книги / 940

УДК 621.18.003.12

С.А. Хлуденёв, А.С. Стрелков, А.Г. Хлуденёв, Н.М. Рябчиков, С.Х. Загидуллин

Пермский государственный технический университет

НЕКОТОРЫЕ ВОПРОСЫ НЕСТАЦИОНАРНОГО ИСПАРЕНИЯ ОПАСНЫХ ВЕЩЕСТВ

С ПОВЕРХНОСТИ АВАРИЙНЫХ ПРОЛИВОВ

Предложена модель нестационарного испарения опасных веществ со свободной поверхности, основанная на полном энергетическом балансе пролива. Показана удовлетворительная сходимость результатов модельных прогнозов с экспериментальными данными.

Для прогнозирования последствий аварийных ситуаций на предприятиях химического профиля важную роль играют модели испарения опасных веществ со свободной поверхности проливов. Они позволяют оценить интенсивность поступления в окружающую среду паров легковоспламеняющихся или токсичных жидкостей, обусловливающую силу взрывного или токсического воздействия.

Визвестных немногочисленных моделях испарения [1, 2] не принимается во внимание нестационарный характер испарения опасных веществ, что снижает достоверность прогнозных оценок аварийного риска.

Воснову рассматриваемой авторами модели испарения положено уравнение полного энергетического баланса пролива. Энергетический баланс в целом описывается как удельный энергообмен через единицу площади:

где Cp,l – теплоемкость жидкости, Дж/(кг К); m – масса жидкости в проливе, кг; t – время, прошедшее с начала пролива, с; Tl – температура жидкости в проливе, К; q1 – тепловой поток грунт–жидкость, Дж/(м2 с); q2 – конвективный тепловой поток воздух–жидкость, Дж/(м2 с); q3 – ра-

221

диационный тепловой поток воздух–жидкость, Дж/(м2 с); qv – удельная интенсивность испарения (парообразования), кг/(м2 с); Lv – теплота парообразования, Дж/кг; F – площадь пролива, м2.

При моделировании процесса использованы следующие допущения:

1)площадь пролива является однородным, непористым, полубесконечным телом с плоской границей;

2)поверхность раздела жидкость–воздух полагается плоской, волнообразование отсутствует;

3)отсутствует градиент температур в слое жидкости.

Решение уравнения (1) численным методом позволяет рассчитать температуру на каждом шаге при известной начальной температуре жидкости. Для решения этого уравнения необходима информация о тепловых потоках и интенсивности испарения, считающихся неизменными на текущем временном шаге.

Тепловой поток грунт–жидкость q1 обусловлен разностью температур между жидкостью и подложкой, а также теплофизическими характеристиками подложки. Для вычисления искомого потока решается задача теплопроводности:

где λ g – коэффициент теплопроводности грунта, Вт/(м К). Конвективный тепловой поток воздух–жидкость q2 определяется

разностью температур между жидкостью и воздухом:

где Ta – температура окружающего воздуха, К; α – коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2 К).

Радиационный тепловой поток воздух–жидкость q3 обусловлен коротковолновым излучением от солнца и длинноволновым излучением атмосферы. Возможно также наличие сильного источника тепла в непосредственной близости от пролива, например, пожара.

Удельная интенсивность испарения qv при фиксированных условиях может быть определена несколькими способами.

По модели, предложенной в работе [4], qv определяется следующим образом:

222

где Pv – давление насыщенных паров жидкости, Па; М – молекулярная масса жидкости, г/моль; Tк – температура кипения жидкости при атмосферных условиях, К; k – коэффициент массоотдачи испаряемого вещества в воздух, м/с:

где U – скорость ветра, м/с; d – характерный размер пролива, м;

где β – коэффициент массоотдачи испаряемого вещества в воздух, м/с; с – концентрация пара в объеме, кг/м3; сs – концентрация пара в непосредственной близости от поверхности пролива, кг/м3.

где Nu – критерий Нуссельта.

Для определения критерия Нуссельта используются следующие зависимости:

где Re = dU – критерий Рейнольдса.

ν a

Для верхней оценки скорости испарения при сs = cν и c = 0 в уравнении (6) получаем

где cν – концентрация насыщенного пара, кг/м3.

223

Описанный выше алгоритм моделирования нестационарного испарения опасных веществ с поверхности аварийных проливов реализован в виде компьютерной программы. В программе предусмотрена возможность выбора той или иной модели [4, 5] для определения потери массы вещества.

На рисунке показано сравнение результатов компьютерного моделирования нестационарного испарения аммиака с опытными данными, полученными в работе [6].

Рис. Сравнение расчетных значений интенсивности испарения qv с опытными

На рисунке видно, что результаты моделирования нестационарного испарения с использованием обеих моделей удовлетворительно согласуются с экспериментальными данными (средний процент ошибки модели по работе [4] составляет 25 %, а модели по работе [5] – 13 %). Наблюдаемое расхождение модельных прогнозов и опытных значений интенсивности испарения объясняется спецификой условий эксперимента.

Список литературы

1.Методика оценки последствий химических аварий (Методика «Токси». Редакция 2.2). М.: НТЦ «Промышленная безопасность», 2001.

2.ГОСТ Р 12.3.047–98. Пожарная безопасность технологических процессов. Общие требования. Методы контроля.

224

УДК 621.18.003.12

С.А. Хлуденёв, В.В. Новоселов, А.Г. Хлуденёв, Н.М. Рябчиков, С.Х. Загидуллин

Пермский государственный технический университет

АНАЛИЗ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ ОБОРУДОВАНИЯ В ЗАДАЧАХ ОЦЕНКИ АВАРИЙНОГО РИСКА АММИАЧНЫХ ХОЛОДИЛЬНЫХ УСТАНОВОК

Приведены результаты технического диагностирования

ианализ технического состояния различных типов теплообменных

иемкостных аппаратов аммиачных холодильных установок предприятий химической и пищевой промышленности. Результаты могут быть использованы в задачах оценки риска аммиачно-холодильного оборудования, выработавшего свойпроектный ресурс.

Внастоящее время большое количество предприятий химической

ипищевой промышленности применяют систему холодоснабжения на базе аммиачно-холодильных установок (АХУ). Такие предприятия попадают под действие Федерального закона № 116 «О промышленной безопасности производственных объектов».

Основные опасности АХУ связаны с токсическим и энергетиче-

ским потенциалами, возможным их высвобождением в сочетании с воздействием токсических, ударно-волновых и тепловых нагрузок. Аммиачное оборудование пищевых предприятий представляет особую опасность вследствие преимущественного расположения последних на селитебной территории. Так, по нашим расчетам, при аварии с полным разрушением емкостного аммиачного оборудования, например ресивера, установленного без поддона на наружной площадке, при неблагоприятных атмосферных условиях глубина зоны токсического поражения может достигать 1,2 км. В работе [1] показано, что к комплексу вышеперечисленных рискообразующих факторов целесообразно относить и изношенность технологического оборудования вследствие протекания в нем деградационных процессов в условиях длительной эксплуатации. Изношенность формирует техническое состояние оборудования и обусловливает экстремальные условия его функционирования.

226

Следует отметить, что оборудование АХУ рассматриваемых предприятий в основной своей массе физически устарело и исчерпало свой проектный ресурс.

В работе [2] также отмечается, что «…вероятность появления аварийных ситуаций и размеры соответствующего ущерба возрастают по мере старения оборудования».

Обеспечение приемлемого уровня промышленной и экологической безопасности АХУ может быть достигнуто путем прогнозирования опасностей и их проявлений на основе концепции риска.

Общие методы анализа риска известны [3], их совершенствованию уделяется достаточное внимание. Однако концепция риска стареющего оборудования в настоящее время представлена единичными работами [2, 4]. Так, в работе [4] предложен подход к прогнозированию потенциальных опасностей при эксплуатации изношенного нефтехимического оборудования, основанный на определении частотной составляющей риска с учетом фактического состояния объекта. Подход ориентирован на индивидуальную нагруженность оборудования

иего реальное техническое состояние.

Вкачестве параметра, характеризующего техническое состояние

объекта, используется степень износа δ , определяемая как отношение фактического утонения стенки ∆ tф объекта к максимально возможному

∆tmax при достижении стенкой расчетной величины:

δ= ∆ tф .

∆tmax

Вэтой связи с целью предварительной оценки изношенности основного технологического оборудования АХУ в рамках рассматриваемого подхода к анализу риска нами были проанализированы результаты технического диагностирования (в частности толщинометрии) более трехсот единиц различных типов теплообменных и емкостных аппаратов, входящих в состав АХУ предприятий пищевой и химической промышленности отработавших свой нормативный ресурс. Анализ и обработка результатов диагностирования выполнялись в соответствии с основными положениями математической статистики [5].

Как видно на рис. 1, наибольшей изношенностью, достигающей

значения δ = 0,4, отличаются вертикальные конденсаторы. Для остальных же типов аппаратов степень износа существенно ниже и находится

227

в пределах δ = 0,1…0,2. Уместно отметить, что в соответствии с паспортной и ремонтной документацией вертикальные конденсаторы чаще других аппаратов выводятся из эксплуатации и подвергаются ремонтным работам с применением сварки.

Рис. 1. Гистограмма степени износа емкостного оборудования АХУ: 1 – конденсаторы вертикальные (КВ-150, КВ-250); 2 – сепараторы; 3 – конденсаторы (ИКТ, КТГ и др.); 4 – транспортные емкости; 5 – испарители; 6 – маслоотделители; 7 – ресиверы (различных типов); 8 – отделители жидкости; 9 – промежуточные сосуды

Представляет интерес распределение значений δ по высоте корпуса конденсатора (рис. 2). Как видно на рис. 2, степень износа стенок конденсаторов, начиная от высотной отметки Н = 700…800 мм, возрастает по мере приближения к нижней трубной решетке. Максимальное значение степени износа δ = 0,4 наблюдается в сечении на высоте Н = 200 мм. Такая картина износа характерна для группы конденсаторов, эксплуатирующихся в ОАО «Пермский хладокомбинат ”Созвездие„», ОАО «Галоген».

Одной из возможных причин отмеченного характера распределения значений δ по высоте корпуса конденсаторов может служить частичная конденсация паров аммиака на внутренней поверхности нижней части корпуса, обусловливающая повышенный эрозионнокоррозионный износ аппарата. Это обстоятельство подтверждается выполненными нами тепловыми расчетами, некоторые результаты которых представлены на рис. 3 и 4.

228