王 琳 季 潔 賀寶龍 潘旭海

1.南京工業(yè)大學城市與工業(yè)安全重點實驗室，江蘇 南京 210009；

2.上海建科工程咨詢有限公司，上海 200032

0 前言

液化天然氣（LNG） 是一種優(yōu)質(zhì)、高效的清潔能源，但在儲存、運輸和使用過程中有可能發(fā)生泄漏，迅速蒸發(fā)并與空氣混合形成易燃易爆、不斷擴散的蒸汽云團［1］，對周圍安全造成嚴重的威脅。 LNG 泄漏后與地面發(fā)生熱傳遞并不斷蒸發(fā)，最初產(chǎn)生的蒸汽溫度很低，密度大于周圍空氣并沿地面向下風向擴散，隨著空氣卷吸和熱輻射影響，蒸汽的溫度升高，密度開始降低，氣體達到正浮力狀態(tài)向下風向擴散［2］。 國內(nèi)外對LNG 泄漏擴散、蒸發(fā)進行了大量的實驗和數(shù)值模擬研究并取得成果［3-6］，但以往蒸發(fā)速率的計算僅僅是利用一維傅里葉導熱方程計算熱通量的變化，沒有考慮液池擴散半徑變化對熱傳遞的影響，實際上兩者是一個相互耦合的過程，液池擴散半徑變化導致熱流密度變化，單純依賴一維傅里葉導熱方程，只能片面認為液池的蒸發(fā)速率很大，實際情況是先隨時間線性變化達到最大值，然后蒸發(fā)速率隨時間的平方根成反比逐漸降低。 本文利用微分方法結合液體擴散模型和熱傳遞模型對最大蒸發(fā)速率以及蒸發(fā)速率隨時間的變化進行準確預測，并結合實際算例對液池擴散半徑、蒸發(fā)速率，以及液體質(zhì)量、液池厚度隨時間變化關系進行計算， 研究LNG 泄漏、 擴散蒸發(fā)過程有助于LNG 泄漏危險性的評估，對泄漏事故后應急反應、人員疏散等具有重要意義。

1 LNG 地面擴散及熱傳遞計算

1.1 LNG 液體泄漏速率的計算

LNG 泄漏速率［7］：

式中：Q 為LNG 質(zhì)量流率，kg/s；ρL為LNG 的密度，kg/m3；D 為泄漏孔面積， ㎡；p 為容器內(nèi)介質(zhì)的壓力，Pa；p0為環(huán)境壓力，Pa；Cd為流量系數(shù)。表1 給出了不同形狀泄漏口的流量系數(shù)值。

表1 不同形狀泄漏口的流量系數(shù)

1.2 LNG 地面擴散半徑變化

Britter［8］得出在連續(xù)性泄漏情況下，液體在無障礙阻擋時沿泄漏中心向周圍擴散，擴散半徑隨時間變化的關系見式（2）：

式中：R 為擴散半徑，m；v0為LNG 體積流率，m3/s；t 為泄漏時間，s。

1.3 LNG 地面熱傳遞模型建立

由于太陽輻射熱和周圍環(huán)境熱用來加熱低溫的蒸汽，LNG 液池蒸發(fā)所需要的熱量由地面?zhèn)鹘o液體， 對蒸發(fā)速率計算做以下假設：

●熱傳遞利用一維傅里葉導熱方程；

●地面是平坦和光滑的；

●儲罐尺寸與堤防尺寸比起來很小；

●隨著液池的擴散，熱邊界層厚度不斷增加。

LNG 與地面發(fā)生熱傳遞，熱流密度計算［9］見式（3）：

式中：q 為熱流密度，J/m2·s；λ 為地面熱導率，W/m；ΔT 為LNG 與地面溫差，K；α 為熱擴散率，m2/s。

在熱傳遞過程中，熱邊界層的厚度隨時間變化：

式中：δ 為熱邊界層的厚度，mm；

LNG 蒸發(fā)通量計算［10］見式（5）：

式中：VL為蒸發(fā)速率，kg/s；HV為LNG 蒸發(fā)熱，J/kg。

式（5）中s 包含了地面物理參數(shù)，其方程見式（6）：

式中：HV為地面比熱，J/(kg·K)；ρs為地面密度，kg/m3。

從式（5）可以看出LNG 泄漏初期的蒸發(fā)速率很大，實際情況是在蒸發(fā)一定時間之后隨時間平方根成反比變化［11］。

2 蒸發(fā)速率計算

2.1 初始蒸發(fā)速率計算

為了得到整個液池t 時刻內(nèi)的平均蒸發(fā)速率， 需要考慮液池在每一個積分單元dA 在dt 時間內(nèi)的蒸發(fā)速率， 下面采用微分法對整個液池的蒸發(fā)速率在ndt 時間內(nèi)進行計算：

對于第一時間段dt 內(nèi)：

對于第二時間段2 dt 內(nèi)，此時第一時間段內(nèi)蒸發(fā)速

一般情況下，當t=ndt 時：

解式（9）需求出液池面積隨時間變化的關系，利用式（2）得出液池面積隨時間變化的關系，任意時間段內(nèi)液池的面積dAn為：

將式（10）帶入式（9）可得：

式（11）化為：

式（12）顯示，對于連續(xù)性泄漏，液池蒸發(fā)的速率開始并不是無限大，而與時間成正比，計算比例因數(shù)值為0.6。

2.2 最大蒸發(fā)速率計算

當液體擴散受到堤防限制時，液池半徑等于堤防半徑，由式（2）計算液池前沿擴散到堤防的時間tc，代入式（12）計算液池最大蒸發(fā)速率Vmax。 此后液池的蒸發(fā)速率會逐漸降低，且與時間的平方根成反比。

當液池擴散不受堤防限制時，液池在擴散過程中蒸發(fā)速率不斷增大，當蒸發(fā)速率與泄漏速率相等時，利用式（13）計算此時時間td，代入式（2）得液池最大半徑rmax，見式（14）。

3 實際算例

3.1 泄漏率計算

民用LNG 汽車加氣點和民用燃氣氣化站LNG 儲罐容積一般為5～50 m3，壓力為0.6、0.8、1.2 MPa。 本文以5 m3LNG 圓柱形儲罐為例，半徑1 m，儲罐高度1.6 m，儲罐內(nèi)壓力0.8 MPa， 假設泄漏口為圓形， 泄漏孔面積為0.02 m2，雷諾數(shù)小于100，流量系數(shù)為0.50，初始液位距泄漏口高度為1 m，在泄漏過程中假設儲罐內(nèi)壓力不變，利用式（1）計算LNG 泄漏速率為19.92 kg/s，泄漏口以上LNG 質(zhì)量計算公式為：

式中：ma為泄漏口以上LNG 質(zhì)量，kg；m0為開始儲罐中LNG 質(zhì)量，kg；h 為泄漏口以上的液位高度，m；h0為剛開始的液位高度，m。

由以上計算知泄漏口以上LNG 質(zhì)量為1 375 kg，由泄漏速率和泄漏質(zhì)量計算LNG 泄漏至泄漏口所需要的時間t=69 s。

3.2 液池擴散半徑和蒸發(fā)速率計算

根據(jù)泄漏速率和蒸發(fā)速率相等，利用式（1）、（13）計算到達最大蒸發(fā)速率時間tc=33 s， 此時液池半徑最大，rmax=7 m， 圖1 顯示了液池擴散半徑與時間的變化關系，液池半徑隨時間逐漸增大。

圖1 液池擴散半徑隨時間變化關系

利用式（13）、（5）對蒸發(fā)速率進行預測，圖2 顯示出液池蒸發(fā)速率從剛開始隨時間線性變化到達到最大值，然后隨時間逐漸降低。

在達到最大半徑之前液池蒸發(fā)速率隨時間呈線性變化，達到最大半徑之后液池蒸發(fā)速率與時間平方根成反比，開始下降，而且剛開始下降很快，主要由于液池擴散受阻，隨后下降很慢，主要因為液池與地面之間的溫差趨于穩(wěn)定，蒸發(fā)速率趨于穩(wěn)定。

圖2 蒸發(fā)速率隨時間變化關系

3.3 堤防中液體質(zhì)量和液池厚度計算

假設堤防的半徑等于液池擴散的最大半徑，當液池前沿達到堤防邊緣時，液體擴散受到堤防阻止，液池的蒸發(fā)速率開始與時間的平方根成反比。 由于泄漏速率不變，蒸發(fā)速率小于泄漏速率，堤防中LNG 慢慢積聚，液池厚度上升。以下對液池中LNG 質(zhì)量和液池厚度變化進行預測。 LNG 從剛開始泄漏至達到堤防邊緣時間t1為0～33 s，液池中剩余LNG 的質(zhì)量變化為：

式中：M1為液池中剩余LNG 的質(zhì)量變化，kg；t1為LNG從剛開始泄漏至達到堤防邊緣時間，s。

t=33 s 時液池中LNG 的質(zhì)量M33=330.7 kg。 34～69 s液池中LNG 的質(zhì)量變化為M2：

式中：M2為34～69 s 液池中LNG 的質(zhì)量變化；t2為液體蒸發(fā)速率從開始下降直至液體泄漏完全的時間 （34～69 s）；式（18）用來計算液池的厚度。

式中：M 為LNG 質(zhì)量，kg；d 為液池液位厚度，mm。

由式（16）、（17）得出堤防中LNG 的質(zhì)量隨時間變化關系， 見圖3，34 s 之前堤防中LNG 質(zhì)量增加的速率較慢，主要因為達到最大半徑之前液體的蒸發(fā)速率是逐漸增加的，而在34 s 之后，由于蒸發(fā)速率降低，堤防中LNG質(zhì)量積聚速率比33 s 之前快。

圖4 顯示了液池厚度時間的變化關系，當液池半徑達到堤防半徑之后，蒸發(fā)速率開始下降，堤防中LNG 質(zhì)量逐漸增加，液池的厚度也逐漸增加。

圖3 液體質(zhì)量隨時間變化關系

圖4 液池厚度隨時間變化關系

4 結論

本文對LNG 蒸發(fā)速率隨時間變化進行了計算，結果表明LNG 液池初始蒸發(fā)速率并非無限大，而是先隨時間線性變化到最大值， 然后與時間平方根成反比逐漸降低。 對LNG 蒸發(fā)速率的準確預測，有助于LNG 泄漏事故的危險性分析和評估，對LNG 地面泄漏事故發(fā)生后應急措施的采取和人員疏散等具有參考意義。

［1］ 苑偉民，袁宗明. LNG 泄漏擴散模擬研究［J］.天然氣與石油，2011，29 （4）：1-5.Yuan Weimin， Yuan Zongming. Study on LNG Leakage and Diffusion Simulation［J］. Natural Gas and Oil， 2011，29 （4）：1-5.

［2］ 莊學強，廖海峰. 液化天然氣泄漏擴散模型分析［J］. 集美大學學報，2011，16（4）：293-296.Zhuang Xueqiang，Liao Haifeng.Analysis on Numerical Model of Liquefied Natural Gas Leakage Diffusion［J］.Journal of Jimei University，2011，16（4）：293-296.

［3］ 高 露，梁光川.液化天然氣的泄漏防護［J］. 天然氣與石油，2008，26（1）：28-30.Gao Lu，Liang Guangchuan.Liquefied Natural Gas Leakage and Protection［J］.Natural Gas and Oil，2008，26（1）：28-30.

［4］ 孫 標，郭開華. 液化天然氣水平連續(xù)性泄漏重氣的擴散過程［J］. 天然氣工業(yè)，2010，30（7） ：110-113.Sun Biao， Guo Kaihua. Effects on LNG Dense Gas Dispersion and the Exclusive Distance for Safety ［J］.Natural Gas Industry，2010，30（7） ：110-113.

［5］Middha P,Ichard M,Arntzen B J.Validation of CFD Modelling of LH2Spread and Evaporation Against Large -scale Spill Experiments［J］. International Journal of Hydrogen En-ergy，2011，3（36）：2620-2627.

［6］ Anay L H. A review of Large-scale LNG Spills Experiments and Modeling ［J］. Journal of Hazardous Materials， 2006，6（13）：119-140.

［7］ 周 超，王志榮. 立式儲罐液體泄漏過程的模擬實驗［J］.油氣儲運，2011，3（4）：310-313.Zhou Chao，Wang Zhirong. Simulation Experiment on the Process of vertical Storage Tank Liquid Leakage［J］.Oil and Gas Storage and Transportation，2011，3（4）：310-313.

［8］ Britter R E. The Spread of Negatively Buoyant Plume in a calm Environment ［J］. Atmospheric Environment，1979,13：1241-1247.

［9］ Keiji， Takeno. Evaporation Rates of Liquid Hydrogen and Liquid Oxygen Spilled onto the Ground［J］. Journal of Loss Prevention in the Process Industries，1994，7（5）：425-431.

［10］Jensen N.On Cryogenic Liquid Pool Evaporation［J］. Journal of Hazardous Materials，1983，3（1）：157-183.

［11］ Verfonderna， Dienhartb. Pool Spreading and Vaporization of Liquid Hydrogen［J］. Internatioal Journal of Hydrogen Energy，1997，22（7）：649-660.