ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ РАПРОСТРАНЕНИЯ ПАРОВ СЖИЖЕННОГО ПРИРОДНОГО ГАЗА ПРИ ПРОЛИВЕ НА ТВЕРДУЮ ПОВЕРХНОСТЬ Текст научной статьи по специальности «Науки о Земле и смежные экологические науки»

УДК 614.841.12 DOI 10.25257/FE.2019.1.36-41

ШЕБЕКО Алексей Юрьевич

Кандидат технических наук

ФГБУ ВНИИПО МЧС России, Балашиха, Россия

E-mail: ay_shebeko@mail.ru

ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ РАСПРОСТРАНЕНИЯ ПАРОВ СЖИЖЕННОГО ПРИРОДНОГО ГАЗА ПРИ ПРОЛИВЕ НА ТВЁРДУЮ ПОВЕРХНОСТЬ

Проведено численное моделирование распространения паров сжиженного природного газа при его испарении из пролива. Моделирование осуществляли с помощью компьютерного кода РОБ, широко используемого в мировой практике для моделирования пожаров и реализующего численное решение уравнений Навье - Стокса. Проведено сравнение результатов расчёта с имеющимися в литературе экспериментальными данными и результатами вычислений по упрощённой аналитической формуле. Показано, что численные расчёты дают приближенную оценку размеров взрывоопасных зон при проливах СПГ.

Ключевые слова: трехмерная модель, сжиженный природный газ, испарение из пролива, размеры взрывоопасных зон, упрощённая аналитическая формула.

Сжиженный природный газ (СПГ) в последнее время широко применяется в различных отраслях промышленности и транспорта. В то же время технологические процессы с участием СПГ характеризуются высоким уровнем пожарной опасности, что подтверждается пожарами, которые происходили в различных странах [1-3]. Одной из наиболее типичных аварийных ситуаций на объектах с наличием СПГ является пролив продукта, его растекание и образование взрывоопасного газопаровоздушного облака. По мере нагревания паров их плотность становится равной плотности воздуха, и при дальнейшем нагревании продолжает снижаться. Образующееся при испарении жидкого метана облако вследствие сравнительно небольшой разницы в плотности ме-тановоздушной смеси и воздуха может достаточно длительное время в виде полусферы зависать над местом выброса [4]. При этом одним из наиболее важных параметров, определяющих уровень пожа-ровзрывоопасности проливов СПГ, является размер образующейся взрывоопасной зоны, определяемый по достижению нижнего концентрационного предела распространения пламени (НКПР). Вопросы поведения проливов СПГ рассмотрены в ряде работ [5-15].

Актуальной является проблема расчётного определения размеров взрывоопасного облака лёгкого газа (то есть газа, имеющего более низкое значение молярной массы по сравнению с воздухом) при его испарении из пролива жидкости с низкой температурой. Как правило, для этого используют систему уравнений Навье - Стокса [16, 17]. В то же время имеются и простые полуэмпирические корреляции для определения расстояния от места пролива СПГ до границы облака по уровню концентрации метана, соответствующей НКПР [4]:

L = 7,8M0-4, (1)

где L - расстояние, м; M - масса пролитого СПГ, кг.

В настоящее время для расчётов температурного режима пожара на основе уравнений Навье -Стокса используется программный код Fire Dynamic Simulator (FDS) [18], который широко применяется в различных странах мира. Предложено исследовать возможность использования данного кода для другой задачи - оценки размера взрывоопасной зоны, образующейся при испарении проливов СПГ, чему и посвящена настоящая работа.

МЕТОДИКА РАСЧЁТА РАСПРОСТРАНЕНИЯ ОБЛАКОВ ПАРОВ СПГ В АТМОСФЕРЕ

Расчёт распространения облаков сжиженного природного газа проводился с помощью модели вычислительной гидродинамики, реализованной в программном коде FDS [18]. Указанная модель в численном виде решает систему уравнений Навье -Стокса, замкнутую уравнением состояния идеального газа для низкоскоростного потока газа, перемещающегося в пространстве за счёт неоднородностей полей температур и концентраций.

Расчётная область представляет собой прямоугольный параллелепипед с основанием шириной а = 1 000 м и длиной b = 1 000 м, высотой расчётной области h = 300 м. Расчётная область поделена на ячейки таким образом, чтобы одна ячейка представляла собой куб со стороной 5 м. В результате получается, что в расчётной области содержится 2 400 000 ячеек. Отметим, что указанный размер ячейки выбран из соображения минимизации времени расчёта при

36

© Шебеко А. Ю., 2019

сохранении его удовлетворительной точности. Разумеется, выбранный размер ячейки недостаточен для моделирования с удовлетворительной точностью процессов, протекающих в непосредственной близости от места пролива СПГ. В настоящей работе стоит задача определения концентраций природного газа на расстояниях, значительно превышающих размеры пролива, и в данном случае выбранный размер ячейки не сказывается принципиально на результатах расчёта.

При задании исходных данных в коде РОБ предполагалось, что охлажденный до температуры кипения метан поступает в окружающее пространство с интенсивностью в соответствии с аналитическим соотношением, полученным в работе [4] на основе опубликованных экспериментальных данных.

Масса поступившего в окружающее пространство СПГ, площадь пролива, а также скорость ветра в окружающем пространстве были взяты из работы [1]. Концентрации метана определялись вдоль и против ветра, в положительном и отрицательном направлении поперек ветра на расстояниях 250, 300 и

350 м соответственно от центра пролива у поверхности земли.

Пролив СПГ в количестве 10-18 т в экспериментах [1] проводился на поверхность озера диаметром 58 м с расходом 5-8 т/мин при скорости ветра 1,8-9,1 м/с.

В рамках численной модели, реализованной в программном коде ГОБ, скорость ветра одинакова по пространству и не зависит от расстояния от поверхности земли.

АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЁТА

Исходные данные для расчётов и результаты определения размеров взрывоопасных облаков по направлению ветра приведены в таблице на основе экспериментальных данных, представленных в работе [1].

Типичные зависимости концентраций метана от времени на различных расстояниях от места пролива СПГ по направлению ветра и в направлении, перпендикулярном ветру, представлены на рисунках 1—4.

Максимальные расстояния достижения нижнего концентрационного предела распространения пламени по направлению ветра

Номер Объём пролитого Масса пролитого Скорость ветра, Максимальное расстояние достижения НКПР (Rmnp), м

опыта м3 т м/с Эксперимент Расчёт по FDS Расчёт по формуле (1)

1 34,0 16,0 5,4+1,8 255 300 380

2 39,4 18,5 8,4+1,2 200 350 400

3 28,4 13,4 1,8+0,3 420 275 350

4 24,2 11,4 5,7+0,7 325 250 330

h1

200

400

600

LIM 800 1000

-1—

1200 Время, с

4 -

2 -

1 -

[\3

Ш ix

200

400

600

800

—

1000 1200 Время, с

Рисунок!. Зависимость концентрации метана от времени на различных расстояниях от места пролива СПГ в опыте № 1: а - по направлению ветра; б - в поперечном направлении; расстояния: 1 - 250 м; 2 - 300 м; 3 - 350 м

го —

I I I Г Г И [ " I г 200 400 600 800 1000 Время, с

6 -

го —

го —

? 24

о

и

—I-1-1-п—I—н-г—I-1-

200 400 600 800 1000 Время, с

Рисунок 2. Зависимость концентрации метана от времени на различных расстояниях от места пролива СПГ в опыте № 2

II

200

400

600

800

д

1—

1000 Время, с

п=а

лЗ

200

400

600

800

"1

1000 Время, с

Рисунок 3. Зависимость концентрации метана от времени на различных расстояниях от места пролива СПГ в опыте № 3

со 4 —

5 2-

200

—I—Г

400

600

800

1-1-

1000 Время, с

6 -1

4 -

2 -

200

400

600 б

800

I

1000 Время, с

Рисунок 4. Зависимость концентрации метана от времени на различных расстояниях от места пролива СПГ в опыте № 4

Обозначения к рисункам 2-4: а - по направлению ветра; б - в поперечном направлении; расстояния: 1 - 250 м; 2 - 300 м; 3 - 350 м

Приведённые зависимости характеризуются наличием достаточно острых пиков, максимумы которых падают с увеличением расстояния от места пролива продукта. Наличие такого рода пиков обусловлено быстрым снижением интенсивности испарения СПГ во времени. Действительно, согласно данным работы [4], интенсивность испарения продукта уменьшается в 4-5 раз за первые 100 с испарения, что связано с захолаживанием поверхности пролива. Следует отметить относительно слабую зависимость пиковых концентраций метана от направления и скорости ветра (то есть на распространяющийся холодный газ почти не влияет слабый ветер, при котором проводились эксперименты [1] и расчёты настоящей работы). Данный эффект можно качественно объяснить распространением локальной пространственной области холодного (и вследствие этого более плотного, чем воздух) метана за счёт гравитационных эффектов. При этом быстрое падение скорости испарения приводит к малому пространственному размеру распространяющейся локальной области тяжёлого холодного метана с учётом нагрева испаряющихся паров СПГ окружающим воздухом, что обусловливает остроту наблюдаемых концентрационных пиков. Характерная горизонтальная скорость распространения указанной выше локальной пространственной области тяжёлого холодного метана, оцененная по данным на рисунках 1—4, составляет около 0,3 м/с независимо от скорости ветра и количества пролитого продукта. Это также подтверждает упомянутый выше качественный характер распространения облака тяжёлого газа в основном за счёт гравитационного оседания и в меньшей степени за счёт дрейфа под действием ветра. Аналогичный эффект был отмечен в работах [19, 20].

При сравнении результатов расчётной оценки максимальных расстояний достижения НКПР (ОНКПР) с экспериментальными данными [1] были сделаны определённые выводы. Для первых двух опытов расчёты как по программе ГЭБ, так и по формуле (1) дают завышенные значения ОНКПР, при этом формула (1) завышает величины ОНКПР более существенно (почти в 2 раза). В то же время для опытов 3 и 4 эксперимент даёт заметно более высокие значения ОНКПР. Вероятная причина этого может состоять в следующем.

В кратком описании экспериментов в работе [1] отмечено, что во время опытов 3 и 4 наблюдался

быстрый фазовый переход (БФП), проходивший во взрывном режиме. При этом на расстоянии 30 м от начальной точки разлития наблюдалась волна давления с амплитудой 5 кПа. Почему БФП наблюдался только в двух разлитиях, осталось невыясненным. При этом не указано конкретно, в каких опытах реализовался БФП.

Логично предположить, что БФП приводит к расширению области существования взрывоопасных концентраций (то есть величины ОНКПР), так как распространение облака тяжёлого газа происходит не только за счёт гравитационного оседания, но и за счёт взрывного испарения. При этом, как следует из таблицы, в опытах 3 и 4 количество пролитого продукта меньше, чем в опытах 1 и 2, а величины ОНКПР выше. Объяснить данную особенность без учёта влияния БФП вряд ли возможно. Исходя из этого можно сделать вывод, что БФП имел место в опытах 3 и 4, для которых расчёт, учитывающий только процессы испарения из пролива, даёт заниженные значения

о

НКПР"

Необходимо также отметить, что упрощённая формула (1) даёт более высокое значение горизонтальных размеров взрывоопасных зон, чем расчёт по ГЭБ.

Таким образом, в настоящей работе проведена расчётная оценка параметров рассеяния сжиженного природного газа при его испарении из проливов с использованием как программного комплекса ГЭБ, так и упрощённой аналитической формулы.

Выполнено сравнение с имеющимися экспериментальными данными. Для опытов, в которых происходило только испарение из проливов, расчёты с использованием комплекса ГЭБ дают приближенную оценку горизонтальных размеров взрывоопасных зон, в то время как расчёты по упрощённой эмпирической формуле существенно переоценивают указанные размеры.

В случаях, когда пролив СПГ сопровождается (помимо испарения) взрывообразным быстрым фазовым переходом, экспериментально определённые размеры взрывоопасных зон заметно превышают расчетные значения. В дальнейшей работе необходимо продолжить детальное изучение процессов быстрых фазовых переходов при проливах СПГ для более надёжного прогнозирования горизонтальных размеров взрывоопасных зон.

ЛИТЕРАТУРА

1. Маршалл В. Основные опасности химических производств / пер. с англ. М.: Мир, 1989. 672 с.

2. Макеев В. И. Безопасность объектов с использованием жидких криогенных продуктов // Пожаровзрывобезопасность. 1992. Т.1, № 3. С. 34-45.

3. Болодьян И. А, Молчанов В. П., Дешевых Ю. И., Шебе-ко Ю. Н, Некрасов В. П., Смолин И. М, Колосов В. А, Пономарёв А. А, Макеев В. И., Гордиенко Д. И. Пожаровзрывобезопасность объектов хранения сжиженного природного газа. Анализ состояния проблемы // Пожарная безопасность. 2000. № 2. С. 86-96.

4. Болодьян И. А., Молчанов В. П., Дешевых Ю. И., Шебе-ко Ю. Н.,Некрасов В. П., Смолин И. М, Колосов В. А, Пономарёв А. А, Макеев В. И., Гордиенко Д. И. Пожаровзрывобезопасность

объектов хранения сжиженного природного газа. Процессы испарения и формирования пожаровзрывоопасных облаков при проливе жидкого метана. Методики оценки параметров // Пожарная безопасность. 2000. № 4. С. 108-121.

5. Blanketing effect of expansion foam on liquefied natural gas (LNG) spillage pool / B. Zhang, T. Olewski, L. Vechot, M.S. Mannan // Journal of Hazardous Materials. 2014. Vol. 280. P. 380-388.

6. Parishar A, Vergara C., Clutter J. K. Methodology for consequence analysis of LNG release at deepwater port facilities // Safety Science. 2011. Vol. 49. P. 686-694.

7. Busini V., Rota R. Influence of the shape of mitigation barriers on heavy gas dispersion // Journal of Loss Prevention in the Process Industries. 2014. Vol. 29, No. 1. P. 13-21.

8. Rana M.A., Mannan M.S. Forced dispersion of LNG vapor with water curtain // Journal of Loss Prevention in the Process Industries. 2010. Vol. 23. P. 768-772.

9. StefanaE, Marciano F., AlbertiM. Qualitative risk assessment of a dual fuel (LNG - diesel) system for heavy-duty trucks // Journal of Loss Prevention in the Process Industries. 2016. Vol. 39. P. 39-58.

10. Liu X, Schlake B.W. Probabilistic analysis of the release of liquefied natural gas (LNG) tenders due to freight-train derailment // Transportation Research. Part C. 2016. Vol. 72. P. 77-92.

11. Ikealumba W.C., Wu H. Effect of atmospheric and sea stability on liquefied natural gas (LNG) dispersion. Implications to Australian LNG marine transport // Fuel. 2017. Vol. 197. P. 8-19.

12. Sun B., Guo K., Pareek V.K. Dynamic simulation of hazard analysis of radiation from LNG pool fire // Journal of Loss Prevention in the Process Industries. 2015. Vol. 35. P. 200-210.

13. Quantitative risk analysis of loading and offloading liquefied natural gas (LNG) on a floating storage and regasification unit (FSRU) // Journal of Loss Prevention in the Process Industries. 2016. Vol. 43. P. 629-653.

14. Sun B, Guo K, Pareek V.K. Hazardous consequence dynamic simulation of LNG spill on water for ship-to-ship bunkering // Process Safety and Environmental Protection. 2017. Vol. 107. P. 402-413.

15. Chu. B., Chang D. Effect of full-bore natural gas release on fire and individual risks: A case study for an LNG-fueled ship // Journal of Natural Gas Science and Engineering. 2017. Vol. 37. P. 234-247.

16. Кестенбойм, Х. С., Махвиладзе Г. М., Федотов А. П. Эволюция облака легкого газа, образующегося при проливах криогенного горючего. М.: ИПМ, 1989. 48 с.

17. Puttock, I. A model for gravity dominated dispersion of dense clouds. Stable stratified flow and dense gas dispersion. Oxford: Clarendon, 1988.

18. Fire Dynamics Simulator. Technical Reference Guide (version 6.1). NIST Special Publication 1018. Washington, NIST, 2014.

19. England, W.G. Atmospheric dispersions of liquefied natural gas vapor clouds using SIGMET, a three-dimensional time dependent hydrodynamic computer model. Washington State University: Heat Transfer and Fluid Mechanics Institute, 1978.

20. Van Ulden A.P. On the spreading of a heavy gas released near the ground. First International Symposium on Loss Prevention and Safety Promotion in the Process Industries, 1974. P. 221-226.

Материал поступил в редакцию 19 декабря 2018 года.

Alexei SHEBEKO

Ph.D. in Engineering

FSFE All-Russian Research Institute for Fire Protection of EMERCOM of Russia, Balashikha, Russia E-mail: ay_shebeko@mail.ru

NUMERICAL MODELING OF LIQUEFIED NATURAL GAS VAPOR SPREAD WHEN SPILT ON A HARD SURFACE

ABSTRACT

Purpose. The work is devoted to assessing hazard when liquefied natural gas is spilt on a hard surface. The hazard is associated with gas evaporation and spread of a formed gas cloud. In this article the size of the formed explosive zones has been assessed. The subject of the study is the propagation process of cold gas vapor cloud having density below that of air at room temperature.

Methods. The research method is numerical modeling using FDS software widely applied in the world practice for modeling fires and implementing the numerical solution of Navier - Stokes equations.

Findings. The results describing propagation of liquefied natural gas cloud of cold vapors have been obtained. Furthermore, the size of explosive zones has been calculated. The comparison with large-scale experiment results presented in the literature has been given. The calculations based on the empirical formula

have been shown for comparison The calculations using FDS software give an approximate assessment of the horizontal size of hazardous areas, while the calculations using a simplified empirical formula significantly overestimate these dimensions.

Research application field. The results of the work can be used to assess the fire hazard of production facilities, storage and shipment of liquefied natural gas.

Conclusions. The calculated assessment of liquefied natural gas dissipation parameters during gas evaporation from the spills using both FDS software and a simplified analytical formula has been carried out. Comparison with the available experimental data has been performed.

Key words: three-dimensional model, liquefied natural gas, evaporation from the spill, explosive zone size, simplified analytical formula.

REFERENCES

1. Marshall V. Osnovnye opasnosti himicheskih proizvodstv [Major chemical hazards]. Moscow, Mir Publ., 1989. 672 p.

2. Makeev V.I. Safety of facilities using liquid cryogenic products. Pozharovzryvobezopasnost, 1992, vol.1, no. 3, pp. 34-45. (in Russ.).

3. Bolodyan I.A., Molchanov V.P., Deshevyh Yu.I., Shebeko Yu.N., Nekrasov V.P, Smolin I.M., Kolosov V.A., Ponomarev A.A., Makeev V.I., Gordienko D.I. Fire and explosion safety of liquefied natural gas storage facilities. Problem State Analysis. Pozharnaya bezopasnost, 2000, no. 2, pp. 86-96. (in Russ.).

4. Bolodyan I.A., Molchanov V.P., Deshevyh Yu.I., Shebeko Yu.N., Nekrasov V.P., Smolin I.M., Kolosov V.A., Ponomarev A.A., Makeev V.I., Gordienko D.I. Fire and explosion safety of liquefied natural gas storage facilities. Processes of evaporation and the formation of fire and explosion hazard clouds during the passage of liquid methane. Methods of parameter estimation. Pozharnaya bezopasnost, 2000, no. 4, pp. 108-121. (in Russ.).

5. Blanketing effect of expansion foam on liquefied natural gas (LNG) spillage pool / B. Zhang, T. Olewski, L. Vechot, M.S. Mannan. Journal of Hazardous Materials, 2014, vol. 280, pp. 380-388.

6. Parishar A., Vergara C., Clutter J. K. Methodology for consequence analysis of LNG release at deepwater port facilities. Safety Science, 2011, vol. 49, pp. 686-694.

7. Busini V., Rota R. Influence of the shape of mitigation barriers on heavy gas dispersion. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2014, vol. 29, no. 1, pp. 13-21.

8. Rana M.A., Mannan M.S. Forced dispersion of LNG vapor with water curtain. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2010, vol. 23, pp. 768-772.

9. Stefana E., Marciano F., Alberti M. Qualitative risk assessment of a dual fuel (LNG - diesel) system for heavy-duty trucks. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2016, vol. 39, pp. 39-58.

10. Liu X., Schlake B.W. Probabilistic analysis of the release of liquefied natural gas (LNG) tenders due to freight-train derailment. Transportation Research. Part C, 2016, vol. 72, pp. 77-92.

11. Ikealumba W.C., Wu H. Effect of atmospheric and sea stability on liquefied natural gas (LNG) dispersion. Implications to Australian LNG marine transport. Fuel, 2017, vol. 197, pp. 8-19.

12. Sun B., Guo K., Pareek V.K. Dynamic simulation of hazard analysis of radiation from LNG pool fire. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2015, vol. 35, pp. 200-210.

13. Quantitative risk analysis of loading and offloading liquefied natural gas (LNG) on a floating storage and regasification unit (FSRU). Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2016, vol. 43, pp. 629-653.

14. Sun B., Guo K., Pareek V.K. Hazardous consequence dynamic simulation of LNG spill on water for ship-to-ship bunkering. Process Safety and Environmental Protection, 2017, vol. 107, pp. 402-413.

15. Chu. B., Chang D. Effect of full-bore natural gas release on fire and individual risks: A case study for an LNG-fueled ship. Journal of Natural Gas Science and Engineering, 2017, vol. 37, pp. 234-247.

16. Kestenboym, H.S., Mahviladze G.M., Fedotov A.P. Evolyutsiya oblaka legkogo gaza, obrazuyushchegosya pri prolivah kriogennogo goryuchego [Evolution of a cloud of light gas formed during the straits of cryogenic fuel]. Moscow, Keldysh Institute of Applied Mathematics Publ., 1989. 48 p.

1 7. Puttock, I. A model for gravity dominated dispersion of dense clouds. Stable stratified flow and dense gas dispersion. Oxford: Clarendon, 1988.

18. Fire Dynamics Simulator. Technical Reference Guide (version 6.1). NIST Special Publication 1018. Washington, NIST, 2014, 149p.

19. England, W.G. Atmospheric dispersions of liquefied natural gas vapor clouds using SIGMET, a three-dimensional time dependent hydrodynamic computer model. Washington State University: Heat Transfer and Fluid Mechanics Institute, 1978.

20. Van Ulden A.P. On the spreading of a heavy gas released near the ground. First International Symposium on Loss Prevention and Safety Promotion in the Process Industries, 1974, pp. 221-226.

© Shebeko A., 2019

41