Методика прогнозирования последствий аварийных проливов бинарных растворов

Салин, Алексей Александрович

Пожарная и промышленная безопасность (по отраслям)

автореферат диссертации по безопасности жизнедеятельности человека, 05.26.03, диссертация на тему:Методика прогнозирования последствий аварийных проливов бинарных растворов

кандидата технических наук: Салин, Алексей Александрович
город: Казань
год: 2013
специальность ВАК РФ: 05.26.03

Диссертация по безопасности жизнедеятельности человека на тему «Методика прогнозирования последствий аварийных проливов бинарных растворов»

Автореферат диссертации по теме "Методика прогнозирования последствий аварийных проливов бинарных растворов"

На правах рукописи

САЛИН АЛЕКСЕЙ АЛЕКСАНДРОВИЧ

МЕТОДИКА ПРОГНОЗИРОВАНИЯ ПОСЛЕДСТВИЙ АВАРИЙНЫХ ПРОЛИВОВ БИНАРНЫХ РАСТВОРОВ

05.26.03 - Пожарная и промышленная безопасность (в химической отрасли промышленности)

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

1 4 НОЯ ¿013

Казань-2013

005538150

Работа выполнена на кафедре «Машины и аппараты химических производств» федерального государственного бюджетного образовательного учреждения высшего профессионального образования «Казанский национальный исследовательский технологический университет»

Научный руководитель -

доктор технических наук, профессор, Поникаров Сергей Иванович

Официальные оппоненты -

Тляшева Резеда Рафисовна, доктор технических наук, ФГБОУ ВПО «Уфимский государственный нефтяной технический университет», профессор кафедры «Технологические машины и оборудование))

Хлуденёв Александр Григорьевич, кандидат технических наук, доцент, ФГБОУ ВПО «Пермский национальный исследовательский политехнический

университет», доцент кафедры «Машины и аппараты производственных процессов»

Ведущая организация -

ФГ'БУ «Всероссийский научно-

исследовательский институт по проблемам гражданской обороны и чрезвычайных ситуаций МЧС России» (федеральный центр науки и высоких технологий), г. Москва

Защита состоится «27» ноября 2013 г. в 14:00 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

2013 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

Степанова

Светлана Владимировна

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ* Актуальность темы исследования. В качестве исходного параметра при оценке последствий аварийной разгерметизации емкостного технологического оборудования используется скорость испарения высвободившейся жидкости, поскольку от данной величины зависит количество поступившего с поверхности пролива опасного вещества и его распределение в окружающей среде. Сложность определения скорости парообразования однокомпонентной жидкости заключается в том, что ввиду испарительного охлаждения снижается температура поверхности пролива и меняются условия термодинамического равновесия на границе раздела фаз, чем и обусловлена нестационарность данного процесса. В случае испарения многокомпонентных жидкостей дополнительное влияние на интенсивность испарения оказывает изменение состава раствора ввиду различной летучести компонентов.

В настоящее время при проведении анализа риска рекомендуются к использованию модели, изложенные в разработанных и апробированных нормативных методиках. Однако, при расчетах по данным методикам не принимается во внимание нестационарный характер испарения опасных веществ, обусловленный возможным изменением состава жидкости. Кроме того, в данных моделях не учитываются локальные особенности расположения пролива в условиях промышленного объекта и влияние турбулентных характеристик парогазовой смеси в пограничных слоях атмосферы на интенсивность парообразования.

Указанные недостатки могут привести к снижению достоверности полученных результатов и к неверной расстановке приоритетов при распределении финансовых, материальных и человеческих ресурсов на обеспечение безопасности. В случае, если прогнозируемое количество испарившегося вещества окажется завышенным, то это приведет к увеличению размера страховых взносов при страховании гражданской ответственности владельца опасного объекта за причинение вреда в результате аварии, а так же к появлению дополнительных материальных затрат, связанных с резервированием денежных средств на локализацию и ликвидацию последствий. Заниженная оценка опасности в свою очередь может привести к катастрофическим последствиям и увеличению числа погибших.

Для точного прогнозирования уровня опасности, оценку последствий аварийных проливов токсичных и взрывопожароопасных жидкостей необходимо проводить с помощью математических моделей, одновременно описывающих испарение опасного вещества из пролива, тепломассоперенос в слое жидкости и адвективно-диффузионный перенос примеси в атмосфере. Однако некоторые работы в данной области посвящены моделированию рассеяния при постоянной интенсивности источника примеси. Довольно часто при математическом описании процесса испарения используются допущения, что пролив имеет бесконечно малую толщину, а испаряющаяся жидкость является однокомпонентной. В тех работах, где рассматриваются растворы, принимается допущение об идеальном перемешивании компонентов.

Вышеизложенное обуславливает актуальность совершенствования математического аппарата для прогнозирования последствий аварийных проливов химически опасных веществ. Цель и задачи работы. Целью диссертационной работы является: Разработка методики прогнозирования последствий аварийных проливов бинарных растворов, позволяющей на основании расчетного распределения концентрации примеси в окружающей среде определять границы зон токсического поражения и массу паров, способных участвовать в процессах горения, при разгерметизации технологического оборудования на предприятиях химической промышленности.

Для достижения указанной цели необходимо решить следующие задачи: 1. Разработать пользовательские функции, позволяющие применять математическую модель парообразования с поверхности аварийных проливов для определения интенсивности испарения растворов с учетом изменения их температуры и концентрации компонентов, а также тепломассопереноса в слое жидкости.

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

2. Интегрировать предложенную модель испарения в программный комплекс вычислительной гидрогазодинамики в качестве нестационарного источника примеси, что позволит получить расчетное распределение концентрации паров, поступивших с поверхности пролива, спрогнозировать размеры опасных зон.

3. Собрать лабораторную установку и провести экспериментальные исследования изменения массы и температуры жидкости при её испарении для проверки корректности определения диффузионного потока с поверхности пролива и оценки применимости допущения об идеальном перемешивании раствора.

4. Проверить адекватность разработанной модели путем сравнения результатов расчета с экспериментальными данными, полученными в процессе проведения самостоятельных натурных и лабораторных исследований, а также с опытными данными, опубликованными другими авторами в открытой печати.

5. Исследовать влияние толщины слоя жидкости, скорости ветра, устойчивости атмосферы, наличия препятствий в непосредственной близости от пролива на интенсивность парообразования и характеристики опасных зон при испарении бинарных растворов, а также оценить влияние допущения об идеальном перемешивании на точность полученных результатов.

Методом решения поставленных задач явилось математическое моделирование с численной реализацией разработанной методики на ЭВМ при помощи программного комплекса вычислительной гидрогазодинамики FLUENT, а также проведение численных и экспериментальных исследований.

Научная новнзна работы:

1. Усовершенствована математическая модель парообразования с поверхности аварийных проливов, что позволит использовать её при определении интенсивности испарения растворов с учетом тепломассопереноса в слое жидкости и нестационарности процесса, обусловленной изменением состава и температуры жидкой фазы, характеристик турбулентного пограничного слоя, а также распределения концентрации паров над поверхностью пролива.

2. Проведены лабораторные и натурные исследования, в результате которых установлена ограниченная применимость допущения об идеальном перемешивании при моделировании испарения некоторых веществ.

3. На основе предложенной модели испарения разработана методика оценки последствий аварийных проливов бинарных растворов, позволяющая прогнозировать размеры зон токсической или пожарной опасности на производственных объектах с учетом изменяющейся во времени скорости поступления примеси в окружающую среду.

Личный вклад автора состоит:

• в дополнении математической модели испарения с поверхности аварийного пролива уравнениями, позволяющими учесть изменение состава жидкой фазы и тепломассоперенос в слое жидкости, с целью её использования при определении интенсивности парообразования с поверхности аварийных проливов растворов;

• в создании лабораторной установки для исследования особенностей испарения при регулируемой скорости воздушного потока над поверхностью жидкости;

• в проведении натурных и лабораторных экспериментов по испарению растворов;

• в проведении численных исследований влияния толщины слоя жидкоста, скорости ветра, устойчивости атмосферы, наличия препятствий в непосредственной близости от пролива на интенсивность парообразования и размеры опасных зон при испарении бинарных растворов;

• в совершенствовании методики прогнозирования последствий аварийных проливов посредством включения в неё предложенной модели испарения бинарных растворов;

• в подтверждении адекватное™ разработанной методики путем сравнения расчетных результатов с экспериментальными данными, опубликованными другими авторами в открытой печати, а так же полученными в процессе собственных исследований;

• в написании статей и тезисов, участии в конференциях.

Достоверность и обоснованность обусловлена использованием апробированных средств вычислительной гидрогазодинамики, основанных на фундаментальных уравнениях сохранения и переноса массы, энергии и импульса, а также удовлетворительным согласованием расчетных результатов с экспериментальными данными автора и взятыми из литературных источников.

Практическая значимость работы состоит в том, что предлагаемая методика позволяет: прогнозировать границы зон токсического поражения; определять массу паров, находящихся во взрывоопасных пределах и способных участвовать в процессах горения или детонации; оценивать вероятность смертельного поражения человека с помощью пробит-функции в рассматриваемом пространстве. Полученные результаты могут применяться для оценки уровня опасности на объектах химической, нефтехимической и нефтеперерабатывающей промышленности в рамках разработки планов ликвидации аварий (ПЛА) и паспортов безопасности опасных производственных объектов. Представленная методика использовалась при оценке последствий возможных аварий на ОАО «Нижнекамскнефтехим», при разработке деклараций промышленной безопасности для ОАО «Химпродукт» и планов локализации и ликвидации аварийных ситуаций (ГО1АС) реагентного хозяйства ООО «Нижнекамская ТЭЦ».

Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы докладывались на XXVI Международной научной конференции «Математические методы в технике и технологиях - ММТТ-26» (на базе Ангарской государственной технологической академии и Иркутского государственного университета); на VI Всероссийской конференции молодых ученых и специалистов «Будущее машиностроения России» (МГТУ им. Н. Э. Баумана, Москва); на Всероссийской студенческой научно-технической конференции «Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология» (Казань) и ежегодных научных сессиях КНИТУ (Казань).

Публикации. По материалам диссертации опубликованы 8 статей в журналах, рекомендуемых перечнем ВАК для размещения материалов диссертаций и тезисы докладов в материалах научных конференций.

Структура н объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, выводов, изложена на 138 страницах машинописного текста, содержит 46 рисунков и 3 таблицы. Библиографический список использованной литературы содержит 136 наименований.

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 изложены основные закономерности процесса испарения и, выделены основные факторы, оказывающие влияние на интенсивность данного процесса. Представлены результаты литературного обзора существующих методик оценки последствий аварийных проливов, основанных на математическом описании процессов парообразования и переноса примеси в атмосфере. Указаны основные недостатки существующих моделей испарения и распространения. На основании обзора делается вывод, что корректную оценку влияния диффузионного потока пара на структуру пограничного слоя и точное распределение концентрации примеси в окружающей среде, представляется возможным получить при интеграции моделей испарения и распространения в единый пакет вычислительной гидродинамики, что позволит учесть сложное взаимное влияние данных процессов друг на друга.

Во второй главе представлено математическое описание разработанной модели испарения и методики прогнозирования последствий аварийных проливов бинарных растворов, а также приведено сравнение результатов численных экспериментов с опытными данными, опубликованными в литературе.

При разработке модели испарения бинарных растворов были приняты следующие основные допущения:

• поверхность жидкой фазы при испарении считается неподвижной;

• пар в непосредственной близости от границы раздела фаз принимается насыщенным;

• воздух, пары компонентов раствора и их смесь с воздухом рассматриваются в качестве идеальных газов;

• для ограниченного ряда веществ возможно применение допущения об идеальном перемешивании компонентов раствора по высоте слоя пролива.

Изменение массы тг,1„г/ испаряющегося компонента в тонком поверхностном слое определяется из уравнения:

дтг +J (1)

где Jg,SUrs - массовый поток испаряющегося компонента с поверхности пролива в атмосферу; ¿¡,Ьи№ - массовый поток компонента из основного объема жидкости к её поверхности, который определялся из численного решения нестационарного уравнения диффузии в слое жидкости:

ах.

- д Л

(д'^г-ьм- , ^^емл , ^^гмч ] О)

81 дх1 ду2 &2 )'

Массовый поток вещества ^«г/ (кг/сек/м2) с зеркала пролива определялся стандартным пристеночным функциям с учётом поправки на Стефановский поток:

(У*<У*с)> (4)

у =■

&,(и*+Рг) (У* > Ус)

^0.25. 0.5,,

(5)

и* =-1п(Я)>*)-Д5, (6)

-у-~• К>

■'«,»'/ е.г

Необходимым условием использования пристеночных функций является достаточное удаление расчетного узла Р от поверхности 5 (рисунок 1), которое необходимо соблюдать для того, чтобы середина контрольного объема оказалась в области турбулентного ядра пограничного слоя. К тому же важно учесть, что величина уР должна превышать высоту шероховатости.

Как видно из уравнения (4), вариант расчета безразмерной концентрации }"* зависит от соотношения величины у*, представляющей собой безразмерное расстояние от стенки до расчетного узла, и параметра ус, характеризующего толщину диффузионного (вязкого) подслоя.

'////'/*//.■ //■'//

Рисунок 1 - Расположение пристеночного узла расчетной сетки

Изменение температуры поверхности жидкой фазы определяется из уравнения теплового баланса:

= + + gs~gP + Я or + Чым: - • (g)

St CFBq-{ml,,^)

где q„ характеризует тепловой поток от атмосферы, Вт/м2; agr,i - тепловой поток от грунта к жидкости, Вт/м2; qs - тепловой поток, поступающий за счет солнечной радиации, Вт/м ; qp • тепловой поток от пролива вследствие длинноволнового излучения, Вт/м ; qar - тепловой поток, поглощаемый проливом вследствие длинноволнового излучения окружающей среды, Вт/м2; AHt - удельная теплота парообразования, Дж/кг; Cp.uq - удельная теплоёмкость жидкой фазы, Дж/(кг-К); msoh„r/ - масса раствора в тонком поверхностном слое, отнесенная к площади поверхности пролива (кг/м2); (¡ь,,:к - тепловой поток от объема жидкости к поверхности пролива, определяемый из уравнения:

- f STMt _ , (д2Тшк i д2Тык д Гык )

р&т д1 &2 • + &2 J- W

Тепловой поток ОТ фунта, q,grd=^grd(5Tgrd/3y)yO определяется из численного решения трёхмерного нестационарного уравнения теплопроводности для твёрдого подстилающего слоя:

С « Ёк-Л (10)

Тепловой поток от атмосферы рассчитывается с использованием пристеночных функций - по аналогии с массовым потоком испаряющегося компонента.

Гипотеза об идеальном перемешивании позволяет использовать при расчете средние по высоте пролива значения температуры жидкой фазы и концентрации компонентов в растворе. Таким образом, изменение массы испаряющегося компонента mg, и, следовательно, его осредненной концентрации Xg в идеально перемешанном бинарном водном растворе определяется с помощью следующих зависимостей: dm

—J- = -J , (П)

Xt=-, (12)

где maq - масса воды (для водного раствора); Jg.s„rf - массовый поток испаряющегося компонента, определяемый по уравнениям (3-7) при условии, что XgsUrrXg и Тцч,тггТщ, -средняя температура жидкой фазы, изменение которой вычисляется из уравнения теплового баланса:

8Т,„ _д„ + qgrd +д,- д„ + да - Jg,„f ■

где т so! - масса раствора, отнесенная к площади поверхности пролива (кг/м2). В результате, уравнения (2 и 9) можно исключить из расчета, а вместо уравнения (8) использовать (13), что значительно упрощает математическое описание процесса и экономит машинное время.

Однако, применимость данного допущения обоснована только для случая высокой удельной теплоты парообразования и значительного количества испарившегося вещества, как, например, происходит при испарении аммиачной воды. Как показали лабораторные исследования (глава 3), применение гипотезы об идеальном перемешивании в случае с соляной кислотой приводит к значительному завышению расчетной интенсивности испарения.

Разработанная модель была интегрирована в программный комплекс вычислительной гидрогазодинамики Fluent в виде пользовательских функций (UDF - user-defmed functions), позволяющих использовать полученную зависимость интенсивности испарения от времени в качестве граничного условия в области источника примеси. Для математического описания рассеяния поступающих из пролива паров используются осредненные по Рейкольдсу

уравнения Навье-Стокса, замыкаемые ЯеаНгаЫе к-г моделью турбулентности и уравнением состояния идеального газа: др . д(ри,)_

3/ дх,

(14)

д(ри,) ^ д{рги,и:) _ др і д д! дхі дх, дх1

— ( ди, ди ) 2 Г , э(рй), а ^ лЛа^

Ррг,)дх,'

^йх, дх, 3 дхк )

дх.

■(р«У,)+Я,. (15)

ді

дх,

дх.

д(рУг) | д(/м,¥г) д

3/ дх, дх,

З/ дх, дх,

3/ дх, дх.

' 5с,) дх,

дУ„

+ 5„

Р +

М,

дк_ дх,

( М.Лдє ^ <ус) дх,

-рв.

+ рСх8в- рС1

(16)

(17)

(18)

(19)

(20)

к + л/у-е

где - интенсивность источника компонента, отнесенная к единице объема; р, -коэффициент динамической турбулентной вязкости; ¿¡/ - символ Кронекера (1 при ;=/ и 0 при g, - компонент вектора гравитации в г'-ом направлении; к - турбулентная кинетическая энергия; е - скорость диссипации кинетической энергии турбулентности; аь с"£ -турбулентные числа Прандтля для к и е, соответственно; С^ С;, С2, С/е, А0и .4, - константы и коэффициенты модели турбулентности; Сзс - коэффициент, характеризующий влияние плавучести на скорость диссипации; О/, - генерация турбулентной кинетической энергии к, вызванная градиентами осредненной скорости; Сь - генерация (подавление) турбулентной кинетической энергии вследствие эффекта плавучести.

Методика прогнозирования последствий аварийных проливов состоит из следующих основных операций:

1) Построение трехмерной расчетной области (включая рельеф местности и близлежащие сооружения) со сгущением узлов неравномерной структурированной сетки около нижней границы (при у=0) в области предполагаемого пролива.

2) Задание граничных условий: на обеих боковых и верхней границах расчетной области (рисунок 2) принимается условие симметрии, то есть равенство нулю нормальной к границе компоненты скорости и нормальных производных остальных переменных величин. На нижней границе (плоскость г-х у=0) задаются условие прилипания и параметры шероховатости стенки.

Рисунок 2 - Геометрия простейшей расчетной области

3) Определение профилей скорости и турбулентных характеристик воздушного потока на входе в расчетную область при стационарной постановке задачи. Данная процедура состоит из двух этапов: а) в качестве граничных условий на входе задаются температура воздушного потока и приблизительные значения интенсивности и масштаба турбулентности (0,1 % и 0,1 м соответственно), а скорость ветра принимается постоянной по всему сечению; б) распределения скоростей и параметров турбулентности, полученные на выходном сечении расчетной области, задаются на ее входной границе, и расчет повторяется до получения совпадающих профилей скорости на выходной и входной границах.

4) Задание начальных условий. Пристеночным ячейкам в области источника примеси присваиваются значения концентрации, температуры и количества раствора в начальный момент процесса испарения.

5) Совместное решение двух нестационарных задач: расчет интенсивности поступления примеси из области источника по уравнениям (1-13) и распределения концентрации испаряющегося вещества в расчетной области с помощью уравнений переноса массы, энергии импульса и k-е модели турбулентности.

6) Обработка полученных результатов. На данном этапе проводится оценка количества испарившегося вещества, поступившего с поверхности пролива, и определение размеров опасных зон на основании расчетного распределения концентраций примеси в расчетной области и следующих зависимостей':

{жсп

Dg(x,y,z)= \Yg(x,y,z,t)pAt=^Yg(x,y,z,t)pAt, (21)

где Dg(x,y,z) поле токсодозы за время экспозиции 1ЖП [мин], a Yg - массовая концентрация примеси в точке с координатами (х, у, z) в момент времени Г;

твз = ffl Y (х,у,z,: )dxdydz, (22)

<т <V <cr S

ознкгт аклв

где т„ - масса паров, находящихся во взрывоопасных пределах и способных участвовать в процессах горения или детонации в момент времени to, которая определяется путем интегрирования концентрации по пространству, ограниченному изоконцентрационными поверхностями овкт и oos-нкпв-

7) Прогнозирование последствий, которое заключается в определении количества возможных пострадавших и погибших в результате образования аварийных проливов на основе пробит функции :

Pr' = aft + bPl - Inf J[Yg(x,y,z,t)]"» At), (23)

U' J

где коэффициенты a/y, bpr и npr зависят от свойств вещества.

Для проверки адекватности модели испарения были использованы экспериментальные данные по испарению водного раствора аммиака, представленные в литературе". Из рисунков 3 и 4 видно, что результаты численного моделирования хорошо согласуются с экспериментальными данными, хотя модель несколько завышает количество испарившегося вещества. Последнее объясняется применением в модели допущения об идеальном перемешивании раствора (для аммиачной воды).

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

Mikesel! J. L. Evaporation of contained spills of multicomponent nonideal solutions / J. L. Mikesell, A. C. Buckland, V Diaz., J. J. Kives // Proceedings of Internationa! Conférence and Workshop on Mcdcling and Mitigating the Conséquences of Accidentai Reieases of Hazardous Materials. - 1991.

врсмя(ч) врекяОО

Рисунок 3 - Сравнение расчетных (сплошная линия) и экспериментальных результатов (точки) для эксперимента MI-01: а) общее количество испарившегося аммиака; б) температура основного объема жидкости

(о)

700

son ■

5 5ÜU

Р 400

300

о.

= 200

S 100

я я

/я

305

300

я 295

к ? 290

Ї 285

о 280

д.

= 275

270

265

і .

V. /

2 г

время(ч)

Рисунок 4 - Сравнение расчетных (сплошная линия) и экспериментальных результатов (точки) для эксперимента MI-02: а) общее количество испарившегося аммиака; б) температура жидкости

FLUENT, Sc,= 0.7 . FLUENT, So,« 0 5 Эксперимент PC' 17

Tl'l НІмі'ІІ

0.0001 ■

] 10 100 1000 І 10 100 1000 Расстояние от пролива по направлению вира (м) Расстояние от пролива по направлению веіра (м)

а) б)

Рисунок 5 - Сравнение экспериментальных данных с результатами СРР моделирования

Для оценки применимости выбранной модели рассеяния использовались экспериментальные данные Prairie Grass . С целью верификации моделирование данных экспериментов проводилось при двух различных значениях турбулентного числа Шмидта: Scr0.5 и Sa=0.7.

Экспериментальные значения концентрации примеси (на высоте 1.5 м над землей) в сравнении с результатами численного моделирования приведены на рисунке (5). из которого видно, что выбранная Realizable k-e модель турбулентности позволяет с необходимой точностью предсказать распределение концентрации примеси.

Поскольку результаты численного моделирования, полученные при значении турбулентного числа Шмидта равном 0.7, хуже согласуются с экспериментальными данными, чем при Se,=0.5, то последнее значение принималось для проведения остальных расчетов.

В третьей главе представлены результаты натурных и лабораторных экспериментальных исследований в сравнении с соответствующими расчетными значениями. Исследования проводились для проверки адекватности разработанной модели и оценки применимости гипотезы об идеальном перемешивании растворов при испарении.

На рисунке 6 представлены опытные данные, полученные в процессе проведения экспериментов по испарению аммиачной воды на открытой площадке в сравнении с расчетными результатами, полученными на основе различных подходов к определению диффузионного потока с поверхности пролива (разработанная методика, модель Kawamura-Mackay и методика «Токси-3»), Расчеты проводились с учетом изменения парциального давления, которое обусловлено охлаждением раствора и снижением концентрации легколетучих компонентов в процессе испарения.

а) общая масса водного раствора аммиака б) температура жидкости

Рисунок 6 - Сравнение расчетных и опытных данных натурного эксперимента

Из рисунка (6 а) видно, что при использовании модели Кач атига-Маскау расчетные значения массы испарившегося раствора завышены по сравнению с опытными данными, а прогнозируемая по методике «Токси-3» скорость испарения ниже экспериментальной. Поскольку расчетные значения количества испарившегося вещества, полученные с помощью разработанной методики, находятся в удовлетворительном согласовании с экспериментальными данными, то при прогнозировании последствий аварийных проливов (в частности водного раствора аммиака) рекомендуется использовать математическую модель испарения, представленную в данной диссертации. Различие экспериментальных и расчетных значений температуры (рисунок 6 б) может объясняться переменной облачностью

Barad M L. Project Prairie Grass. A field program in diffusion / M.L. Barad // Geophys. Res. Paper. - 1958. - №59. - Vol. 1-2.

Kawamura P. I. The evaporation of volatile liquids / P. 1. Kawamura and D. Mackay // Journal of Hazardous Materials. - 1987. - Vol. 15. - P.343-364.

в процессе эксперимента, поскольку при численном моделировании тепловой поток от солнца принимался постоянным.

Схематичное изображение лабораторной установки, собранной для исследования характеристик испарения представлено на рисунке 7.

3 2 1 р

быход пара- ) і 1

газайой смеси \1 1-41

к кампьюжру

Рисунок 7 - Лабораторная установка (вид сверху): 1 - радиальный вентилятор высокого давления, 2 - распределительное устройство; 3 - заслонка; 4 - регулирующая задвижка; 5 -выпрямитель потока; б - выпарная чаша; 7 - весы; 8 - провода термопар; 9 - перегородка для защиты весов от воздействия выходящего потока воздуха

--Э«сперимент 1 міс —<—Расчет 1 м*с

- Эислеримект2,5 м'с —<—РасчетІ.5 іл'с

Рисунок 8 - Изменение массы спирта в зависимости от времени при испарении в лабораторной установке: а) 1 м/с, б) 2.5 м/с, в) 5 м/с

400 600 800 ІОСО 1100 14СО 1600 1Э» 2ССО ,

В)

В качестве исследуемых жидкостей при проведении лабораторных экспериментов использовались следующие вещества:

• этиловый спирт для оценки достоверности математического описания диффузионного потока вещества из жидкой в газовую фазу;

• раствор соляной кислоты с целью проверки гипотезы об идеальном перемешивании в случае испарения растворов.

Результаты численного моделирования процесса испарения спирта в сравнении с экспериментальными значениями, полученными в лабораторной установке, представлены на рисунке 8 для различных значений скорости ветра. Из приведенных графиков видно, что расчетные значения количества испарившегося спирта хорошо согласуются с опытными данными, отражая общую динамику снижения массы

При моделировании испарения растворов, помимо снижения температуры, необходимо учитывать изменение состава жидкой фазы. В данном случае для определения температуры и концентрации компонентов предлагается использовать два подхода - либо применение допущения об идеальном перемешивании раствора, либо дополнение модели уравнениями для учета диффузии легколетучего компонента из объема жидкости к её поверхности.

После проведения лабораторных исследований было установлено, что при испаренни раствора НС! допущение об идеальном перемешивании не применимо, ввиду завышения количества испарившегося вещества в 3-4 раза по сравнению с экспериментом. Ввиду данных обстоятельств возникает необходимость учитывать диффузию из основного объема жидкости к тонкому поверхностному слою, где концентрация легколетучего вещества снижается быстрее.

Эксл»р*и«*т 2,5 м/с — — Расчат J.S и/с (Dfr.Sq) —ii— Расч»г 2 5 *Jc (lO'OmJ^i'

fr 2050

Ii«!. ,

i) А , ,

о гсо «oo eoo

) 1000 1300 1400 1600 1800 2000 I Scet«. ся |

" Э*сп»риы#«т — •• Расч*т 5 »t'c (Dfn>0 ■ ¿i ■ Ркч«г 5 kfe (lO'Om.Hq)

Рисунок 9 - Динамика снижения массы раствора HCl при моделировании нспарения с учетом диффузии в жидкости: а) 1 м/с, б) 2.5 м/с, в) 5 м/с

в)

Однако моделирование испарения соляной кислоты с учетом только молекулярного переноса (рщ1щ) в жидкой фазе даёт несколько заниженную интенсивность испарения по сравнению с экспериментом (рисунок 9). Данное расхождение может объясняться вкладом волнообразования в перемешивание жидкой фазы. Исходя из нескольких проведенных расчетов, при моделировании массообмена в водном растворе хлористого водорода был выбран эффективный коэффициент диффузии йт е<г10'От.1,4 для учета волнообразования", благодаря которому численные результаты лучше согласуются с опытными данными. Было установлено, что температура соляной кислоты незначительно изменяется в процессе испарения.

В четвертой главе приведены результаты исследования влияния скорости ветра, устойчивости атмосферы, толщины слоя жидкости, применения допущения об идеальном перемешивании, а так же наличия препятствия в области выброса на интенсивность процесса парообразования соляной кислоты и аммиачной воды.

(6)

s sí

1 ■ ■■ ■ / Al/с ■ ---2u'c ---- 3 «с .....ím'C

1 1

600 900 1200 1500 1600 время (сек. J

6С0 900 1200 15С0 1800 время (сек.)

Рисунок 10 - Масса испарившегося аммиака, отнесенная к единице площади в зависимости от времени: а) на плоской поверхности; б) при наличии препятствия

При проведении численных экспериментов по испарению водного раствора аммиака на открытой местности и при наличии препятствия на пути рассеяния примеси принимались различные значения скорости ветра: 1, 2, 3, и 5 м/с (на высоте 10 м). Из рисунка 10 видно, что на протяжении первых 200 секунд после образования пролива значения испарившейся массы тис„ практически совпадают при значениях скорости ветра от 1 до 3 м/с. Это объясняется взаимным влиянием двух конкурирующих явлений на процесс испарения аммиака, а именно: механической турбулизацией потока за счет шероховатости и генерацией турбулентности вследствие эффекта плавучести.

Нелинейность временной зависимости тис„ на рисунке 10 объясняется падением интенсивности испарения аммиака со временем. Снижение концентрации аммиака у поверхности пролива приводит к ослаблению влияния естественной конвекции. В связи с данным явлением наблюдаются различия в значениях испарившейся массы после 200 секунд от начала эксперимента, причем, чем выше скорость ветра, тем больше аммиака поступает в атмосферу.

Дополнительно проводилась оценка влияния препятствия в непосредственной близости от пролива на размеры зон токсического поражения (рисунок 11). Здание приводит к увеличению размеров облака в вертикальном и боковых направлениях. В результате образования развитых турбулентных рециркуляционных течений непосредственно за препятствием происходит дополнительное перемешивание поступающей примеси с воздухом, что приводит к снижению концентрации токсичного вещества и значений токсодозы. Поэтому, как видно из рисунка 11, при наличии препятствия зона летального воздействия аммиака ограничивается наветренной стороной здания (10 м) во всех

* Hanna S.R. Modeling VOC emissions and air concentrations from the Exxon Valdez oil spill / S R Hanna, P.J. Drivas // J Air and Waste Management Assoc. - 1993. - Vol. 43. - P. 298-309.

рассмотренных ситуациях, а на расстоянии 30 м от пролива (непосредственно за препятствием) токсодоза на порядок ниже при всех рассматриваемых значениях скорости ветра. С увеличением расстояния от пролива значения токсодозы при испарении на плоской поверхности и в присутствии здания сближаются, а на значительном удалении от источника практически совпадают. Чем выше скорость ветра, тем на большем расстоянии от источника примеси наблюдается данное совпадение.

¡ве i !! ровны " поверхность . — — — препятствие .

Jé \ t| iüt SE

Щ 5$ s ¡a| IB

иР Tjn -1

10 100 1000 10000 расстояние от пролива по ветру (м)

(г)

10 100 1000 10000 расстояние от пролива по ветру (и)

10 100 1000 < 0000 расстояние от пролива по ветру (м)

Рисунок 11 - Значение токсодозы по линии, располагающейся на высоте 1.2 м над центром пролива в зависимости от расстояния по направлению дзижения ветра: а) 1 м/с; б) 2 м/с; в) 3 м/с; г) 5 м/с

Поскольку в ходе проведения лабораторных исследований выяснилось, что при моделировании испарения раствора соляной кислоты (НС1) гипотеза об идеальном перемешивании раствора неприменима, то для оценки влияния данного допущения на точность полученных результатов численные эксперименты проводились как с его использованием, так и с учетом тепломассопереноса в объеме жидкой фазы.

а) с учетом диффузии в слое жидкости б) с применением допущения об идеальном

перемешивании

Рисунок 12 - Интенсивность испарения НС1 в зависимости от скорости ветра (изотермия): — ---— 1 м/с - 2.5 м/с------5 м/с

» т ВрС»М,СЄ1С ""

а) с учетом диффузии в слое жидкости

Время, сек

б) с применением допущения об идеальном перемешивании

Рисунок 13 - Интенсивность испарения НС1 в зависимости от скорости ветра (инверсия): ------1м/с -2.5 м/с------5 м/с

Результаты численного моделирования испарения соляной кислоты приведены на рисунке 12, из которого видно, что применение допущения об идеальном перемешивании при испарении водного раствора соляной кислоты значительно завышает интенсивность испарения. Поскольку расхождение результатов, полученных путем применения различных подходов, возрастает с увеличением скорости ветра, то можно сделать вывод, что процесс парообразования HCl лимитируется не столько отводом его от поверхности, сколько диффузией данного вещества в жидкой фазе. Данное предположение подтверждается тем, что в начальный период испарения наблюдается значительное снижение интенсивности испарения до практически постоянного значеній, которое мало зависит от скорости ветра. На поздних стадиях испарения отвод компонента от поверхностного слоя компенсируется его подводом из глубинных слоев жидкости.

Аналогичная зависимость наблюдается и при инверсии атмосферы (рисунок 13), однако в данных условиях наблюдается общая тенденция снижения интенсивности для всех рассмотренных значений скорости ветра по сравнеїшю с условиями изотермии. Это объясняется тем, что в условиях устойчивой стратификации атмосферы происходит подавление турбулентности, интенсивность которой влияет на скорость отвода паров от поверхности пролива.

На рисунке 14 приведены границы зон токсического поражения хлороводородом (пороговая токсодоза 2000 мг-мин/м3, летальная - 20000 мг мин/м3) за время экспозиции равное 30 минутам при различных скоростях ветра в условиях нейтральной стратификации атмосферы. Серым цветом на рисунке обозначены границы опасных зон, определенные с допущением об идеальном перемешивании, черными линиями - с учетом диффузии в жидкой фазе. Значения токсодозы приведены в горизонтальной плоскости, расположенной на высоте 0.1 м над поверхностью пролива, центр которого совпадает с началом координат. Ввиду симметрии картины рассеяния, представлена только одна половина рассматриваемой области. Размеры зон поражения, полученные с использованием допущения об идеальном перемешивании, получаются завышенными вследствие более высокой расчетной интенсивности испарения. Различие в размерах зон поражения растет с увеличением скорости ветра.

Размеры опасных зон, рассчитанных с учетом диффузии испаряющегося компонента в жидкой фазе, уменьшаются с увеличением скорости воздушного потока (рисунок 14). Это объясняется тем, что в данном случае значение скорости ветра оказывает малое влияние на интенсивность испарения HCl (рисунок 12 а), а интенсификации турбулентного рассеяния газа при близких значениях скорости поступления вещества из пролива приводит к снижению концентрации примеси в окружающем воздухе.

О 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600

а) при скорости ветра 1 м/с

б) при скорости ветра 2.5 м/с

в) при скорости ветра 5 м/с

Рисунок 14 - Границы зон токсического поражения в зависимости от скорости ветра при изотермии: сплошная линия - летальная токсодоза; пунктир - пороговая токсодоза (черный цвет - расчет с учетом диффузии; серый - допущение об идеальном перемешивании)

На рисунке 15 представлены границы токсического поражения хлороводородом при его распространении в случае устойчивой стратификации атмосферы. Поскольку в данных условиях происходит подавление турбулентности, обусловленное затратами кинетической энергии на преодоление сил плавучести, то разбавление парогазовой смеси до безопасных концентраций будет наблюдаться на большем удалении, чем при изотермии. В связи с этим протяженность зоны, ограниченной летальной гоксодозой, в направлении ветра при инверсии выше, чем при нейтральной стратификации.

В условиях устойчивой стратификации положительный градиент температуры приводит к возрастанию эффекта гравитационного растекания газа и увеличению ширины опасной зоны, поэтому при скорости ветра 1 м/с ширина зоны летального воздействия при инверсии почти в два раза больше, чем при изотермии. При скорости ветра 5 м/с температурная стратификация оказывает слабое влияние на размеры зон поражения. Это связано с тем, что при высоких скоростях ветра происходит интенсивное перемешивание

¡7

паровоздушной смеси, которое приводит к выравниванию профиля температуры. К тому же, при скорости ветра 5 м/с, преобладающее влияние на турбулентную структуру течения над проливом оказывает сдвиг скорости, а не силы плавучести. Наибольшее влияние состояния атмосферы на протяженность опасной зоны наблюдается при скорости ветра 2.5 м/с, что

а) при скорости ветра 1 м/с

б) при скорости ветра 2.5 м/с

в) при скорости ветра 5 м/с

Рисунок 15 - Границы зон токсического поражения в зависимости от скорости ветра при инверсии: сплошная линия - летальная токсодоза; пунктир - пороговая токсодоза (черный цвет - расчет с учетом диффузии; серый - допущение об идеальном перемешивании)

Таким образом, было установлено, что в условиях нейтральной стратификации атмосферы зоны летального и порогового поражения хлороводородом имеют максимальную ширину и площадь при наименьшей из рассматриваемых скоростей ветра. В случае инверсии ширина летальной зоны, при той же скорости, увеличивается в два раза, а максимальная протяженность зоны, ограниченной пороговым значением токсодозы, наблюдается при скорости 2.5 м/с, а не при 1 м/с как наблюдалось в случае изотермии.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

1. Разработаны пользовательские функции, позволяющие применять матемагическую модель парообразования с поверхности аварийных проливов для определения интенсивности испарения растворов с учетом тепломассопереноса в жидкой фазе, охлаждения и изменения состава раствора, а также принимая во внимание влияние турбулентных характеристик атмосферного пограничного слоя и концентрацию примеси над проливом.

2. На основе представленной математической модели испарения, интегрированной в программный комплекс вычислительной гидрогазодинамики FLUENT, разработана методика оценки последствий аварийных проливов бинарных растворов.

3. Для проверки адекватности модели проведено сравнение результатов численных экспериментов с опытными данными, опубликованными в открытой печати, а также полученными в результате самостоятельных натурных и лабораторных исследований.

4. В процессе проведения экспериментов было установлено, что представленная модель корректно описывает диффузионный поток с поверхности пролива при правильном выборе варианта расчета - либо с применением допущения об идеальном перемешивании, либо с учетом тепломассообмена в жидкой фазе, учитывая следующие особенности подходов:

• применение гипотезы об идеальном перемешивании при математическом моделировании испарения растворов ограничено для некоторых растворов: при моделировании испарения аммиачной воды использование данной гипотезы позволяет с приемлемой точностью определять количество испарившегося вещества, но з случае водного раствора хлороводорода расчетные значения оказываются завышенными в несколько раз, что объясняется различием в интенсивности и удельной теплоте парообразования данных веществ;

• при учете тепломассообмена в жидкой фазе необходимо использовать коэффициент эффективной диффузии, учитывающий вклад волнообразования в интенсификацию процесса испарения, поскольку расчетные значения интенсивности испарения при учете только молекулярной диффузии в слое жидкости получаются заниженными, по сравнению с опытными.

Был проведен численный анализ влияния состояния атмосферы и наличия препятствия в непосредственной близости от пролива на интенсивность испарения и характер распространения паров в зависимости от молекулярной массы вещества. В результате исследования характеристик испарения водных растворов аммиака (легче воздуха) и хлороводорода (тяжелее воздуха) были сделаны следующие основные выводы:

• интенсификация отвода легкого газа от зеркала пролива в результате действия сил плавучести обуславливает близкие значения интенсивности испарения при различных значениях скорости ветра;

• наличие здания по направлению распространения легкого газа приводит к значительному снижению его концентрации непосредственно за препятствием;

• в случае испарения вещества с молекулярной массой меньше, чем у воздуха выбор низкой скорости ветра при оценке размеров зон токсического поражения не обеспечивает необходимой консервативности оценки;

• при распространении тяжелого газа в условиях нейтральной стратификации атмосферы зоны летального и порогового поражения имеют максимальные размеры при наименьшей из рассматриваемых скоростей ветра;

• в условиях устойчивой стратификации положительный градиент температуры приводит к возрастанию эффекта гравитационного растекания тяжелого газа и увеличению ширины опасных зон.

ОСНОВНЫЕ ПУБЛИКАЦИИ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

Статьи в ведущих рецензируемых научных журналах, рекомендуемых ВАК РФ:

1. Салии А. А. Математическая модель процесса испарения с поверхности аварийного пролива бинариого раствора / А. А. Салин, А. Д. Галеев, С. И. Поникаров // Вестник Казанского технологического университета. — 2010. — № 8. - С. 445-448.

2. Галеев А. Д. Прогнозирование зон токсического поражения при испарении с поверхности аварийного пролива соляной кислоты / А. Д. Галеев, А. А. Салин, С. И. Поникаров // Безопасность жизнедеятельности. - 2011. - № 4. - С. 33-39.

3. Галеев А. Д. Моделирование последствий аварийного пролива бинарного раствора с использованием программы Fluent / А. Д. Галеев, А. А. Салин, С. И. Поникаров // Математическое моделирование. — 2011. — № 7. — С. 129-144.

4. Салин А. А. Численное моделирование испарения аммиачной воды при отсутствии вынужденной конвекции / А. А. Салин, А. Д. Галеев, С. И. Поникаров // Вестник Казанского технологического университета. - 2011. - № 15. - С. 281-286.

5. Салин А. А. Оценка последствий аварийного пролива водного раствора аммиака с использованием методов численного моделирования / А. А. Салин, А. Д. Галеев, С. И. Поникаров // Безопасность труда в промышленности. - 2012. - К» 5. - С. 65-68.

6. Салин А. А. Сравнение результатов численного моделирования испарения водного раствора аммиака с экспериментальными данными / А. А. Салин, А. Д. Галеев, С. И. Поникаров // Вестник Казанского технологического университета. - 2012. - Т. 15, № 12. - С. 225-228.

7. Салин А. А. Оценка применимости допущения об идеальном конвективном перемешивании раствора при моделировании испарения / А. А. Салин, А. Д. Галеев, С. И. Поникаров // Вестник Казанского технологического университета. - 2013. - Т. 16, Ks 2. - С. 208-212.

8. Galeev A. D. Consequence analysis of aqueous ammonia spill using computational fluid dynamics / A. D. Galeev, A. A. Salin, S. I. Ponikarov // Journal of Loss Prevention in the Process Industries.-2013. - Vol. 26. - P. 628-638.

Доклады в материалах научных конференций:

1. Салин А. А. Использование численного моделирования для расчета интенсивности испарения растворов / А. А. Салин, А. Д. Галеев, С. И. Поникаров // Математические методы в технике и технологиях - ММТТ-26: сборник трудов XXVI Междунар. науч. конф-Ангарск: Ангарск, гос. технолог, акад.; Иркутск: Иркут. гос. ун-т, 2013. - С. 212-215.

2. Сатан А. А. Прогнозирование последствий аварийных проливов растворов на основе численного моделирования / А. А. Салин // Будущее машиностроения России: сборник трудов 6-ой Всерос. конф. молодых ученых и специалистов. -М. : МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2013.-С. 221-222.

3. Салин А. А. Моделирование аэрозолеобразования в задачах оценки последствий аварийных проливов бинарных растворов / А. А. Салин, А. Д. Галеев, С. И. Поникаров // Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология: материалы 3-ей Всерос. студенческой науч.-технич. конф. - Казань, 2012. - С. 319-324.

Заказ М0> ___________Тираж foChm

Офсетная, лаборатория КНИТУ, 420015, Казань, К.Маркса, 63

Текст работы Салин, Алексей Александрович, диссертация по теме Пожарная и промышленная безопасность (по отраслям)

Казанский национальный исследовательский технологический университет

На правах рукописи

04201452011

САЛИН АЛЕКСЕЙ АЛЕКСАНДРОВИЧ

МЕТОДИКА ПРОГНОЗИРОВАНИЯ ПОСЛЕДСТВИЙ АВАРИЙНЫХ ПРОЛИВОВ БИНАРНЫХ РАСТВОРОВ

05.26.03 - Пожарная и промышленная безопасность (в химической отрасли промышленности)

Диссертация

на соискание ученой степени кандидата технических наук

Научный руководитель: доктор технических наук, профессор Поникаров С. И.

Казань-2013

Содержание

ВВЕДЕНИЕ..............................................................................................................7

ГЛАВА 1 ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ИСПАРЕНИЯ. ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР СУЩЕСТВУЮЩИХ МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ..................14

1.1 Теоретическое описание основных закономерностей процесса................14

1.2 Литобзор существующих математических моделей испарения................21

1.3 Математические модели распространения примеси в окружающей среде39

1.4 Выводы по главе 1...........................................................................................52

ГЛАВА 2 ОПИСАНИЕ МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ РАЗРАБОТАННОЙ МЕТОДИКИ И СРАВНЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ МОДЕЛИРОВАНИЯ С ЛИТЕРАТУРНЫМИ ДАННЫМИ.............................53

2.1 Математическая модель испарения растворов.............................................54

2.2 Проверка адекватности математической модели испарения......................63

2.3 Математическая модель распространения примеси в атмосфере..............66

2.4 Проверка адекватности математической модели распространения..........70

2.5 Описание разработанной методики...............................................................73

2.6 Выводы по главе 2...........................................................................................75

ГЛАВА 3 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССА ИСПАРЕНИЯ И ПРОВЕРКА АДЕКВАТНОСТИ РАЗРАБОТАННОЙ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ИСПАРЕНИЯ..............................................76

3.1 Методика проведения и результаты натурного эксперимента...................76

3.2 Методика проведения лабораторного эксперимента..................................79

3.3 Результаты проведения лабораторных исследований.................................82

3.4 Оценка погрешности измерений....................................................................90

3.5 Выводы по Главе 3..........................................................................................95

ГЛАВА 4 РЕЗУЛЬТАТЫ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ.....96

4.1 Численные эксперименты по испарению водного раствора аммиака.......96

4.1.1 Исследование испарения водного раствора аммиака на открытой местности и при наличии препятствия на пути рассеяния примеси................97

4.1.2 Анализ влияния одиночного препятствия на характер распространения примеси.................................................................................................................102

4.1.3 Сравнение расчетных характеристик испарения и размеров зон токсического поражения при различной толщине слоя испаряющейся жидкости...............................................................................................................106

4.1.4 Оценка размеров зон токсического поражения при испарении водного раствора аммиака в условиях реальной застройки..........................................110

4.1.5 Выводы по результатам численного моделирования испарения водного

раствора аммиака.................................................................................................113

4.2 Математическое моделирование испарения соляной кислоты................115

4.2.1 Исследование влияния устойчивости атмосферы на размеры зон токсического поражения хлородородом и интенсивность его испарения в зависимости от скорости ветра..........................................................................115

4.2.2 Выводы по результатам численного моделирования испарения соляной

кислоты.................................................................................................................122

ЗАКЛЮЧЕНИЕ....................................................................................................123

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ............................................125

СПИСОК ИСПОЛЬЗУЕМЫХ СОКРАЩЕНИЙ

Ь - толщина пролива [см];

с а - концентрация вещества А [моль/м3];

СР - удельная теплоёмкость, [Дж/(кг-К)];

Cv - удельная по массе изохорная теплоемкость;

Сg - массовая доля испаряющегося компонента в газовой фазе [кг/кг];

IT - коэффициент молекулярной диффузии, [м2/с];

Т 2

D - коэффициент турбулентной диффузии, [м /с];

gi - компонент вектора гравитации в i-ом направлении;

qatm - характеризует тепловой поток от атмосферы, [Вт/м ];

qs - тепловой поток, поступающий за счет солнечной радиации, [Вт/м2];

qp - тепловой поток от пролива вследствие длинноволнового излучения,

[Вт/м2];

qar - тепловой поток, поглощаемый проливом вследствие длинноволнового излучения окружающей среды, [Вт/м2];

/у

qbuik - тепловой поток от объема жидкости к поверхности пролива, [Вт/м ]; qgrd - тепловой поток от грунта к жидкости, [Вт/м2]; qcond - тепловой поток за счет конденсации водяных паров в окружающем пролив воздухе, [Вт/м2];

qwaii - удельный тепловой поток через стенки обвалования;

h - энтальпия газовой фазы;

ho - начальная глубина пролива;

hvBuik ~ тепловое сопротивление слоя жидкости;

J- массовый поток испаряющегося компонента, [кг/(м2*с)];

к - турбулентная кинетическая энергия;

ктр - коэффициент массопередачи [м/час];

Kstef- коэффициент, учитывающий влияние стефановского потока; М- молекулярная масса, [г/моль]; m - масса испарившегося вещества [кг];

m soi - масса раствора, отнесенная к площади поверхности пролива, [кг/м2]; п - расстояние по нормали к поверхности; Р - парциальное давление, [Па]; Р0 - атмосферное давление, [Па];

р° - давление насыщенных паров чистого /-ого компонента раствора; Рг и Prt - молекулярное и турбулентное числа Прандтля, соответственно; г - радиус зеркала пролива, [м];

Х{ - характерный размер пролива (диаметр или его длина по направлению ветра), [м];

R = 82.05 (атм-см /г-моль-К) - газовая постоянная; Ro - универсальная газовая постоянная; S - площадь, [м2];

Sg - интенсивность источника компонента, отнесенная к единице объема; Se, Sct - молекулярное и турбулентное число Шмидта, соответственно; Т- температура, [К];

ТВр - температура кипения, [К]; t - временной интервал [сек]; т - момент времени;

v - скорость движения среды (воздуха) [м/сек];

X - массовая концентрация компонента в жидкой фазе, [кг/кг];

Y- массовая доля в газовой фазе;

Y"101 - мольная доля в газовой фазе;

АHg - удельная теплота парообразования, [Дж/кг];

а - коэффициент температуропроводности;

ß - коэффициент термического расширения;

е - скорость диссипации кинетической энергии турбулентности;

/- коэффициент атмосферного излучения;

ц- коэффициент динамической молекулярной вязкости, [Па-с];

//, - коэффициент динамической турбулентной вязкости;

р - плотность паровоздушной смеси, [кг/м ];

Piiq - плотность жидкости, [кг/м3];

X - коэффициент теплопроводности, [Вт/(м*К)];

со - коэффициент облачности (чистое небо = 0, при полной облачности = 10); е - степень черноты жидкости; ст - константа Стефана-Больцмана;

а*, сте - турбулентные числа Прандтля для к vis, соответственно; v - кинематическая вязкость;

Пристеночные функции:

См = 0.09 - коэффициент для инерционного подслоя в равновесном пограничном слое;

Е = 9.793 - эмпирическая константа в логарифмическом законе стенки;

к = 0.4187- константа Кармана;

кР - кинетическая энергия турбулентности, [м /с ];

Ks - высота шероховатости поверхности, [м];

Cs - константа шероховатости;

Рт - функция, учитывающая сопротивление теплового подслоя при теплопередаче!* - безразмерная температура;

PY - параметр, учитывающий сопротивление массопереносу вязкого подслоя; и - безразмерная скорость движения потока; и - скорость трения в пристеночных функциях;

ур - расстояние по нормали от стенки до центра пристеночного узла (рисунок : 2.2);

Ус - безразмерное расстояние от стенки, соответствующее точке пересечения линейного и логарифмического законов распределения концентрации у стенки (рисунок 2.3);

Ут - безразмерная толщина вязкого (теплового) подслоя; zq - аэродинамической шероховатостью;

-4 4

AB - функция безразмерной высоты шероховатости Ks+, определяемая в зависимости от режима течения (рисунок 2.3);

оо - величины в набегающем потоке воздуха на значительном расстоянии от поверхности испарения;

Индексы:

atm - атмосфера;

av - средняя величина;

bulk - основной объем жидкой фазы;

liq - жидкость;

g - испаряющийся компонент; grd - грунт;

surf - поверхность испаряющейся жидкости; sol - раствор;

р - значение параметра в середине расчетной пристеночной ячейки (рисунок 2.2);

wall - стенки обвалования;

ВВЕДЕНИЕ

Потенциальную угрозу здоровью и жизни персонала, работающего в непосредственной близости от емкостного оборудования и трубопроводов, представляют значительные материальные и тепловые потоки, обращающиеся в производстве. Поскольку в большинстве случаев отказаться от использования токсичных и взрывоопасных веществ невозможно из-за отсутствия более совершенных технологий, то обеспечение приемлемого уровня промышленной безопасности на опасных объектах может быть достигнуто на основе концепции приемлемого риска. Принятие решения о допустимости угрозы либо необходимости принятия мер по снижению опасности должно быть основано на результатах предварительного анализа риска, одним из важнейших этапов которого является расчет количественных показателей возможных аварийных ситуаций.

В качестве исходного параметра при оценке последствий аварийной разгерметизации емкостного технологического оборудования используется интенсивность испарения высвободившейся жидкости, поскольку от данной величины зависит количество поступившего с поверхности пролива опасного вещества и его распределение в окружающей среде. Сложность определения скорости парообразования однокомпонентной жидкости заключается в том, что ввиду испарительного охлаждения снижается температура поверхности пролива и меняются условия термодинамического равновесия на границе раздела фаз, чем и обусловлена нестационарность данного процесса. В случае испарения многокомпонентных жидкостей дополнительное влияние на интенсивность испарения оказывает изменение состава раствора ввиду различной летучести компонентов.

Многие из представленных в литературе математических моделей процесса испарения сводятся к использованию упрощенных аналитических зависимостей и эмпирических корреляций [1-5]. Довольно часто применяются допущения, что пролив имеет бесконечно малую толщину [6], а испаряющаяся жидкость является однокомпонентной [7, 8]. В тех работах, где

рассматриваются многокомпонентные жидкости, принимается допущение об идеальном перемешивании [9, 4].

В настоящее время при проведении анализа риска рекомендуются к использованию модели, изложенные в разработанных и апробированных нормативных методиках [10-12]. Однако, при расчетах по методике [10] не принимается во внимание нестационарный характер испарения опасных веществ, обусловленный возможным изменением состава жидкости. Кроме того, предлагаемая методика не учитывает влияние сил плавучести, проявляющееся в изменении турбулентных характеристик парогазовой смеси в пограничных слоях атмосферы.

Если на интенсивность испарения оказывают влияние внешние воздействия (насыщение воздуха парами вещества, наличие препятствий на пути их распространения), то при оценке размеров зон поражения необходимо учитывать локальные особенности расположения пролива в условиях промышленного объекта, что практически не принимается во внимание существующими нормативными методиками. Указанные недостатки могут привести к снижению достоверности полученных результатов и к неверной расстановке приоритетов при распределении финансовых, материальных и человеческих ресурсов на обеспечение безопасности.

Для точного прогнозирования уровня опасности, численный анализ последствий образования аварийных проливов токсичных и взрывопожароопасных жидкостей необходимо проводить с помощью математических моделей одновременно описывающих испарение опасного вещества из пролива и его адвективно-диффузионный перенос в атмосфере. Интенсивность каждого из данных процессов значительно зависит не только от метеорологических условий, но и от параметров состояния жидкой фазы.

Однако некоторые работы в данной области посвящены моделированию рассеяния примеси в атмосфере при постоянной интенсивности источника примеси [13, 14, 15], или наоборот описывают исключительно процесс испарения [3, 4, 9, 16-18]. В подобных исследованиях авторы выделяют

конкретные физические явления и не принимают во внимание сложную взаимосвязь процессов поступления опасного вещества из пролива и его рассеяния в атмосфере.

Использование CFD-технологий позволяет учесть влияние локальных особенностей застройки территории на характер рассеяния примеси, что достигается путём совместного численного решения трехмерных нестационарных уравнений гидродинамики и тепломассообмена. Однако авторы методик, реализованных на основе вычислительной гидродинамики, либо рассматривают только однокомпонентные жидкости [8, 19-21], либо не учитывают изменение состава смесей и растворов в процессе испарения [22].

Таким образом, представленные в литературе математические модели испарения ограниченно применимы для решения задач анализа риска, поскольку многие из методик не предназначены для оценки последствий аварийных проливов многокомпонентных жидкостей, другие не учитывают нестационарность процесса парообразования вследствие охлаждения или изменения состава жидкой фазы. Кроме того зачастую не принимается во внимание влияние турбулентных характеристик воздушного потока над проливом на интенсивность испарения. К недостаткам моделей распространения можно отнести допущение о стационарном источнике примеси.

Учитывая вышесказанное, представляется актуальной задача совершенствования математического аппарата для методики прогнозирования последствий аварийных проливов химически опасных веществ.

В настоящей работе предлагается модель для оценки размеров зон токсического поражения (или взрывопожароопасного облака) при испарении бинарных растворов со свободной поверхности пролива, которая базируется на численном решении трехмерных нестационарных уравнений гидродинамики и тепломассообмена и реализована в программном комплексе FLUENT с помощью пользовательских функций. Преимущество разработанной методики заключается в сопряженном математическом описании двух взаимосвязанных

нестационарных процессов: испарения бинарного раствора с поверхности аварийного пролива и рассеяния поступающей примеси в атмосфере.

Целью диссертационной работы является:

Разработка методики прогнозирования последствий аварийных проливов бинарных растворов, позволяющей на основании расчетного распределения концентрации примеси в окружающей среде определять границы зон токсического поражения и массу паров, способных участвовать в процессах горения, при разгерметизации технологического оборудования на предприятиях химической промышленности.

Для достижения указанной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Разработать пользовательские функции, позволяющие применять математическую модель парообразования с поверхности аварийных проливов для определения интенсивности испарения растворов с учетом изменения их температуры и концентрации компонентов, а также тепломассопереноса в слое жидкости.

2. Интегрировать предложенную модель испарения в программный комплекс вычислительной гидрогазодинамики в качестве нестационарного источника примеси, что позволит получить расчетное распределение концентрации паров, поступивших с поверхности пролива, и прогнозировать размеры опасных зон.

Научная новизна работы

Похожие работы

Безопасность жизнедеятельности человека
05.26.00