CC BY
117
УДК 614.8:629.543
Обоснование возможных сценариев и оценка последствий утечек сжиженного природного газа при аварийных нарушениях герметичности грузовых емкостей танкеров
Ключевые слова:
аварии на танкерах СПГ,
истечение СПГ в окружающую среду,
испарение СПГ в толще воды, криогенное воздействие СПГ на корабельные конструкции.
Д.В. Люгай1, В.С. Сафонов1*
1 ООО «Газпром ВНИИГАЗ», Российская Федерация, 142717, Московская обл., Ленинский р-н, с.п. Развилковское, пос. Развилка, Проектируемый пр-д № 5537, вл. 15, стр. 1 * E-mail: V_Safonov@vniigaz.gazprom.ru
Тезисы. Рассматриваются специфика и динамика аварийного истечения сжиженного природного газа (СПГ) из грузовых емкостей танкера при различных вариантах одновременного образования пробоин во внешнем корпусе и в грузовой емкости, а именно: на уровне ватерлинии, над водой (для сферических резервуаров) и под водой. Проанализированы тепломассообменные процессы при попадании СПГ и воды в межкорпусное пространство. Показана опасность охрупчивания корабельной стали при криогенном воздействии СПГ на конструктивные элементы и обшивку корпуса. Установлено, что при истечении СПГ в толщу воды будут происходить активный распад струи и испарение капель, а на поверхности воды будет наблюдаться только бурлящее газожидкостное пятно. Аналогично при истечении СПГ над водой будет происходить частичный распад струи на отдельные фрагменты (капли) с последующим вторжением струи в толщу воды и дальнейшим испарением. При повреждениях на уровне ватерлинии будут иметь место протяженное растекание слоя СПГ на поверхности воды и формирование источника генерации паров переменной мощности с опасностью воспламенения смеси паров СПГ с воздухом уже в момент тарана танкера другим судном и с последующим растеканием горящего слоя СПГ.
В общем случае необходимо рассматривать три возможных варианта истечения сжиженного природного газа (СПГ) в зависимости от сценариев столкновений танкеров СПГ различных типов и грузоподъемности с другими судами или какими-либо препятствиями при одновременном образовании пробоин как во внешнем корпусе танкера, так и в одной или нескольких грузовых емкостях:
• А - истечение на уровне поверхности воды (ватерлинии);
• Б - истечение из-под воды (ниже ватерлинии);
• В - истечение над водой.
Сценарий А. Повреждение двойного корпуса и истечение СПГ на уровне воды
Большинство зарубежных специалистов в процессе анализа риска исходят из того, что истечение СПГ из пробоин (как из эквивалентных круглых отверстий), расположенных примерно на уровне поверхности воды, происходит в свободное пространство (т.е. не учитываются взаимное частичное разрушение и проникновение друг в друга конструкций судов при столкновении) и в однофазном (условно переохлажденном) состоянии. Интенсивность истечения СПГ рассчитывается при этом по уравнению Бернулли с учетом возможного противодавления среды и предусмотренного проектом регулирования давления в паровом пространстве грузовой емкости над переменным уровнем жидкости [1].
В качестве примера далее рассматривается типовой танкер СПГ длиной 270 м с пятью грузовыми емкостями мембранного типа объемом по 35 тыс. м3. Принимается, что выше уровня воды объем СПГ при полной загрузке составляет 25 тыс. м3, что соответствует примерно 17-метровому слою СПГ над водой. Основные размеры проекции единичной грузовой емкости показаны на рис. 1.
Предполагается, что размеры пробоины во внешнем корпусе заведомо больше, чем во внутреннем. Поэтому межстенное пространство быстро заполняется водой,
Рис. 1. Геометрические характеристики, м, грузовой емкости мембранного типа объемом
35 тыс. м3 и длиной 50 м: максимальная ширина В = 30; расстояние в свету между внешним корпусом и внутренней емкостью Д! = 2,2; максимальная высота заполнения жидкости Нж = 25,084 (начальная высота столба жидкости над уровнем воды И Ж = 17,05); Д2 = 6,6; Д3 = 3,34; Нт = 30,58; Ъ2 = 10,32; Ъ1 = 8,12; Д3 = 3,34
так что попадание СПГ в это пространство ограничено (минимально), и он в основном выливается на воду (условно горизонтально, т.е. без смешения). В табл. 1 представлены расчетные характеристики опорожнения указанной грузовой емкости (см. рис. 1) при различных вариантах повреждений на уровне ватерлинии [1].
На рис. 2 показана динамика истечения СПГ из сферической и призматической емкостей одинакового объема. Для сферического резервуара выброс начинается при более высоком уровне жидкости и характерен более короткий период опорожнения. Для мембранных емкостей интенсивность и скорость истечения
уменьшаются практически линейно по мере изменения уровня жидкости. Отклонения начинаются ближе к моменту снижения уровня жидкости до верхней точки пробоины.
Сценарий Б. Повреждение двойного корпуса и истечение СПГ выше уровня воды
Как и для сценария А, начальный уровень СПГ над поверхностью воды принят равным 17,0 м. Эквивалентный диаметр пробоины наружного корпуса принимается для примера равным 2,0 м, а внутреннего - 0,1 м (условно пробоина - следствие удара «острого носа» крупного судна). Результаты расчетов истечения СПГ показаны в табл. 2.
Таблица 1
Характеристики аварийного опорожнения грузовой емкости СПГ при повреждениях
на уровне ватерлинии*
Эквивалентный диаметр пробоины, м Интенсивность истечения**, кг/с Скорость истечения, м/с Время опорожнения, мин
0,1 41,2 / 24,5 17,6 7340
0,5 1020 / 600 17,5 330
1,0 4060 / 2250 17,3 88
3,0 35430 / 12790 16,8 14,3
5,0 95210 / 27850 16,3 6,6
* Для щелевых разрывов с загнутыми внутрь краями коэффициент расхода варьируется в пределах 0,61.. .0,63 (принято 0,61).
** Слева от косой черты - начальные значения (в том числе для скорости истечения), справа - средние значения за период опорожнения.
50 |
г 40
30
I 20
10
1 1 Емкость: — сферическая — мембранная
12
16 20
Время, мин
Рис. 2. Динамика истечения СПГ из пробоины диаметром 3,0 м на уровне ватерлинии из сферической и мембранной емкостей объемом 35 тыс. м3
Сценарий В. Повреждение двойного корпуса и истечение СПГ ниже уровня воды
Пробоина ниже ватерлинии может возникнуть при посадке на мель или при боковом ударе крупного судна, имеющего выступающую под водой носовую часть («бульбу»). Здесь возможны два основных варианта:
1) при внешнем динамическом воздействии повреждается только наружный корпус. В этом случае поток воды будет поступать в межкорпусное пространство, сжимая имеющийся там воздух. Равновесное гидростатическое давление сжатого воздуха и воды будет зависеть от расположения пробоины относительно уровня воды. Заполнение межкорпусного пространства будет протекать условно в два этапа. Сначала при быстром поступлении воды произойдет сжатие заполняющего
это пространство воздуха до промежуточного гидростатического равновесия. Далее часть воздуха станет постепенно выходить в атмосферу с соответствующим заполнением этого пространства водой до перекрытия самой пробоины и установления нового равновесия давлений. Подобный сценарий приводит к частичному подтоплению межкорпусного пространства, однако прямой угрозы «живучести» танкера не представляет;
2) при внешнем динамическом воздействии повреждаются и внешний корпус, и грузовая емкость с СПГ. Можно показать, что для типовых конструкций крупных танкеров СПГ при подводных пробоинах на отметке Дг от поверхности воды напор СПГ (с учетом давления насыщенных паров Рж) будет исходно превышать напор воды, т.е. Р'ж + gpж(H ж + + Дг) > gpвДz, где g - ускорение свободного падения; рж - плотность жидкости (т.е. СПГ); рв -плотность воды. А это означает, что в межкорпусное пространство, где имеется только воздух при атмосферном давлении, будут первоначально поступать и СПГ, и вода. За счет последующего интенсивного испарения СПГ при смешении с водой давление в межкорпусном пространстве будет возрастать, препятствуя движению потоков.
Начальные значения потоков воды и СПГ в зависимости от размеров эквивалентного диаметра пробоины и ее местоположения ниже уровня воды Дг показаны на рис. 3.
Как и следовало ожидать, наблюдается слабая зависимость потока СПГ от глубины расположения пробоины и выраженная зависимость от этого фактора для потока воды. Если принимать условно идеальное перемешивание воды и СПГ, то этот процесс будет сопровождаться охлаждением и частичным замерзанием воды, переохлаждением льда и испарением СПГ.
0
0
4
8
Таблица 2
Характеристики истечения СПГ при повреждениях мембранной грузовой емкости
выше уровня воды
Высота расположения пробоины над водой, м Массовый расход СПГ*, кг/с Скорость истечения из пробоины*, м/с Вертикальная скорость потока (капель) на уровне воды*, м/с Средний диаметр капель, мкм Время опорожнения до края пробоины, ч
11,05 24,4 / 12,5 10,4 / 5,2 5,0 / 4,6 10000 67,8
8,05 29,9 / 16,9 12,8 / 7,0 4,8 / 4,4 6440 87,6
5,05 34,5 / 20,0 14,7 / 8,4 5,0 / 4,6 4530 104,0
2,05 38,6 / 22,6 16,5 / 9,3 7,0 / 6,4 3640 120
* Аналогично табл. 1 слева от косой черты - начальные значения, справа - средние.
а б
Глубина расположения пробоины относительно поверхности воды, м:
Рис. 3. Начальные расходы воды и СПГ при истечении в межкорпусное пространство танкера
Баланс энтальпий процесса смешения единицы массы воды (тв) и единицы массы СПГ (тж) может быть записан в виде:
тв [А/в + к (хъ +А/Л)] = тж [стж 7) + М" ],
где Д/в = /в (Тч) - /в (Т) = св (Тщ - Т) - изменение энтальпии воды (за счет ее охлаждения от исходной температуры, например 7Во = 283,15 К, до некоторой равновесной, например Т = 273,15 К; св - теплоемкость воды); к - доля замерзшей воды от общей массы тв; Хъ - теплота замерзания воды (333,7 кдж/кг); Д/л = сл (Т - Тж) - изменение энтальпии льда при его переохлаждении (в пределе до нормальной температуры кипения СПГ Тж), сл - теплоемкость льда; ож(Тж) = 516,2 кдж/кг - теплота испарения СПГ при Тж; Д/" = ср (Т - Тж) - изменение энтальпии паров СПГ при их нагревании от температуры насыщения Тж до принятой равновесной - Т, с'Р - теплоемкость паров СПГ.
На рис. 4 представлены результаты расчетов испарения СПГ и образования льда при идеальном смешении потоков.
Из этих данных следует, что при охлаждении 1 кг воды, например, от +10 до 0 °С, испаряется 0,045 кг СПГ; при переохлаждении льда от 0 °С до температуры кипения СПГ образуется 1,085 кг паров СПГ.
С учетом полученных результатов в табл. 3 приведены характеристики образования льда при смешении СПГ и воды для различных отношений диаметров пробоин в наружном корпусе Бн и внутренней емкости Бв. При отношении размеров пробоин -Он:Ц, = 3:1 можно
Килограмм льда / килограмм воды
Рис. 4. Соотношение между относительной массой испаренного в воде СПГ и относительной массой и уровнем переохлаждения льда
Таблица 3
Характеристики образования льда при смешении СПГ с водой
D„ м / Д, м Глубина расположения пробоин от поверхности воды, м
1 3 5 7
|"0,15 / 0,05 3:1 = | 0,30/0,10 [0,45/0,15 0,222 0,135 0,110 0,097
тл/тв 0,460 0,240 0,175 0,142
2:1 = 0,60/0,30 0,495 0,312 0,250 0,218
тл/тв 1,000 0,695 0,536 0,450
ожидать образования «шуги» (или низкого отношения содержания льда к воде). При отношении Он:Бв = 2:1 отношение массовых потоков СПГ к воде (даж/дав) выше и отношение масс льда и воды (дал/дав) достигает 100 %; т.е. при некоторых условиях вся вода может замерзнуть (здесь не учитываются соленость воды или подвод тепла через корпус). Очевидно, что за счет интенсивного испарения СПГ давление в межкорпусном пространстве будет расти значительно быстрее, чем в случае поступления только воды, т.е. когда происходит только поршневое вытеснение воздуха.
На рис. 5 представлен пример расчета динамики поступления СПГ и воды в межкорпусное пространство танкера СПГ. Видно, что после интенсивного снижения в начале процесса поток воды стабилизируется на ~5 кг/с, так как начинается период равнообъемного замещения водой выходящей газовой фазы. Поток СПГ снижается почти до нуля через ~12 мин,
и
к 0,8 ^
а л
S И
й ю
и -
§ .
4 к
о ®
о о
а о
[S &
5 ° ft Si
I ^ w ft о
0
10
20
40 30
Время, мин
Рис. 5. Характеристики поступления воды и СПГ в межкорпусное пространство: Аг = 1,0 м; Ба, м / м = 0,15 / 0,05
так как начинается аналогичный процесс замещения. Гидростатическое давление при этом уже стабилизировалось. Установлено, что к моменту прекращения поступления СПГ в межкорпусное пространство (~12 мин) концентрация паров метана в смеси с воздухом достигает 50 %, что заведомо выше верхнего концентрационного предела воспламенения, т.е. смесь не является взрывопожароопасной.
Что касается опасности попадания воды в грузовую емкость с СПГ, то необходимо учитывать наличие в емкости СПГ типового предохранительного клапана давления диаметром 0,33 м. При физически возможных для рассматриваемого примера объемах поступления воды и пропускной способности клапана избыточное давление в емкости, согласно оценкам, не превышает 0,35 бар. Тогда как давление поступления воды в емкость ~ 0,015 бар. Иначе говоря, повышенное испарение СПГ, вызванное попаданием воды в емкость с СПГ, быстро приведет к перекрытию потока воды.
В рамках оценки последствий аварий на танкерах СПГ с точки зрения сохранения их устойчивости (плавучести) наибольший интерес представляет вопрос криогенного воздействия СПГ на внутренние конструктивные элементы межкорпусного пространства. Ввиду особой важности и резонансности проблемы «живучести» танкеров СПГ при внешних динамических воздействиях, в том числе в результате терактов, для ее решения в США разработана целевая программа, в качестве головного исполнителя которой привлечена Национальная лаборатория «Сандиа»1 (англ. Sandia National Laboratories). В рамках указанной программы
Sandia National Laboratories первоначально создавалась для проведения работ по обеспечению надежности неядерных систем ядерного оружия. В настоящее время является одним из крупнейших научно-исследовательских центров США и занимается широким кругом вопросов, в том числе проблемами безопасности СПГ.
выполнен большой объем экспериментальных (в том числе крупномасштабных) исследований, компьютерного моделирования, инженерного анализа [2-6]. В частности, проведены экспериментальные исследования по охрупчиванию и растрескиванию пластин и сборок из корабельных сталей при различных темпах охлаждения до криогенных температур. Трещины возникали в результате роста термических напряжений и снижения прочности материала при охлаждении. В качестве криогенной жидкости использовался жидкий азот. Эксперименты проводились со стальными сборками различной сложности (от составных пластин до сложных конструкций) и размеров (от 120^120 до 90^360 см), имитирующими элементы корпуса судна.
Для случая полной загрузки грузовых танков проводилось трехмерное математическое моделирование истечения СПГ из грузового танка с частичным попаданием в межкорпусное пространство и с вытеканием в море через брешь во внешнем корпусе. Геометрия всех препятствий (переборок, танков и др.) была в высокой степени приближена к геометрии реальных танкеров. Рассматривались бреши пяти размеров, м2: 0,005; 0,5; 3; 5; 15. Предполагалось, что брешь во внешнем
корпусе находится сразу над ватерлиниеи судна. С учетом испарения СПГ моделировались динамика заполнения объемов в межкорпусном пространстве и динамика растекания СПГ по поверхности моря. Иллюстрация результатов по затеканию СПГ в межкорпусное пространство на некоторый момент времени представлена на рис. 6.
По итогам исследований Sandia установлено, что уже через 10... 12 мин в результате охрупчивания и растрескивания элементов корпуса и обшивки танкера с учетом действия морских волнений прочность конструкции будет снижена на 40.45 % и произойдет частичное подтопление судна.
Как отмечено ранее, и в случае истечения СПГ в атмосферу, т.е. при пробоине выше уровня воды, и в случае истечения его в воду при повреждениях корпуса ниже ватерлинии произойдет смешение СПГ с водой в различных формах, что напрямую повлияет на интенсивность парообразования СПГ. При этом необходимо иметь в виду, что в первом случае струя жидкости не сохраняет своей сплошности, а под действием сдвиговых напряжений и поверхностного натяжения распадается на совокупность отдельных капель разного диаметра. Для случая дробления струи СПГ характерным
а
б
Рис. 6. Вытекание (фрагмент) СПГ в межкорпусное пространство из грузового танка:
а - сферического; б - мембранного
является среднии диаметр, определенный по Саутеру (по существу, означает деление общего объема капель на общую площадь их поверхности). Механический распад сплошной струи обычно возникает при достаточно высокой относительной скорости жидкости в потоке воздуха, что характеризуется некоторыми критическими значениями чисел Вебера We = (рвзи2й?к)/Фж, где рвз - плотность воздуха; u - разница скоростей между потоками жидкости и воздуха; dK - характерный размер образующихся капель; Фж - поверхностное натяжение жидкости. Критические значения чисел Вебера находятся для рассматриваемого случая в диапазоне 12.22. Тогда характерный средний диаметр капель в неподвижной атмосфере оценивается как d^ = (12.32) Фж/(рвз u2). Считается, что струя СПГ, истекающая в воздух со скоростью ~15 м/с, проникнет в воду на 10.12 м.
Во втором случае, т.е. при истечении СПГ в воду, также происходит активный распад струи. Так, в ходе двух испытаний, описанных в докладе, опубликованном Департаментом внутренних дел США в 1972 г. [7], СПГ был быстро выпущен на глубинах 3.4,5 м ниже поверхности воды. При этом СПГ полностью испарился, прежде чем достиг дневной поверхности, и на поверхности воды жидкой фазы СПГ не наблюдалось. В одном из испытаний по разливам СПГ на Маплин Сэндс (англ. Maplin Sands) СПГ был выпущен ниже поверхности воды. Компания Shell сообщила, что при проведении данного испытания СПГ получил такое большое количества тепла, что облако быстро стало плавучим и поднялось с поверхности.
Особый интерес в этой связи представляют результаты экспериментальных исследований подводного выпуска СПГ [8] на специально созданном испытательном стенде, обеспечивающем истечение СПГ с расходом до 0,9 л/с под воду на глубине 0,7 м в центральной части бассейна габаритными размерами 6,4*10 м и глубиной 1,1 м через теплоизолированную трубу диаметром 2,5 см. При этом в толще и над поверхностью воды установили большое количество датчиков температуры, а на различных высотах в подветренной зоне от места выпуска СПГ в окрестности бассейна - датчики концентрации газа.
В результате исследований установлено:
• подводная струя СПГ очень быстро распадается с образованием пара;
• при подводном выпуске на поверхность воды выходит только газ, разлива кипящего СПГ на поверхности воды не возникает;
• формирование всплывающего над водой облака газа зависит от температуры воды и глубины выпуска: чем глубже производится выпуск, тем выше температура выходящего на поверхность газа, а соответственно, тем быстрее облако всплывает (рис. 7).
Решению вопросов гидродинамического и теплового взаимодействия струи СПГ с массивом воды посвящено весьма ограниченное число работ. Представляется, что с практической стороны среди них наиболее интересны работы П. Раджа, Л. Боудуина, М. Маннана [8, 9]. Считается, что при «вторжении» в воду струя СПГ быстро распадется за счет механического воздействия и поверхностного натяжения на отдельные фрагменты (капли разного
Рис. 7. Вид облака паров СПГ над поверхностью воды при истечении СПГ в толщу воды: а - на большой глубине (теплое газо-воздушное облако быстро всплывает); б - на малой глубине (холодное газо-воздушное облако стелется по земле)
размера). Вертикальная проекция точки на траектории движения струи (отсчет от места истечения), где произойдет ее полный распад, соответствует Д^ — 10Сс, где Сс - диаметр струи на выходе из пробоины (принимается обычно равным диаметру пробоины - С0) при истечении с объемным расходом 0,785С2 ис, где Пс -скорость струи, м/с.
Согласно Е.М. Дрейку с соавторами [10], относительное расстояние проникновения в воде струи разнородной жидкости плотностью рс и начальной скоростью П0 при ее вертикальной ориентации для случая, когда силы инерции и плавучести направлены противоположно, задается эмпирической формулой
С* с*
We МелЬ
ТМеБо Ме^
где We = во = -ё(р° -рДсС)2
Ф„
число Бонда; Ьп =—-; Яе„ =-р We
и „ С*
- чис-
ло
Рейнольдса; Ъ1 =
ГРс V9
С = С, если С < -
лФ„
ё (Рв "Рс )
-; С >-
пФ„
ё (Рв -Рс )
если С = -
пФ „
ё (Рв -Рс )
(установившаяся) скорость подъема капель ($к, м/с) жидкости определяется как
С* N
=
18у„
ламинарныи режим;
/ \1/2 ' 4 N А
(3)
3 с
- турбулентный режим,
^ = 1,4 Бг, где Бг = и02ёС0 Рв Рс. (1)
С0 Рв
Максимальный диаметр образующихся при распаде струи капель СПГ (С*) будет определяться при этом соотношением
где N = С* ё | 1 —— |; рж ~ рс (в первом прибли-
Рв
жении); V,, - кинематическая вязкость воды; Ск - коэффициент аэродинамического сопротивления капли (для сферы 0,44).
По мере подъема вверх капля испаряется, уменьшая свой размер от максимального (сС*к) до нуля. Процесс описывается уравнением
± с,.. ,
ах стж рж
(4)
при Бо < п2
при Бо >п2, (2)
где апл - коэффициент теплопередачи от воды к капле СПГ (при пленочном режиме кипения); Тж - температура кипения СПГ при давлении столба воды на соответствующей глубине; Тв -температура воды; т - время.
Поскольку диаметр капли линейно уменьшается со временем, время полного испарения капли максимального размера (тЮ и максимальное вертикальное расстояние (Дг2) на котором произойдет полное фазовое превращение (испарение) капли СПГ определяется как
СТж Рж < .
2а (Т - Т )
ПЛ V в ж '
1
= X* .
(5)
Ъ = 1 •
у у ЧКс / Р л/2л
2/22%/2
Ъ3 =-; Ъ4 = 2/9; vс - и кинематическая
3 р 49 с
вязкость струи, м2/с; Фс = Фж - поверхностное натяжение, Н/м, струи; С - эффективный диаметр струи; константа Охотского в = 0,3;
Нагрев и испарение капель СПГ рассматривается в консервативном приближении по каплям максимального размера. Равновесная
По мере фазового перехода поток капель СПГ превращается в многократно возрастающий по объему поток пузырьков пара, исходные размеры которых определяются гидростатическим давлением столба жидкости в месте образования. С использованием балансных уравнений изменения по глубине давления в пузырьке пара, энтальпии идеального газа, а также ско-
4
рости всплытия пузырька в виде ип = 3 ^С"1,
где N = ёСп(1 - рж/рв); Сп - диаметр образовавшегося пузырька пара, может быть получено соответствующее дифференциальное уравнение, определяющее изменение температуры
Ъ
пара в пузырьке по мере его всплытия - Тп(2), решение которого имеет вид
. j® +i,
Ч V в у
v/©B Ч®: <expQ^i + -V 1+ П]
T (г)
(6)
где ©„ = -
T (z„)
- безразмерная (максимальная)
температура пара; ©в =
T
T (z„)
- безразмерная
температура воды; ^ =--безразмерная глу-
20
Р
бина достижения 0п; П = ——- - безразмерное (максимальное) гидростатическое давление;
2к _
Ра - атмосферное давление; Q = (1+ П) ©в;
- ,
х„
K = ^; xz =
U0 1,74^ gdn (z0)
характерис-
(
1 I;
тическое время подъема;
dп(z0) - диаметр пузырька пара на расстоянии 20 от начала отсчета (начало подъема пузырь-
ка); =■
Mп CT (z0)
характеристическое
ав^dn(Z0 )Tn (z0)
время теплообмена, определяемое отношени-
. zö)
ем изменения энтальпии пара Мп = -
Рп
к конвективному теплопритоку от воды к пузырьку пара с интенсивностью ав.
Выполнены расчеты [8, 9] характерных параметров распада струи СПГ при истечении из отверстия 0,15 м с начальной скоростью 39,6 м/с (избыточное давление 150 psig) на глубине 12,0 м от поверхности воды, результаты которых частично приведены ниже. Вертикальное расстояние распада сплошной струи на капли Д^ = 10^с = 10^0 = 1,5 м; число Рейнольдса для сплошной струи Яес = 2,43 1 08; эффективный диаметр струи (при расчете максимального размера капель) dC = 4,8-103 м; Во = 9,87; ^^е = 2,65-105; 1р = 9,16102; константа Охотского в = 0,3; отношение диаметра капли к характерному (эффективному) диаметру струи d*Jd*c = 0,322; максимальный размер сформировавшейся капли d*к = 1,56 103 м; масса наиболее крупной капли тк = 9,07-10-7 кг; диаметр пузырька пара, образовавшегося из указанной капли, dп = 9,838-10 3 м;
количество тепла, необходимое для испарения капли массой тк, Ав = 0,463 Дж; интенсивность подвода тепла от воды к капле диаметром < составляет 7,05-10-2 Вт (учитывая, что коэффициент теплоотдачи в режиме пленочного кипения между водой и каплей СПГ равен 200 Вт/(м2К)); для капли диаметром d к время испарения тк = 5 с; вертикальное расстояние, которое пройдет капля до полного ее испарения, Az2 = 1,2 м; скорость всплытия капли СПГ диаметром d к (в ламинарном режиме) 9к = 0,7 м/с (число Рейнольдса для капли Яек = 1165).
Аналогичные расчеты проведены для сопряженного режима нагрева всплывающих пузырьков пара диаметром du = 9,83•Ю-3 м (см. выше) при g = 9,782 м/с2, Ск = 0,44. Скорость всплытия ип = 0,54 м/с (число Рейнольдса для пузырька пара Яеп = 5,31 -103); число Пекле (Pe = Re/Pr) для пузырька пара Реп = 3,707-104; число Нуссельта для пузырька
(xd
пара Nu п = — = 0,4; коэффициент теплоотда-
X
чи от воды к пузырьку пара а = 21 Вт/(м2К); характеристическое время подъема tz = 17,19 с; характеристическое время теплообмена та = 0,86 с; K = т/та = 20,0; 0в = 2,43; П = 0,82; Q = 102,15; 0п = 2,412; ц = 0,838; путь, пройденный пузырьком пара до достижения этой температуры 0п, Az2 = 1,51 м.
Таким образом, общая высота подъема струи (до полного распада на капли, испарения капель и нагревания пара) z = 4,22 м.
На рис. 8 схематично показаны этапы распада и испарения струи СПГ и результаты расчета интегральных расстояний, на которых наиболее крупные пузырьки пара достигнут температуры (99,5 %) воды при выбросах из отверстий диаметром от 2,5 до 15,0 см на глубинах 6,0; 9,0 и 12,0 м.
Математическая модель [9] в основном была подтверждена экспериментами и позволяет предположить, что при образовании пробоины ниже ватерлинии основной объем СПГ будет испаряться под водой с образованием на поверхности бурлящего газожидкостного пятна относительно небольшого диаметра (телесный угол раскрытия газожидкостного конуса при всплытии пузырьков под действием силы Архимеда составит не более 20°). Температура паров СПГ будет зависеть при этом от масштаба выброса СПГ и глубины пробоины.
S 0
2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 Диаметр жидкой струи при выпуске, 10-2 м а
S 0
2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 Диаметр жидкой струи при выпуске, 10-2 м б
s 0 ------
11------
2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 Диаметр жидкой струи при выпуске, 10-2 м
в
Рис. 8. Результаты расчетов интегральных расстояний для испарения СПГ и нагрева
его паров до температуры воды при глубинах выпуска 6 (а), 9 (б) и 12 (в) метров
При обосновании параметров «функции источника» (в данном случае можно принимать точечный источник на поверхности воды) для последующего расчета дисперсии в атмосфере парового облака целесообразно, видимо, рассматривать два варианта исходной температуры паров СПГ - равную температуре насыщения при атмосферном давлении и равную температуре морской воды - с весовыми коэффициентами вариантов 0,3 и 0,6. С определенным приближением можно принять также аналогичный сценарий и для случая образования пробоины в грузовой емкости выше уровня воды.
При этом необходимо учитывать, что для рассмотренных сценариев аварийного истечения СПГ под и над водой, т.е. при полном испарении СПГ, потенциальное воспламенение паров может произойти только после их смешения с воздухом до определенных концентраций и только от внешнего источника зажигания. В отличие от перечисленных, сценарий истечения СПГ на уровне ватерлинии и последующего масштабного растекания по поверхности воды характеризуется возможностью загорания (паров) СПГ за счет кинетической энергии внешнего удара с последующим тепловым воздействием расширяющегося пожара-разлития на элементы конструкций судов и окружающую среду. Подробно этот сценарий аварии будет рассмотрен в следующих выпусках сборника.
Список литературы
1. Woodward J.L. LNG risk based safety: modeling and consequence analysis / John L. Woodward, Robin V. Pitblado; AIChE. - Нью-Джерси, Канада: Wiley, 2010. - 374 c.
2. LNG Safety Research: Report to Congress / U.S. Department of Energy. - Washington, May, 2012.
3. Kalan R.J. LNG cascading damage study. Vol. I: Fracture testing report / R.J. Kalan, J.P. Petti. -Albuquerque, NM: Sandia National Laboratories, 2010. - SAND2011-3342.
4. Pitblado R.M. Consequences of LNG marine incidents / R.M. Pitblado, J. Baik, G.J. Hughes // CCPS Conference, Orlando, June 29 -
July 1 2004. - C. 1-20.
5. Hightower М. Guidance on risk analysis and safety implication of a large liquefied natural gas (LNG) spill over water: Sandia report / Mike Hightower, Louis Gritzo, Anay Luketa-Hanlin et al. - Albuquerque, NM: Sandia National Laboratories, 2004. - SAND2004-6258.
6. Luketa A. Breach and safety analysis of spills over water from large liquefied natural gas carriers: Sandia report / Anay Luketa, M. Michael Hightower, Steve Attaway. - Albuquerque, NM: Sandia National Laboratories, 2008. -SAND2008-3153.
8. Raj P. Underwater LNG release test findings:
Experimental data and model results / R.Qi.P. Raj, M. Mannan // Journal of Loss Prevention in the Process Industries. - 2011. - № 24. - C. 440-448.
9. Raj P. Underwater LNG release: Does a pool form on water surface? What are the characteristics of the vapor released? / P. Raj, L. Bowdoin // Journal of Loss Prevention in the Process Industries. - 2010. - № 23. - C. 753-761.
7. Burgess D. Hazards of spillage of LNG into water: PMSCR Report / D. Burgess, J. Biordi, J. Murphy. - Питтсбург, Пенсильвания: US Dept. of Interior, 1972. - Report № 4177.
10. Drake E.M. Prevent LNG «rollover» / E.M. Drake, J.M. Geist, K.A. Smith // Hydrocarbon Processing. - 1973. - № 52. - C. 87-90.
Substantiation of possible scenarios and assessment of liquefied natural gas spillage aftereffects at accidental tightness violation of tanker cargo reservoirs
D.V. Lyugay1, V.S. Safonov1*
1 Gazprom VNIIGAZ LLC, Bld. 1, Estate 15, Proyektiruemyy proezd no. 5537, Razvilka village, Leninsky district, Moscow Region, 142717, Russian Federation * E-mail: V_Safonov@vniigaz.gazprom.ru
Abstract. Paper reveals specifics and dynamics of accidental liquefied natural gas (LNG) discharge from cargo reservoirs of a tanker at various scenarios of simultaneous formation of gaps in an external body of a vessel and in a cargo reservoir, namely: at a waterline level, over the water (for spherical reservoirs), and under the water. The heat-mass-exchange processes in case of water penetration into the case-to-case space of the vessel are analyzed. The danger of ship-steel embrittlement due to cryogenic exposure of LNG onto the construction elements and body skin of the vessel is shown. It is ascertained that during LNG disgorging into a water column active disintegration of a stream and evaporation of drops will occur, on water surface only a bobbling gas-fluid spot will be observed. Similarly in case of LNG discharge over the water it will completely evaporate, and further the stream will enter the water column. When damages are located at the waterline level, the extended spillage of LNG layer over the water surface will occur together with origination of a variable-yield vapor generator. They will constitute hazards of LNG vapors and air mix firing just in a moment of a ram attack by another ship, which will be followed by spillage of burning LNG.
Keywords: accidents at LNG tankers, LNG discharge into environment, evaporation of LNG within a water column, cryogenic exposure of LNG onto vessel constructions.
1. WOODWARD, J.L., R.V. PITBLADO. AIChE. LNG risk based safety: modeling and consequence analysis. New Jersey, Canada: Wiley, 2010.
2. U.S. DEPARTMENT OF ENERGY. LNG Safety Research: report to Congress. Washington, May, 2012.
3. KALAN, R.J., J.P. PETTI. LNG cascading damage study. Vol. I: Fracture testing report. Albuquerque, NM: Sandia National Laboratories, 2010. SAND2011-3342.
4. PITBLADO, R.M., J. BAIK, G.J. HUGHES. Consequences of LNG marine incidents. In: CCPS Conference, Orlando, June 29 - July 1, 2004, pp. 1-20.
5. HIGHTOWER, M., L. GRITZO, A. LUKETA-HANLIN et al. Guidance on risk analysis and safety implication of a large liquefied natural gas (LNG) spill over water: Sandia report. Albuquerque, NM: Sandia National Laboratories, 2004. SAND2004-6258.
6. LUKETA, A., M.M. HIGHTOWER, S. ATTAWAY. Breach and safety analysis of spills over water from large liquefied natural gas carriers: Sandia report. Albuquerque, NM: Sandia National Laboratories, 2008. SAND2008-3153.
7. BURGESS, D., J. BIORDI, J. MURPHY. Hazards of spillage of LNG into water: PMSCR Report. Pittsburgh, PA: US Dept. of Interior, Bureau of Mines, 1972. Report no. 4177.
8. RAJ, Qi. P. R., M. MANNAN. Underwater LNG release test findings: Experimental data and model results. Journal of Loss Prevention in the Process Industries. 2011, no. 24, pp. C. 440-448. ISSN 0950-4230.
9. RAJ, Qi. P. R., L. BOWDOIN. Underwater LNG release: Does a pool form on water surface? What are the characteristics of the vapor released? Journal of Loss Prevention in the Process Industries. 2010, no. 23, pp. 753-761. ISSN 0950-4230.
10. DRAKE, E.M., J.M. GEIST, K.A. SMITH. Prevent LNG «rollover». Hydrocarbon Processing. 1973, no. 52, pp. 87-90. ISSN 0018-8190.
References
