значения 0.177 м и 0.017 м соответственно.

Особый интерес представляют графики изменения количества газа, способного участвовать в горении, полученные в работе [14]. Обращает на себя внимание факт, что наиболее опасное состояние достигается за время менее 3000 с, а также, что максимальное количество горючего газа имеет место при скорости ветра порядка 1 м/с, которое чаще всего считается опасным [1].

Литература

1. РД-03-26—2007. Методические указания по оценке последствий аварийных выбросов опасных веществ / Сер. 27. - Вып. 6 / Кол. авт. - М.: НТЦ «Промышленная безопасность», 2008.

2. Dalton, Gilberts, Ann.D.Phys, 1803, 121 с.

3. A.D. Galeev, A.A. Salin, S.I. Ponikarov, J. Loss Prev. Process Ind., 26, 628-638

4. P. I. Kawamura and D. Mackay, Journal of Hazardous Materials, 15, 3, 343-364

5. A. D. Galeev, E. V Starovoytova, S. I. Ponikarov, Process Saf Environ. Prot., 91, 191-201

6. Fluent Inc. Fluent 6.1 // User's Guide. - Lebanon, 2003.

7. A.D. Galeev, S.I. Ponikarov, Process Saf. Environ. Prot., 92, 702-713

8. Ю.Н. Шебеко, А.П. Шевчук, И.М. Смолин, В.А. Колосков, Химическая промышленность, 7, 404-408

9. Методика определения расчетных величин пожарного риска на производственных объектах

10. И.В. Юлкин, А.А. Салин, А.Д. Галеев, С.И. Поника-ров, Вестник Казанского технологического университета, 16, 19, 333-336

11. А. А. Салин, А.Д. Галеев, С. И. Поникаров, Инженерно-физический журнал, 87, 3, 730-738

12. А. А. Салин, А.Д. Галеев, С. И. Поникаров, Вестник Казанского технологического университета, 16, 2, 208-212

13. Рудин М.Г., Сомов В.Е., Фомин А.С. Карманный справочник нефтепереработчика. ЦНИИТЭнефтехим, Москва, 2004, 336 с.

14. А. Д. Галеев, С. И. Поникаров Инженерно-физический журнал, 84, 6, 1297-1305

© А. Д. Галеев - канд. техн. наук, доц. каф. машин и аппаратов химических производств КНИТУ, galeev_ainur@mail.ru; Г. С. Дьяконов - д-р хим. наук, проф. Ректор КНИТУ; С. И. Поникаров - д-р техн. наук, проф., зав. каф. машин и аппаратов химических производств КНИТУ, mahp_kstu@mail.ru; А. А. Салин - канд. техн. наук, асс. той же кафедры, c888aa@mail.ru.

© A. D. Galeev, Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, Department of Mechanical Engineering for Chemical Industry, KNRTU, galeev_ainur@mail.ru; G. S. Dyakonov, Doctor of Chemical sciences, Professor, Rector of KNRTU; S. I. Ponikarov, Doctor of Engineering, Professor, Department of Mechanical Engineering for Chemical Industry, KNRTU, mahp_kstu@mail.ru; A. A. Salin, Candidate of Technical Sciences, Assistant in the same department, , c888aa@mail.ru.