CC BY
82
К. М. Кузнецов, А. Д. Галеев, С. И. Поникаров ВЛИЯНИЕ ВОДЯНОЙ ЗАВЕСЫ НА ПОСЛЕДСТВИЯ ЗАЛПОВОГО ВЫБРОСА АММИАКА
Ключевые слова: залповый выброс аммиака, численное моделирование, распространение газа, водяная завеса.
Рассмотрено влияния водяной завесы на последствия залпового выброса аммиака с учетом абсорбции газа каплями воды.
Keywords: volley emission of ammonia, numerical modeling, distribution of gas, water curtain.
Consider the effect of a water curtain on the consequences salvo emission of ammonia gas absorption with the water drops.
ЭКОЛОГИЧЕСКИЕ ПРОБЛЕМЫ ПРОИЗВОДСТВА
УДК 614.8
Введение
Развитие химического комплекса в России, модернизация существующих производств и строительство новых химических предприятий остро ставит вопрос о возможных технических способах защиты персонала предприятий и населения при возникновении чрезвычайных ситуаций связанных с выбросами токсичных веществ в газообразном и сжиженном состоянии, способными образовывать токсичные облака, которые распространяются на значительные расстояния. Например, при эксплуатации наземных складов жидкого аммиака пристальное внимание уделяется водяным завесам для ограничения распространения токсичного выброса [1]. Применение водяных завес при ограничении распространения токсичных облаков может позволить существенно уменьшить ущерб от возможных аварий и уменьшить число пострадавших и погибших от воздействия поражающих факторов [2] [3].
Одним из наиболее опасных сценариев аварии на предприятиях химической промышленности является залповый выброс токсичного вещества. Неблагоприятные последствия такого сценария аварии определяются, в основном, по расчетной величине токсодозы, а наиболее часто применяемым средством при ограничении выброса токсичного вещества является водяная завеса [1,4].
Стоит отметить тот факт, что рекомендательных документов по проектированию и применению эффективных водяных завес, в настоящие время в России нет, а требования нормативно-технических документов сводятся к требованию «наличия водяной завесы», никак не конкретизируя ее параметры и характеристики.
Для решения поставленной задачи авторами были проанализированы публикации зарубежных исследователей [5, 6], в которых описаны поставленные эксперименты и предложены модели по оценке эффективности водяных завес. Но эти исследования имеют либо характерную специфику, как в работе [6] (исследование на примере СПГ), либо используют упрощенные балансовые соотношения [5]. В связи с этим, авторы статьи полагают, что для объективного решения поставленной задачи
целесообразно использовать современные методы вычислительной гидродинамики.
Защитное действие водяной завесы включает комбинацию следующих механизмов [7]:
• разбавление парогазовой смеси воздухом, захватываемым водяными струями;
• тепловой эффект вследствие испарения капель воды;
• абсорбция опасного вещества каплями воды.
Математическая модель
Предлагаемая авторами модель взаимодействия водяной завесы и токсичного облака состоит из двух частей:
- система уравнений несущей фазы (распространение газа в воздухе);
- система уравнений дисперсной фазы (водяная завеса).
Первая часть подробно описана в [8] и ввиду большого объема информации в настоящей статье не представлена.
При построении модели дисперсной фазы в атмосфере были сделаны следующие допущения:
• капли имеют сферическую форму;
• влиянием турбулентных пульсаций на рассеяние выброса пренебрегаем;
• при попадании капли на твердую поверхность происходит ее удаление;
• взаимодействие капель между собой не учитывается.
Для описания движения капель водяной завесы (дисперсной фазы) используется Эйлерово-Лагранжев подход. При данном подходе для несущей фазы решаются осредненные по Рейнольдсу уравнения Навье-Стокса. При этом вся дисперсная фаза разбивается на большое число групп капель, в пределах каждой из которых параметры всех физических капель считаются одинаковыми, и, следовательно, эволюция каждой группы может быть прослежена путем расчета движения лишь одной представительной капли [9].
Прогнозирование траектории движения капель осуществляется интегрированием уравнения
баланса сил, которое записано в Лагранжевой системе координат.
Для определения движения капель использовалось уравнение [9]:
dup dt
:fd (u1 - up )+-
я(р p- p)
(1)
где ир — проекция скорости движения капли на ось х, м/с; и[ — проекция вектора скорости несущей фазы на ось х, м/с; рр — плотность капли, кг/м3; р — плотность несущей фазы, кг/м3; Л — шаг по времени; Рс(и1-ир) — удельная сила сопротивления на движению капли, Н/кг [9]:
18ц С0Яеа ,
(2)
Fd =-
р d2 24
Ир "р
где ц — коэффициент динамической молекулярной вязкости несущей фазы, кг/(м-с);Кеа — число Рейнольдса; ар — диаметр капли, м; Сс —коэффициент сопротивления для частиц сферической формы определяется из соотношения [9]:
24 +1000 (1)
Re- ч
0,424,
6
Red > 1000
Red = -
Число Рейнольдса Red определено как:
pd 2 k - uJ
(4)
Скорость капли, вычисленная интегрированием уравнения (1), используется для определения ее траектории:
ах
ах=up, (5)
Уравнения, подобные (1), решены для каждого направления координат.
Уравнение, определяющее интенсивность испарения (конденсации) компонентов капель, имеет вид [9]:
dmp,
(6)
где тр, 1— масса компонента капли, кг; N — молярный поток компонента пара, моль/м2-с; Ар— площадь поверхности капли, м2; М1 — молекулярная масса компонента капли, кг/моль.
Молярный поток компонента пара от поверхности капли равен [9]:
N,=P(C,s - C,J ■
(2)
где в — коэффициент массоотдачи, м/с; С1,8 — концентрация компонента у поверхности капли, моль/м3; С1М — концентрация компонента в окружающем газе, моль/м3.
Коэффициент массоотдачи врассчитывается из соотношения:
Р = 811'°т> , 81 = 2,0 + 0,6ЯеТЯс1/3-
dp
(3)
где Бт1 — коэффициент молекулярной диффузии компонента в смеси, м2/с; 8с— молекулярное число Шмидта: 8с = |а/(р-Д„).
Изменение температуры
определяется уравнением [9]:
капли
mC
г. р
-Tp t \ JL dm p
-a-=*a a )+g -it
•AHg
(4)
где СР,р— теплоемкость капли, коэффициент конвективной
Дж/(кг-К); as— теплопередачи.
Вт/(м -К); Тм—локальная температура несущей фазы, К.
Коэффициент конвективной теплоотдачи а8определяется из корреляции Нуссельта [9]:
Nu = -
a.
• d
X
- = 2.0 + 0.6Re1/2Pr1/3-
(5)
Обратное влияние дисперсной фазы на несущий поток, обусловленное межфазным обменом теплотой, импульсом и массой, учитывается включением соответствующих источниковых членов в уравнения переноса энергии, импульса, примеси и в уравнение неразрывности для сплошной фазы [9].
Изменение импульса несущего потока Б, Н/м3, обусловленное гидродинамическим сопротивлением капель, рассчитывается из следующего соотношения [9]:
л
F = 1 h 18^Cd ReV
j=1
L — число
Рр-2 24
(«р - ui)
л
m At-
(6)
частиц-представителей, прошедших
через контрольный объем V; ^ — текущий
массовый расход частиц данной фракции через грань контрольного объема, кг/с.
Источник массы 8, кг/(м3-с) в уравнении неразрывности и уравнении переноса примеси, возникающий в результате испарения капель, определяется через соотношение [9]:
S = ■
h Ami 'vh m0i
m,
0 j
(7)
Сток энергии в газовой фазеР, Дж/(м -с), обусловленной теплообменом с каплями, рассчитывается следующим образом [9]:
1 L Am: / \
Q = - 77 h ^ ( + Cp,P ATj Я 0
V~ m0 j
(8)
где Дт — изменение массы 1-й капли в процессе испарения за время прохождения ею данного контрольного объема, кг; т^ — начальная масса капли-представителя, кг; ДТИ — изменение температуры частицы в данном контрольном объеме V; т0] — начальный массовый расход частиц
данной фракции через грань контрольного объема, кг/с.
В качестве решаемой задачи был проанализирован выброс 30 тонн жидкого аммиака. Первичное облако, образующееся вследствие мгновенного вскипания части сжиженного аммиака, задавалось упрощенно в виде цилиндра с температурой соответствующей температуре кипения аммиака при атмосферном давлении.
Основные исходные данные, при которых было проведено численное моделирование выброса аммиака приведены ниже в табл.1.
p
CD =
Таблица 1 - Основные исходные данные, при которых было проведено численное моделирование
Результаты расчетов
Параметр Значение Размерность
Основные исходные данные
Число насадок 20 шт.
Шаг между 2 м
насадками водяной
завесы
Высота постановки 5 м
завесы
Длина завесы 40 м
Расстояние от 10 м
завесы до
подветренного края
пролива
Угол распыления 90 град.
Давление воды 0,2/0,5/1,0 МПа
перед насадкой
водяной завесы
Скорость ветра 1/2,5/5 м/с
Температура 303 К
воздуха
Площадь пролива 400 (20x20) м2
Направление завесы нисходящее -
Остальные параметры водяной завесы, в зависимости от давления истечения, приведены в табл.2. Параметры форсунок выбирались из источников [10] для форсунки ТБ32.
Таблица 2 - Характеристики форсунки TF32
Параметр Значение Размерность
Давление истечения 0,2 МПа
Расход жидкости из 2,25 кг/с
форсунки
Средний диаметр капель (по Заутеру) 0,52 мм
Скорость истечения 17,8 м/с
жидкости
Давление истечения 0,5 МПа
Расход жидкости 3,56 кг/с
из форсунки
Средний диаметр 0,4 мм
капель (по
Заутеру)
Скорость 28,2 м/с
истечения
жидкости
Давление истечения 1 МПа
Расход жидкости 5,05 кг/с
из форсунки
Средний диаметр 0,36 мм
капель (по
Заутеру)
Скорость 39,8 м/с
истечения
жидкости
10000М
1МЮОО
ко
расстояние (м)
Рис. 1 - Распределение токсодоз по оси облака на высоте у= 0.1 в зависимости от давления истечения и скорости ветра (с учетом абсорбции газа каплями воды): 1 м/с
1СООООО
10Я>
1 ю ¡да 1Ж1 пхни
Рис. 2 - Распределение токсодоз по оси облака на высоте у= 0.1 в зависимости от давления истечения и скорости ветра (с учетом абсорбции
газа каплями воды): 2.5 м/с
кжоосоо
1ЙЮ00
1С©0
109 1000 ЮМЮ
рас:тояиие (м)
Рис. 3 - Распределение токсодоз по оси облака на высоте у = 0.1 в зависимости от давления истечения и скорости ветра (с учетом абсорбции газа каплями воды): 5 м/с
Выводы
Исходя из данных представленных на рис.1 - рис.3 можно сделать следующие выводы:
- с увеличением расхода жидкости эффективность водяной завесы, определяемая снижением концентрации непосредственно после завесы, увеличивается, тогда как с увеличением скорости ветра - снижается;
- с увеличением расстояния от источника выброса, различия в значениях токсодоз при отсутствии и наличии завесы уменьшаются.
При решении поставленной задачи получен неожиданный и достаточно интересный результат, что при скорости ветра 1 м/с значения токсодоз на удалении от источника при включенной водяной завесе превышают значения, полученные при отсутствии водяной завесы. Это связано с тем, что при заданных размерах пролива (20*20 м) и низких скоростях ветра значительное влияние на рассеивание газа будет оказывать естественная конвекция, возникающая над поверхностью пролива под действием положительного градиента плотности.
Образующийся перед водяной завесой рециркуляционный поток вызывает унос газа в направлении против ветра и способствует изменению плавучести облака от положительной к нейтральной. Кроме того, обладающий высокой скоростью рециркуляционный поток увеличивает интенсивность испарения из пролива. С эффектом естественной конвекции связан тот факт, что при скорости ветра 1 м/с и отсутствии водяной завесы опасные зоны меньше, чем при скоростях ветра 2,5 и 5 м/с.
Таким образом, численное моделирование позволяет изучать взаимодействие крупномасштабных выбросов токсичных веществ и водяных завес при задании различных условий (изменение скорости ветра и давления истечения жидкости), а не только в условиях лабораторных экспериментов, как, например
в [11].
Предложенная математическая модель при проектировании водяных завес на опасных производственных объектах позволит не только сэкономить на проведении дорогостоящих экспериментов, но и быть уверенным в том, что подобранная конфигурация завесы будет наилучшим вариантом в условиях конкретного производства.
Литература
1. ПБ 09-579-03. Правила безопасности для наземных складов жидкого аммиака (утв. постановлением Госгортехнадзора РФ от 5 июня 2003 г. N 62)
2. Шильникова Н.В., Чепегин И.В. Использование нестандартной абсорбционной колонны при аварийных выбросах хлора в водоподготовке. Вестн. Казан. технол. ун.-та. - 2012. -№.7. - С.158-162.
3. Насыбуллин Р.Р., Галеев А.Д., Поникаров С.И. Методы и средства ограничения опасных веществ при аварийных выбросах и проливах. Вестн. Казан. технол. ун.-та. - 2013. -№.4. - С.221-213.
4. Федеральные нормы и правила в области промышленной безопасности "Правила безопасности производств хлора и хлорсодержащих сред" (утв. приказом Федеральной службы по экологическому, технологическому и атомному надзору от 20 ноября 2013 г. N 554)
5. Emilio Palazzi , Fabio Curro& Bruno Fabiano. MATHEMATICAL MODELING OF FLUID SPRAY CURTAINS FOR MITIGATION OF ACCIDENTAL RELEASES, Chemical Engineering Communications, № 194:4, р.446-463.
6. Byung Kyu Kim, Dedy Ng, Ray A. Mentzer, M. Sam Mannan. Key Parametric Analysis on Designing an Effective Forced Mitigation System for LNG Spill Emergency. Journal of Loss Prevention in the Process Indastries, № XXX, 2013, p. 1-9.
7. G. Dusserre, A. Dandrieux, and O.Thomas, TheDVS model: A new concept for heavy gas dispersionby water curtain, Environ Model Software 18, 2003, p. 253-259.
8. А.Д. Галеев, С.И. Поникаров, А.А. Салин. «Моделирование аварийного пролива бинарного раствора с использованием программы FLUENT». Математическое моделирование.- 2011.-№ 23:7. -С.129-144.
9. Fluent Inc. Fluent 6.1 // User's Guide. - Lebanon, 2003.
10. HF Mitigation by Water Sprays. A Summary of Design Considerations by Nozzle Selection. ver. 2.53. 12/18/2008.
11. Кузнецов К.М., Галеев А. Д., Поникаров С.И. Численное моделирование завесы для ограничения распространения токсичного выброса. Вестн. Казан. технол. ун.-та. - 2013. -№.20. - С.303-305.
© К. М. Кузнецов - асп. каф. машин и аппаратов химических производств КНИТУ, [email protected]; А. Д. Галеев -доц. той же кафедры; С. И. Поникаров - д-р техн. наук, проф., зав. каф. машин и аппаратов химических производств КНИТУ
© К. М. Kuznetsov, Graduate student machines and apparatuses of chemical manufactures KNRTU [email protected]; А. D. Galeev, Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, Department of machines and devices of chemical manufactures KNRTU; S. 1 Ponikarov, Doctor of Technical Sciences, Professor, Head of the Department of machines and devices of chemical production KNRTU.
