Расчет количества разлившейся нефти

Рассмотрим линейный участок нефтепровода протяженностью L_H между нефтеперекачивающими станциями НПС₁ и НПС₂, на котором на расстоянии х от HПC₁произошла аварийная утечка нефти из МН, причем эффективная площадь отверстия—Sэфф.

Для штатного режима функционирования рассматриваемого участка расход нефти составляет Q_o.

Общий объем вытекшей нефти К составляет:

v=v_l+v₂+v₃,

где V₁ — объем нефти, вытекшей в напорном режиме, т.е. с момента повреждения до остановки перекачки;

V₂ — объем нефти, вытекшей в безнапорном режиме, с момента остановки перекачки до закрытия задвижек;

V₃ — объем нефти, вытекшей с момента закрытия задвижек до прекращения утечки (до момента прибытия АВБ или полного опорожнения отсеченной части трубопровода).

Объем V₁ вытекшей нефти за интервал времени τ₁ определяется численным решением системы дифференциальных уравнений в частных производных, включающей законы сохранения массы и импульса потока ньютоновской жидкости:

а) уравнение неразрывности:

б) уравнение сохранения импульса:

в) связь давления и плотности:

Р-Р₀ = с²(р-р₀),

где х — время;

х — расстояние от начала трубопровода;

Р, р₀, и — осредненные по сечению давление, плотность и скорость нефти;

λ(Re) — коэффициент трения, зависящий от режима течения в трубе (число Рейнольдса Re = uD/v);

g — ускорение силы тяжести;

β — локальный угловой коэффициент трассы нефтепровода (р = dz/dx);

с — скорость распространения звука в нефти вдоль трубопровода (км/с);

z — нивелирная отметка трассы;

v = μ/р — кинематический коэффициент вязкости;

μ — динамический коэффициент вязкости нефти. Система дополняется начальными и граничными условиями. В качестве начальных выбирается либо режим стационарного течения, если он известен, либо состояние покоя, если режим стационарного течения заранее неизвестен. В последнем случае режим стационарного течения получается путем решения нестационарной задачи о запуске насоса на входе трубопровода. Обычно для получения стационарного режима в трубе достаточно 5—10 временных интервалов, в течение которых возмущение пробегает от начала трубопровода до его конца.Граничные условия выбираются следующим образом: На входе трубопровода производная давления полагаетсяравной нулю, а скорость потока определяется с учетом этогодавления по характеристике насоса Я— Q_Q «напор—расход».

1) На выходе трубопровода есть два способа задания граничных условий. Если на выходе стоит насос, нагнетающий нефтьв следующий участок трубопровода, то следует, полагая равной нулю производную давления, определить скорость потока с учетом этого давления, а также давление в начале следующего участка по характеристике насоса «напор—расход» (этот подход аналогичен заданию входных условий). Если на выходе трубопровода производится слив нефти в какую-либо емкость,что обычно имеет место на последнем участке магистрали, то задается давление в этой емкости (как правило, равное атмосферному) и равенство нулю первой производной скорости.

После срабатывания задвижек граничные условия на входе/выходе трубопровода изменяются. Граничные условия соответствуют условию «жесткой сетки»: равенство нулю скорости на границах и равенство нулю первых производных по давлению.

Для определения величины A(Re) используется зависимость Коулбрука—Уайта, связывающая коэффициент трения X с числом Рейнольдса Re и характеристиками трубопровода:

где А — шероховатость внутренней поверхности трубопровода. Решением этого трансцендентного уравнения можно опреде­лить A(Re).

Соответственно поток массы через отверстие задается выра­жением:

где а — коэффициент, который принимает максимально воз­можное значение, равное 0,6.

Скорость истечения нефти из трубопровода определяется из интеграла Бернулли—Эйлера как:

15.3. Оценка площади загрязнения земель и водных объектов

С точки зрения тяжести экологических последствий в общем случае можно выделить три типа условий взаимного расположения места аварии на нефтепроводах с природными объектами: аварии на участках вдали от водных объектов;

— аварии на подводных переходах нефтепровода

— аварии вблизи водоемов и водотоков.

В первом случае весь объем вылившейся нефти распределяется по поверхности суши. Площадь первичного загрязнения и глубина проникновения в почву существенно зависят от шероховатости поверхности (микро- и макрорельеф, пористость, трещиноватость и др.).

Для приближенных расчетов площади загрязнения земли S₃ с учетом мероприятий по сбору разлившейся нефти используется формула

где М₃ — масса потерянной нефти (средняя по различным сценариям). Для получения более точных оценок или для особо важных объектов, таких как заповедники, зеленые зоны городов и т.п. S₃ определяется с привлечением экспертов-почвоведов.

Приближенная оценка площади загрязненной водной поверхности S производится по формуле:

где V — объем разлившейся нефти, попавшей в водные объекты, м,

S — площадь загрязненной водной поверхности, м². Если площадь зеркала водоема S_B < S_p, то S_p = S_B.

При авариях вблизи водоемов и водотоков соотношение объема нефти, загрязнившей сушу, и объема нефти, попавшей в водные объекты, существенно зависит от взаимного располо­жения нефтепровода и водных объектов, микрорельефа прилегающей территории, наличия защитных сооружений, а также объема вылившейся нефти V. Определение отношения для каждого такого участка нефтепровода производится экспертным путем.

15.4. Риск аварийных разливов

Оценка риска разлива нефти является этапом сочетания (объединения) значений частот и последствий аварий.

Для каждого, расчетного участка при этом производится оценка одного или нескольких следующих показателей риска:

1) Ожидаемые среднегодовые потери товарной нефти из-за аварийных разливов R_v (объем или масса потерь).

2) Ожидаемая среднегодовая площадь загрязнения сухопутных ландшафтов R_st и водных объектов R_sr

3) Ожидаемый среднегодовой экологический ущерб как сумма штрафных санкций за загрязнение компонентов природной среды R_d.

4) Показатели, характеризующие эффективную площадь выведения из естественного состояния сухопутных ландшафтов R_et и водных объектов R_er

Для приближенных консервативных (максимальных) оценок расчет ожидаемых объемов разлива нефти производится по формуле:

где объем V_max определяется из условия «гильотинного» разрыва нефтепровода (<i_0TB ⁼ D);

коэффициент сбора К_сб = 0,5 при величинах интервалов времени остановки перекачки τ₁ = 15 мин и времени перекрытия задвижек τ₂ = 30 мин. Аналогичные консервативные условия, соответствующие «максимально проектной аварии», принимаются для расчета остальных показателей риска.

Для более точных расчетов необходимо учитывать вероятностные характеристики параметров аварийного истечения, в том числе вероятность образования дефектных отверстий определенной площади S_Эфф, распределение интервалов времени остановки насосов, перекрытия потоков и других параметров по частоте реализации λ_i; а также соответствующие этим частотам определенные последствия.

15.5. Экологические последствия аварийных разливов нефти

Экология — это наука о взаимоотношениях живых организмов друг с другом и с окружающей средой. Однако в России термин «экология» часто используется не в значении науки, а для определения самих живых организмов и окружающей их среды. В данном разделе будем говорить о последствиях загрязнения земель, водных объектов нефтью, являющейся маслянистой жидкостью, которая надолго задерживается на поверхности и в водных объектах. Поэтому последствия аварий на нефтепроводах описывается не только площадью загрязнения, но и продолжительностью периода естественного восстановления загрязненных земель и водных объектов, сильно зависящей от климатического пояса, в котором расположены загрязненные участки. По этим показателям территория России, на которой размещены магистральные нефтепроводы, разделена на районы (рис. 15.2). Индекс района на рис. 15.2 состоит из цифры и буквы, где цифра соответствует диапазону периода естественного восстановления почвенно-растительно-го покрова, а буква — периоду восстановления водных объектов. Соответствующие районам продолжительности восстановления представлены в табл. 15.2.

Экологические последствия аварий на нефтепроводах имеют и экономическую составляющую, которая выражается в том, что за нанесенный в вышеуказанном смысле экологический ущерб эксплуатирующая организация штрафуется природоохранительными органами. Удельный экологический ущерб оценивается как ожидаемая сумма штрафов в расчете на 1 т нефти, разлившейся при аварии нефтепровода. По этому показателю территория России разделена на районы, которые имеют индексы от 1 до 5 (рис. 15.3). Соответствующие каждому району величины Удельного экологического ущерба за загрязнение поверхности вод, почвы и атмосферы представлены в табл. 15.3.

Рис. 15.2. Схема районирования территории расположения магистральных нефтепроводов в Российской Федерации по времени естественного восстановления почвенно-растительного покрова и водных объектов после нефтяного загрязнения

Таблица 15.2 Продолжительность периода естественного восстановления почвенно-растительного покрова и водных объектов

Продолжительность периода естественного восстановления почвенно-растительного покрова и водных объектов, лет
Почвенно-растительный покров	Водные	объекты
Обозначение района по	схеме
						А	Б	В	Г
2,5	7,5	15,0	20,0	25,0	30,0	0,5	10,0	12,0	37,0

Используя данные таблиц 15.2 и 15.3, можно оценить экологические последствия аварий

Рис. 15.3. Схема районирования территории расположения магистральных нефтепроводов в Российской

 

Федерации по показателям удельного экологического ущерба

Таблица 15.3 Удельный экологический ущерб от загрязнения природных сред нефтью в ценах 1997 г.

Показатель удельного экологического ущерба	Индекс района на схеме (рис. 15.3)
R^pd, тыс. руб./т
R^3d, тыс. руб./т
R^a/^T), РУб./т
RP +R^3d, тыс. руб./т

Лекция 16. Струйный выброс

Цель: Дать понятие струйного выброса.

Учебные вопросы:

1. Образование турбулентных струй

2. Факельные системы и сбросные трубы

3 Свободная турбулентная струя

Время 2 часа.

Литература: Защита окружающей среды в ЧС. /В.Ф. Мартынюк, Б.Е. Прусенко/

16.1. Образование турбулентных струй

При истечении жидкости или газа из отверстия или насадки возникает свободная струя (рис. 16.1), которая вскоре после выхода из отверстия становится турбулентной, за исключением случая очень малой скорости истечения. Вследствие турбулентности свободная струя частично смешивается сокружающим ее воздухом, увлекая его за собой. Поэтому количество вещества, протекающее через поперечное сечение струи, увеличивается помере удаления от отверстия, засчет чего струя расширяется, а скорость ее уменьшается так что полный импульс остается неизменным. В случае аварии выбрасываемым струей материалом может быть газ, двухфазная смесь или жидкость. Для газовых струй существенным является отношение скорости газа U₀ на срезе сопла к скорости а распространения звуковых волн, называемое числом Маха: Ма = U₀/а. В зависимости от величины Ма различают дозву­ковые (Ма < 1) и сверхзвуковые (Ма > 1) струи.

Сверхзвуковые течения формируются в случае, когда с помощью сопла, в котором за минимальным (критическим сечением), где скорость течения не превышает скорость звука, канал имеет расширяющуюся форму, где вещество разгоняется до сверхзвуковых скоростей. Сверхзвуковые струи в дальнейшем нами рассматриваться не будут.

На форму струи влияют различные факторы. В зависимости от направления струи в окружающей среде различают струи, вытекающие в неподвижный, спутный, встречный и сносящий потоки. Струю называют свободной, если она вытекает в среду, не имеющую ограничивающих поверхностей. В противном случае при столкновении с преградой могут образовываться струи сколь угодно сложной формы.

Плотность свободной струи может отличаться от плотности окружающего воздуха, например ввиду того, что выбрасываемый газ имеет другую плотность, или из-за того, что температура струи сильно отличается от температуры окружающего воздуха. В таком случае на развитие струи влияет гравитация, и важное значение имеет направление струи относительно земной поверхности.

В газо- и гидродинамике для характеристики механически-подобных течений используют безразмерные числа Рейнольдса, описывающие отношение сил инерции к силам трения и имеющие значение:

Re=Udp/μ

где U — скорость потока;

d — характерный размер (например, диаметр отверстия);

р — плотность газа;

μ — коэффициент вязкости (все размерности в одной системе).

Числом Рейнольдса течения на выходе из отверстия определяется характер течения в струе. Переход от ламинарной к турбулентной свободной струе осуществляется при числе Рейнольдса 2,5 -10⁴. Во всех практически важных случаях струя является турбулентной.

Различаются также смешивающиеся (газовая струя в воздухе) и несмешивающиеся (жидкость в воздухе) струи. Поверхность несмешивающейся струи неустойчива и на некотором расстоянии от отверстия распадается на капли.

В случае, когда вещество трубы смешивается с воздухом, на границе раздела образуется монотонно расширяющаяся вдоль струи область вязкого перемешивания — струйный пограничный слой (рис. 16.1). В начальном участке струи, при х < х_н расширяющийся пограничный слой еще не достигает оси течения, скорость течения V вблизи оси постоянна и равна скорости на срезе сопла. Далее, в переходном участке, вязкое перемешивание распространяется на весь объем струи, скорость течения уменьшается, и профили продолжают меняться. И, наконец, еще дальше, в основном участке, скорость течения на оси продолжает уменьшаться, а профили относительной скорости становятся неизменными (автомодельными).

В дозвуковой струе статическое давление в любой точке постоянно и равно давлению в окружающем пространстве (изобарическая струя). В конечном счете, скорость струи становится пренебрежимо малой, и с этого момента выброс превращается в смесь газа с воздухом, дисперсия которой зависит от метеорологических условий и свойств смеси в данном месте пространства.

С точки зрения безопасности нас в дальнейшем будет интересовать процесс образования и рассеяния струй, образованных выбросом токсических веществ, а также вопрос горения струй при выбросе горючих веществ.

16.2. Факельные системы и сбросные трубы

Одним из способов нейтрализации вредных выбросов в нефтегазодобывающей и нефтеперерабатывающей промышленности является их сжигание в факельных системах. Обеспечение безопасности при эксплуатации факельных систем включает оценку размеров факела и тепловых нагрузок, возникающих при горении струи. Для выбранной высоты факельного ствола Н (м) (обычно не менее 35 D) и заданном расстоянии R (м) плотность теплового потока q_n (кВт/м²) для различных диапазонов числа Маха потока определяют по формулам:

Q_n=εQ/4π[R²+(H-h+Z)², при Ма≥0,2

Здесь Q — количество тепла, выделяемое пламенем, кВт; е — коэффициент излучения пламени, принимаемый по справочным данным (см. также следующий раздел); h — высота объекта, м; Н — высота факельного ствола, м; а — угол отклонения пламени под действием ветра (угол между вертикалью и осью пламени), градус, tg a = V_B/V, где V_B — скорость ветра на уровне центра пламени; V — скорость истечения сбросного пламени, м/с; Z — расстояние от центра излучения пламени до верха ствола, при Ма < 0,2 рекомендуется принимать Z— 5D, а при Ма>0,2 определяется по следующим соотношениям:

H/D 20 30 35 40 60 80 100

Z/D 32 37 39 40 44 47 48

При расчетах при постоянных сбросах рекомендуется при­нимать Ма ≤ 0,2, а при периодических или аварийных сбросах

Ма < 0,5.

При оценке безопасности факельных систем рекомендуется принимать следующие значения предельно допустимой плот­ности теплового потока q_пд (кВт/м²):

—у основания факельного ствола 9,4;

—при условии эвакуации персонала в течение 30 с 4,8;

—на ограждении факельной установки и при условии эвакуации персонала

в течение 3 мин 2,8;

—неограниченное пребывание персонала 1,4.Минимальное расстояние между факельным стволом и объектом R_mjn, на котором плотность теплового потока достигает предельно допустимого значения, определяется при выбранной высоте факельного ствола по формулам:

Здесь q — предельно допустимая плотность потока отпламени отличается от q_пд на величину прямой солнечной радиации q: q_mn = q_na ~ Q_c-,

Ясно, что при заданном расстоянии между факельным ство­лом и объектом и предельно допустимой плотностью теплового потока можно рассчитать необходимую высоту факельногоствола.

При сбросе газа из предохранительного клапана через сбросную трубу в горизонтальном направлении консервативную оценку величины приземной концентрации газа С (г/м³) на расстоянии R (м) от места выброса можно произвести по формуле:

где G — расход сбрасываемого газа, г/с;

V- секундный объем сбрасываемого газа при нормальном давлении, м-ус;

d — диаметр сбросного патрубка, м;

Р, р_в — плотность сбрасываемого газа и окружающего воздуха, кг/м-³;

h — высота сбросного патрубка, м.

16.3. Свободная турбулентная струя

Свободная турбулентная струя - это физическое явление, которое ярко проявляется в таких авариях в нефтяной и газовой промышленности, как истечение газа из скважины при открытых газовых фонтанах или истечение газа из газопроводов. В условиях аварийного истечения из скважины продолжительность фонтанирования зависит от геологических условий и эффективности действий по ликвидации фонтанов Она может составлять от нескольких часов или суток для незначительных скоплений до нескольких месяцев, и даже лет для сеноманских залежей. В процессе фонтанирования может произойти очистка поровых каналов, вынос породы и забитие участка ствола и формирование пробки. Учитывая это, а также зависимость от других труднопрогнозируемых факторов, продолжительность фонтанирования целесообразно оценивать с использованием статистических факторов.

При аварийных газовых фонтанах условия истечения в выходном сечении достигают критических значений, когда скорость потока в сечении равна местной скорости звука а, а дебит Q_H для изотермического истечения определяется по формуле:

Q_n=CaFρ_y/ρ_H

где С_а — поправочный коэффициент, учитывающий специфику формирования выходного сечения канала при аварии;

F — площадь поперечного сечения канала у устья;

р_у и р_н — плотность газа у устья и при нормальных условиях соответственно.

При анализе рассеяния высокоскоростной струи природного газа влияние ветра можно не учитывать. При этом для оценки размеров зон загазованности используются эмпирические соотношения, позволяющие рассчитывать радиальные распределения концентрации (С) и скорости (и) газа в струевом потоке:

где Z — осевая, а r — радиальная координаты;

Ь₁ и b₂ — константы распределения, зависящие от отношения плотностей газа р_г и воздуха р_а в нормальных условиях (р =р_г/р_а) и в диапазоне 0,14 < р < 1,53, описываются эмпирическими соотношениями:

b₁ = 50,5 + 48,2р -9,95р²,

b₂ = 23 + 41p.

Концентрации (С), скорости потока (u) и массового расхода (G) на оси струи определяются как:

где Р_о=ρ _r(0,0) — диаметр среза сопла;

Gq и Wq — массовый расход и скорость истечения газа на срезе. Тогда характерная длина струи L_* с концентрацией С_* на оси может быть определена по уравнению

Для определения высоты факела пламени газовых фонтанов с содержанием горючего газа не менее 90 % можно использовать формулу:

где h_ф — высота пламени, м;

V — расход газа, млн м³/сут.

Максимальный диаметр в верхней части турбулентного диффузионного факела газового пламени можно оценить из соотношения:

Интенсивность излучения компактного вертикального газового факела / можно оценить по формуле:

где е_из — коэффициент излучения факела пламени;

Q_n = βQ_H-V— количество тепла, выделяемого факелом

пламени, МДж/г;

β — коэффициент неполноты сгорания;

Q_n — низшая теплота сгорания газа, МДж/м³

V — расход газа, м³/час;

R — расстояние от центра пламени до объекта, м.

Коэффициент излучения е_из равен: для метана — 0,2; пропана — 0,39; углеводородов с молекулярной массой более 44 — 0,4. Зависимость коэффициента излучения от молекулярной массы (М) горящего углеводорода описывается уравнением:

При аварийном истечении газа из трубопровода следует рассмотреть два случая: истечение газа при разрыве трубопровода на полное сечение («гильотинный разрыв») и истечение газа через небольшое отверстие. В обоих случаях образуется свободная турбулентная струя, но с существенно различным расходом. При «гильотинном разрыве» истечение происходит в условиях опорожнения трубопровода, и расход газа падает с течением времени, в то время как истечение через небольшое отверстие практически не влияет на параметры потока в трубе и может рассматриваться как истечение газа через отверстие из сосуда высокого давления.

Для инженерной оценки массового расхода газа (G) при разрыве трубопровода на полное сечение может быть использовано уравнение Белла:

где G(τ) и G_H — соответственно текущий и начальд^щ',(i^_vUt мент разрыва) массовый расход, кг/с;

τ — время, прошедшее с момента разрыва;

r — фактор инерциальной задержки (r~ 0,5);

η| — коэффициент сохранения массы;

е — постоянная времени, с.

где Р_н — давление газа в трубопроводе до разрыва, Па;

Начальный массовый расход в предположении об адиабатическом характере истечения определяется как

Лекция 17. Оценка последствий взрывов

Цель: Дать оценку последствий взрывов.

Учебные вопросы:

1.Примеры катастрофических взрывов. Примеры катастрофических взрывов.

2.О тротиловом эквиваленте взрыва. Взрывы топливовоздушных смесей.

3.Физические взрывы. Разрыв сосудов высокого давления

Время 2 часа.

Литература: Защита окружающей среды в ЧС. /В.Ф. Мартынюк, Б.Е. Прусенко/

14.1. Примеры катастрофических взрывов

Авария в Оппау. 21 сентября 1921 г. в 7 ч 30 мин на предприятии компании BASF в Оппау (Германия) произошел взрыв 4500 т слежавшейся смеси солей нитрата и сульфата аммония. В результате погибло около 1000 человек, 1500 человек получили ранения, образовался кратер глубиной 10—60 м, шириной 75 м и длиной 120 м. Все здания в радиусе 250—300 м от места взрыва были полностью разрушены или нуждались в сносе. Серьезные разрушения произошли в радиусе до 6 км. Груда солей, использовавшихся как удобрения, при хранении слежалась и кристаллизовалась, ее решили дробить с помощью взрывов. Перед дроблением и отделением удобрений с помощью динамита проводили специальные исследования детонационной способности на зарядах диаметром 25 мм, которые «доказали», что соли не детонируют. Было проведено несколько взрывов с дроблением, один из которых закончился катастрофой.

Катастрофа в Техас-Сити. 16 апреля 1947 г. в порту Техас-Сити (США) загорелось судно «Grandcamp» с 2300 т аммиачной селитры, которая сдетонировала. Взрыв привел к возникновению пожаров и взрывов в городе и на других судах. Все здания на расстоянии полутора километров оказались разрушенными. Погибло более 500 человек. Катастрофа способствовала возник­новению термина «эффект домино».

14.2. Виды взрывного превращения. Ударная волна. Примеры катастрофических взрывов

Самым опасным видом взрывного превращения является детонация. Детонационная волна распространяется по невозмущенному веществу со сверхзвуковой скоростью, приводя к локальному повышению давления в зоне химического превращения исходного вещества в конечные продукты. Сравнение характерных параметров детонации с другими типами взрывных превращений показано в табл. 14.1.

Таблица 14.1 Сравнение характерных параметров детонации с другими типами взрывных превращений

Тип взрывного превращения	Масса, кг	Выделение энергии	Скорость превраще­ния, м/с	Максимальное избыточное давление, бар
Дж/кг	Дж/м^3
Детонация тнт		4,23-Ю^3	7-Ю^9	7-10^3	10^5
Взрыв облака метана	1,2		3,3-10^6
Горение об­лака метана	1,2		3,3-Ю^6	0,45	—

В результате детонации образуется ограниченная область продуктов детонации, имеющих высокие давления и температуру, расширение которой приводит к образованию взрывных волн в воздухе (или грунте) и взаимодействию их с какими-либо препятствиями. При рассмотрении взрывных волн на значительном расстоянии от места взрыва его источник можно рассматривать как точечный. Структура невозмущенной каким-либо препятствием падающей или проходящей взрывной волны показана на рис. 14.1. Положительная фаза волны давления характеризуется амплитудой избыточного даштения P⁺_s и продолжительностью положительной фазы Т⁺. Отрицательная фаза или фаза разрежения характеризуется продолжительностью Т~ и амплитудой Р~ Положительные и отрицательные удельные импульсы определяются как:

В основе моделирования взрывов лежит принцип «кубического корня» Хопкинсона: «Подобные ударные волны образуются на тождественно равных приведенных расстояниях в тех случаях, когда два заряда одного и того же ВВ подобной геометрии, но различного размера детонируют в одинаковой атмосфере». При этом приведенное расстояние Z определяется как: Z= R/M¹/³ или Z= R/E^l/\,

Рис. 14.1. Структура идеальной взрывной волны:

1 — положительная фаза; 2 — отрицательная фаза (волна разрушения)

Величина М относится к массе стандартного ВВ, для других ВВ используют массу ТНТ-эквивалента. Зависимость избыточ­ного давления от приведенного расстояния представлена на рис. 14.2.

При расчете избыточного давления в воздушной ударной волне при крупномасштабных взрывах конденсированных ВВ обычно используют формулу Садовского:

АР = 14q/R³ + 4,3q²/³/R² + \,06q^]/³/R,

Разрушение объектов под действием воздушной ударной волны носит вероятностный характер. В качестве самого простого критерия разрушения зданий можно принять следующие значения избыточного давления в ударной волне: полного — 100 кПа, сильного (50 % полно­го) — 70 кПа, среднего (без об­рушения зданий) — 28 кПа, умеренного (повреждение внутренних перегородок, дверей) — 14 кПа и малых (разбито не более 10 % остекления) — 2 кПа.

В соответствии с изложенными представлениями последствия любого взрыва, источник которого можно рассматривать как точечный, выражаются как последствия взрыва эквивалентного количества ТНТ, называемого тротиловым эквивалентом взрыва.

Однако в случае взрыва топливовоздушной смеси (ТВС) источник взрыва нельзя считать точечным. Особенно ясно это проявилось при анализе последствий аварии в Фликсборо, где, по различным оценкам, тротиловый эквивалент лежит в пределах от нескольких тонн до 1000 т.

14.3. О тротиловом эквиваленте взрыва

До последнего времени в нормативных актах для промышленных предприятий в России, в отличие от аналогичных документов в развитых странах, для оценки опасности взрыва топливовоздушных смесей (ТВС) используются величины тротиловых эквивалентов (ТЭ) по давлению. Согласно обычным подходам, ТЭ — это «условная масса ТНТ, взрыв которой адекватен по степени разрушения взрыву парогазовой среды с учетом реальной Доли участия во взрыве горючего ТВС, доли расхода энергии взрыва ТВС и ТНТ на формирование ударной волны». Методика оценки по ТЭ в свою очередь сводится к определению уровней опасности разрушений по фиксированным значениям предельных величин перепадов давления (ПД), которые широко использовались ранее только при анализе последствий взрывов зарядов конденсированных взрывчатых веществ (см. предыдущий раздел).

Однако в конце 80-х годов и в 90-е годы в результате оценки последствий взрывов ТВС, происходящих в типичных условиях промышленной застройки, поняты существенные отличия последствий взрыва ТВС от последствий взрыва зарядов конденсированных ВВ. Различия проявляются при одинаковой энергии взрыва при выбросе в атмосферу веществ, отличающихся друг от друга реакционной способностью, скоростью взрывного превращения и длительностью сгорания.

Методы оценок взрывных нагрузок по величине ТЭ страдают рядом принципиальных недостатков. Оценка последствий взрыва по величине ТЭ часто ведет к необоснованным дополнительным материальным затратам. Все это подталкивает к описанию отклика промышленных объектов на нагрузки, отличающиеся от таковых для взрывов ТВС по многим внешним признакам.

В отчетах страховых компаний неоднократно подчеркивалась неадекватность оценок уровня разрушений на различных расстояниях по единому значению величины ТЭ. Это не только делает противоречивыми выводы отечественной и зарубежной экспертизы, но и затрудняет согласование отечественных нормативных актов с общепризнанными международными директивными документами, что особенно важно при экспорте-импорте технологий и оборудования.

В основе сложившегося положения лежит недооценка важных различий взрывов зарядов конденсированных ВВ и ТВС:

—различаются в сотни раз исходные уровни давления в эпицентре взрыва;

—различаются профили давления воздушных ударных волн в атмосфере;

—при одинаковой энергии взрыва ВВ и ТВС резко различны геометрические размеры взрывоопасных систем;

—в подавляющем числе случаев форма облака ТВС отлична от сферической.

В связи с отмеченными обстоятельствами аналогия двух типов взрывов с существенными оговорками допустима только в случае большого удаления от места взрыва, т.е. в так называемой дальней зоне взрыва. В качестве характеристики «дальней» зоны можно принять уровень перепадов давления Р< 0,01 МПа. В «ближней» зоне взрыва, характеризуемой амплитудой волны давления Р > 0,01 МПа, подобной аналогии не существует. Поэтому многие важнейшие объекты, такие как операторные, пункты управления и контроля, отсечная арматура и иные исполнительные органы, зачастую рассчитывают на нагрузки, которые не свойственны взрывам ТВС.

Кроме описанных выше противоречий, связанных с определением величины ТЭ, дополнительная неточность обусловлена пренебрежением конечной длительностью возмущения давления. При оценке зон поражения по опасным уровням перепадов давления, определенным по результатам испытаний оружия массового поражения, упускается из виду очевидная ограниченность длительности волны давления. На основе обобщения многочисленных материалов по воздействию взрывных волн от зарядов ВВ ограниченной массы на типичные строительные конструкции уже поняты недостатки такого подхода. Ограниченность времени воздействия воздушной ударной волны повышает запас устойчивости конструкций и позволяет размещать оборудование более компактным образом.

Кроме пренебрежения конечной длительностью возмущения, существующие методы оценки и нормативы не принимают в расчет параметры фазы волны разряжения, неотвратимо сменяющей фазу сжатия. Это приводит к искажениям оценок опасности в ближней зоне взрыва, т.е. при удалении на расстояние R/R_o< 10 (здесь R_o — радиус границы облака). Между тем именно в этой зоне амплитуда волны разряжения не слишком мала, а длительность действия намного больше, чем у фазы сжатия. Поэтому близкие величины импульсов фаз разряжения и сжатия не позволяют пренебрегать действием всего волнового пакета.

14.4. Взрывы топливовоздушных смесей

Вид аварийного взрыва облака ТВС зависит от чувствительности смеси и загроможденности пространства, занимаемого облаком. При оценке вида взрывного превращения по чувствительности горючие смеси делятся на 4 класса:

1 класс — особо чувствительные (ацетилен, водород, окисьэтилена и т.д.);

2 класс — чувствительные (бутан, пропан, пропилен, сероуглерод, этилен, ШФЛУ, этан и т.д.);

3 класс — среднечувствительные (ацетон, бензин, гексан, сероводород, метиловый, этиловый и пропиловый спирты, СПГ,формальдегид и т.д.);

4 класс — слабочувствительные (аммиак, бензол, керосин, метан, окись углерода, фенол и др.).

Окружающие пространства в зависимости от их геометрических характеристик делятся на 4 вида:

Вид 1 — наличие длинных труб, полостей, каверн, заполненных горючей смесью, при сгорании которой возможно ожидать формирования турбулентных струй продуктов сгорания и ускорения пламени.

Вид 2 — сильнозагроможденное пространство: наличие полузамкнутых объемов, высокая плотность размещения технологического оборудования, лес.

Вид 3 — среднезагроможденное пространство: отдельно стоящие технологические установки, резервуарный парк.

Вид 4 — слабозагроможденное и свободное пространство.

Определив чувствительность смеси и загроможденность пространства, можно по экспертной табл. 14.2 определить вид взрывного превращения.

Таблица 14.2 Экспертная таблица

Класс	Вид окружающего пространства
смеси
	Ожидаемый диапазон	взрывного превращения

Диапазон 1 — детонация или горение со скоростью фронта 500 м/с и выше.

Диапазон 2 — дефлаграция, скорость фронта пламени 300— 500 м/с.

Диапазон 3 — дефлаграция, скорость фронта пламени 200— 300 м/с.

Диапазон 4 — дефлаграция, скорость фронта пламени 150—

200 м/с.

Диапазон 5 — дефлаграция, скорость пламени V_r = 43 М_т^1/6 (м/с), где М_г — масса топлива в облаке, кг.

Диапазон 6 — дефлаграция, скорость фронта пламени V_T = = 26 • М_г¹/⁶ (м/с).

Здесь М_г — масса горючего газа, содержащегося в облаке ТВС.

При определении взрывных нагрузок необходимо определить эффективный энергозапас ТВС.

Е = M_rq_T при С_Г<С_СТ, Е = М_rд_r C_CT/C_Г при С_г > С_ст

Здесь С_г и С_ст — концентрация горючего газа в смеси и сте-хиометрическая концентрация горючего в смеси с воздухом со­ответственно, кг/м³.

При расчете параметров взрыва облака, лежащего на поверхности земли, величина эффективного энергозапаса удваивается.

Теплота сгорания д_г в ТВС (МДж/кг) берется из справочных данных.

Для оценки объема облака можно воспользоваться соотношением

Если определение концентрации горючего в облаке затруднено, в качестве С_г можно использовать НКПВ.

Оценки последствий взрыва различаются для газового и гетерогенного состояния топлива в смеси. Предполагается, что смесь гетерогенная, если более 50 % топлива содержится в облаке в виде капель, в противном случае ТВС считается газовой. Для летучих веществ (пропан) смесь считается газовой, а для веществ с низким давлением насыщенного пара (распыл дизтоплива при 20 °С) смесь считается гетерогенной.

Для расчета параметров взрывной волны на расстоянии R(u) от центра облака сначала определяется безразмерный радиус:

где Р_о — атмосферное давление, атм.

Для детонации облака газовой ТВС расчет проводится по формулам:

Потом рассчитываются Р_х2 и 1_х2 для случая детонации, после чего выбираются наименьшие из этих значений. (Последнее действие связано с характерной особенностью интерполяционных формул. В некоторых случаях параметры Р_хХ и 1_х1 для де­флаграции могут оказаться больше параметров Р_х2 и 1_х2 для де­тонации, что фактически некорректно и для исправления ситуа­ции выбираются меньшие значения).

Далее рассчитываются размерные величины:

Rx=R/(10E/P₀)^1/3

Где Р₀ – атмосферное давление, атм.

Для детонации облака газовой ТВС расчет проводится по формулам

При R_x < 0,2 Р_х полагается равным 18, а в выражение для им­пульса подставляется значение R_x = 0,142.

Для детонации облака гетерогенной ТВС расчет проводится по формулам:

При R_x< 0,25 Р_х полагается равной 18, а величина 1_Х = 0,16.

В случае дефлаграции ТВС избыточное давление и импульс зависят также от скорости видимого фронта пламени V_T и степени расширения продуктов сгорания о, которая для газовых смесей принимается равной 7, а для гетерогенных о = 4. При этом для гетерогенных облаков величина эффективного энергозапаса смеси домножается на коэффициент Х= (σ — 1)/σ.

Безразмерные давления и импульс фазы сжатия определяются по формулам:

Выражения справедливы для R_x > 0,34, в противном случае подставляется R_x = 0,34.

Потом рассчитываются Р_х2 и I_х2 для случая детонации, после чего выбираются наименьшие из этих значений. (Последнее действие связано с характерной особенностью интерполяционных формул. В некоторых случаях параметры Р_х1 и I_х1 для дефлаграции могут оказаться больше параметров Р_х2 и I_х2 для детонации, что фактически некорректно и для исправления ситуации выбирают меньшие значения).

Далее рассчитываются размерные величины:

где С_о — скорость звука в воздухе, м/с.

Вероятность повреждений стен промышленных зданий, при которых возможно их восстановление, оценивается как:Р_r1=5-0,26 lnV₁

где V_x = (17500/АР)⁸'⁴ + (290/I)⁹'³

Для полного разрушения зданий

где V₂ = (40000/АР)^7,4 +(460/7)^11,3.

Вероятность длительной потери управляемости у людей:

Здесь т — вес тела живого организма в кг.

14.5. Катастрофа под Уфой

¹ В ночь с 3 на 4 июня 1989 г. в 23 ч 15 мин на перегоне между станциями Казаяк и Улу-Теляк при прохождении встречных пассажирских поездов произошел взрыв топливовоздушной смеси, образовавшейся в результате разрыва продуктопровода Западная Сибирь—Урал—Поволжье в 900 м от железной дороги. По продуктопроводу под рабочим давлением 3,5—3,8 МПа пере­качивалась широкая фракция летучих углеводородов (ШФЛУ), в состав которой входило 36 % пропана, 27 % п-бутана, 15 % изобутана, по 6—7 % изопентана, n-пентана и гексана, а также 2 % этана и 0,02 % метана. При температуре 20 °С плотность перекачиваемой жидкости составляла 565 кг/м³.

Разрыв продуктопровода произошел в верхней части трубы. Длина раскрытой полости вдоль трубы составляла 1989 мм, максимальная ширина — 1060 мм. Общая площадь раскрытия превышала двойную площадь проходного сечения трубопровода (0,77 м²), что создавало благоприятные условия для свободного выхода жидкости в атмосферу как из восточного, так и из западного участков системы. В месте разрушения была замечена наружная вмятина круглой формы диаметром 10—12 мм, совпадающая по направлению с линией разрыва. Там же, на наружной поверхности трубы, обнаружено овальное углубление длиной 35 мм и шириной 5—6 мм, средняя часть которого совпадает с линией разрыва, и две вмятины меньших размеров.

Первоначально в месте вмятины произошло локальное повреждение трубы с выбросом продукта в атмосферу. В результате интенсивного испарения легких углеводородов произошло переохлаждение металла, что повлекло за собой обширное разрушение трубопровода и интенсивное истечение продукта. Протяженность трубопровода между смежными насосными станциями составляла 555 км. Отключающая арматура с электроприводом по трассе была установлена через 10—13 км. Из-за отсутствия дистанционных средств управления и сигнализации о снижении давления в системе не удалось оперативно блокировать аварийный участок трубопровода.

Вместо того, чтобы найти место утечки и предпринять какие-то меры, на нагнетательной станции лишь увеличили давление в трубопроводе, так как решили, что оно упало, отклонилось от нормы. А тем временем газ заполнял ложбину у железной дороги. Пары углеводородов распространились над поверхностью земли и могли достичь железной дороги. Идущие навстречу друг другу поезда, по-видимому, вызвали турбулизацию газовоздушной смеси, ее воспламенение.

В зоне взрыва оказались два пассажирских поезда, в которых находилось 1284 человека, в том числе 383 ребенка. Воздушной ударной волной были оторваны от составов и сброшены с пути 11 вагонов, из которых 7 были полностью разрушены, а остальные обгорели снаружи и абсолютно выгорели внутри. Многих пассажиров выбросило в окна охваченных пламенем вагонов.

В щепки разлетелись все вагонные перегородки, состав вспыхнул, как факел. При катастрофе погибли или получили разной степени тяжелые поражения 1224 человека; на месте аварии найдено 258 погибших (из них 86 — в степени обугливания).

По характеру разрушений нельзя исключить детонацию в отдельных локальных зонах с препятствиями в условиях интенсивной турбулизации горючей смеси в воздушных потоках, возникающих при встрече поездов, идущих навстречу друг другу по параллельным путям. На месте катастрофы полностью разрушены участки железнодорожного по­лотна протяженностью 350 м, электроконтактной сети (3 км), воздушной линии связи и линии электропередачи (1,7 км), металлические опоры контактной сети и железнодорожные опоры линии электропередачи. От воздействия ударной волны в районе взрыва образовалась зона сплошного завала леса (рис. 14.3)на площади 2,5 км² (направление падения деревьев совпадает с направлением ударной волны и фронта пламени горения парового облака); повалены деревья (дуб, липа) диаметром 0,9 м; на границе зоны сплошного завала обломаны ветви и верхушки деревьев, содрана кора. В радиусе до 15 км от места взрыва в населенных пунктах выбиты стекла в домах, полностью или частично разрушены рамы и шиферные фронтоны (покрытия).

По наблюдаемому направлению движения пламени и ударной волны (по направлению поваленных деревьев) можно предположить, что источник воспламенения был у края облака. Фронт пламени распространялся по горючей смеси с юга на север и северо-запад. При достижении фронтом пламени крупного препятствия (насыпной дамбы, железной дороги высотой около 40 м от уровня расположения разрушенного участка трубопровода) могло произойти локальное ускорение распространения пламени с усилением ударной волны и изменением ее направления в северной части от железной дороги. Пламя могло распространиться с западной на северную сторону через водосточную трубу, проходящую под насыпной дамбой железнодорожного полотна.

При такой модели развития аварии наземное облако площадью 2,5 км² до взрыва имело вытянутую с севера на юг форму и располагалось по обе стороны от железной дороги. В этом случае масса углеводородов в облаке до его взрыва (при толщине облака 5—8 м и взрывоопасной доле углеводородов 2,2 %) составляла 1350 т, а время с момента разрыва трубопровода до взрыва — около 13 мин. Реально сложившиеся условия не исключали такого развития аварии, так как время с момента разрушения трубопровода точно не установлено, а оно могло значительно превышать расчетное. Высказывалось предположение об образовании на месте катастрофы поездов огненного шара, однако это предположение не подтверждается характером и масштабами разрушений.

Рис. 14.3. Зона сплошного завала леса (стрелками показано направление повала деревьев) при аварии под Уфой

Дата добавления: 2014-01-06