Пожаровзрывобезопасность объектов хранения сжиженного природного газа

ПОЖАРОВЗРЫВОБЕЗОПАСНОСТЬ ОБЪЕКТОВ ХРАНЕНИЯ СЖИЖЕННОГО ПРИРОДНОГО ГАЗА

ПРОЦЕССЫ ИСПАРЕНИЯ И ФОРМИРОВАНИЯ
ПОЖАРОВЗРЫВООПАСНЫХ ОБЛАКОВ ПРИ ПРОЛИВЕ ЖИДКОГО
МЕТАНА. МЕТОДИКИ ОЦЕНКИ ПАРАМЕТРОВ

Представлены методики оценки параметров пожаровзрывооласности при авариях на изотермических резервуарах для хранения сжиженного природного газа, разработанные на основе отечественных и зарубежных теоретических и экспериментальных исследований процессов растекания, испарения и формирования пожаровзрывооласных облаков при аварийных проливах сжиженных газов, а также дефлаграции и детонации облаков в неограниченном пространстве.
Ил. 7, табл. 3, библиогр.: 19 назв.

ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

В настоящей статье, как и в предшествующих публикациях [1, 2], рассматривается проблема пожаровзрывобезопасности объектов хранения сжиженного природного газа (СПГ). Для понимания процессов, происходящих при аварийных разрушениях сосудов и разлитии жидкого метана, целесообразно кратко остановиться на термодинамическом состоянии хранимых в емкостях веществ. Для этого удобно воспользоваться диаграммой состояния в предположении, что рассматривается система однокомпонентная и химически не реагирующая. Выбор такой диаграммы (давление - температура, энтальпия - давление и т. п.) в известном смысле является произвольным и определяется исключительно наглядностью процесса. На рис. 1 представлена диаграмма термодинамического состояния метана в координатах "температура - энтропия".
На диаграмме обозначены характерные параметры (Р_кр,Т_кр,Т_кип и др.). Линии АК и КД характеризуют параметры соответственно жидкости и газа в состоянии насыщения. Область, ограниченная кривой АКД, - область совместного существования двухфазной системы "жидкость + пар". Состояние жидкости, хранящейся при атмосферном давлении и Т_кип, обозначено на диаграмме точкой А.
При освобождении жидкости в результате разрушения емкости разлитая жидкость под воздействием подводимого к ней тепла от поверхности и окружающего воздуха начнет испаряться. При этом состояние двухфазной системы будет характеризоваться точками по линии АД, состояние паровой фазы - точкой Д и далее по линии ДF (по мере прогрева пара).
Если жидкость в емкости хранится под давлением (например, при Р = 1,0 МПа, как показано на рис. 1), ее состояние будет определяться точкой В. При внезапном разрушении емкости происходит скачкообразный спад давления с 10 до 1 атм. При этом температура вещества снижается со 147 до 111,5 К (для метана). Указанный процесс идет в направлении от точки В к Е. Освобождающийся в результате запас внутренней энергии системы (PV, где V- вместимость емкости) идет на испарение жидкости, причем процесс носит взрывной характер и длится, как правило, доли секунды. В зарубежной литературе этот процесс называют BLEVE (Boiling Liquid Expending Vapour Explosion) - взрыв расширяющихся паров вскипающей жидкости. Доля мгновенно образовавшегося при этом пара X равна отношению отрезков АЕ/АД, или X = С_ж- /L_исп, где Сж - теплоемкость жидкости, - разность температур при переходе из начального состояния в конечное, L_исп - теплота испарения. В нашем случае для давления хранения Р, равного 1,0 МПа, Х= 0,23, для Р = 0,12 МПа Х= 0,015.

Рис. 1. Термодинамическое состояние метана:
АЕ-ЕД-ДЕ - направление процесса испарения при проливе жидкости, хранящейся при Р = 0,1 МПа; ВЕ-ЕД-ДЕ - направление процесса испарения при проливе жидкости,
хранящейся при Р = 1,0 МПа

На практике процесс спонтанного испарения сопровождается захватом и вовлечением в паровое облако части жидкости, распыляемой до аэрозольного состояния, причем масса захваченной жидкости по порядку величины равна массе пара. Таким образом, если рассчитанное значение X > 0,5, то следует принимать, что вся жидкость при аварии перейдет в пароаэрозольное облако. В работе [3] принимается, что полное превращение жидкости в пароаэрозольное облако возможно при Х> 0,35.
Таким образом, масса пара и аэрозоля, образующегося при мгновенном, спонтанном испарении жидкости, а следовательно, и размеры пароаэрозольного облака зависят от начального давления хранения и количества жидкости. Поскольку обычно при изотермическом хранении жидкости давление в резервуаре поддерживается на уровне несколько выше атмосферного (во избежание подсоса воздуха в систему), то доля мгновенно испаряющейся жидкости, как правило, невелика. Так, при избыточном давлении в резервуаре жидкого метана, равном 0,02 МПа, эта доля не превышает 1,5%. Однако для крупнотоннажных хранилищ абсолютное количество пара и аэрозоля даже в этом случае может достигать сотен и тысяч тонн.
Частичное нарушение целостности резервуара (трещина, пробой, обрыв труб и т. д.) приводит, в зависимости от размера разгерметизации и места ее появления (выше или ниже уровня жидкости), к авариям различного масштаба. Однако в связи со спецификой физических свойств жидкого метана и технологией его хранения любое нарушение целостности резервуара сопровождается разрушением изоляции, подводом тепла к жидкости, ее вскипанием и подъемом давления в емкости. Если предохранительные устройства на емкости исправны, авария сопровождается истечением жидкости или пара под действием внутреннего давления. В противном случае происходит разрушение емкости.

Скорость испарения

Скорость испарения жидкостей обычно выражают в кг/(м²с) (массовая скорость испарения т) и м/с или мм/с (линейная скорость испарения U ). Массовая и линейная скорости испарения связаны выражением т= -U, где - плотность жидкости при температуре кипения.
При проливе жидкого метана на твердую поверхность при нормальных условиях разность температур в начальный момент достигает = 181 °С. При такой разности температур твердая поверхность по отношению к жидкости является "раскаленной". В этот момент к жидкости направлен значительный поток тепла (до 100 кВт/м²), и она практически мгновенно закипает.
Процессы кипения жидкостей, в том числе криогенных, хорошо изучены экспериментально. На рис. 2 представлена кривая кипения для жидкого метана [4]. В зависимости от характера образования паровой фазы различают пузырьковое кипение, при котором пар образуется во многих местах греющей поверхности и поднимается вверх в виде отдельных пузырьков, и пленочное кипение, при котором между поверхностью и жидкостью образуется сплошная паровая пленка. Обычно пузырьковое кипение наблюдается при разности температур < 40 °С. При контакте криогенной жидкости с поверхностью по мере ее охлаждения тепловой поток к жидкости уменьшается и падает скорость испарения (примерно по линейному закону). Однако при = 40 °С для метана происходит скачкообразное увеличение теплового потока (так называемый второй кризис кипения) за счет резкого увеличения процесса теплообмена между поверхностью и жидкостью. В этот момент достигается наивысшая скорость испарения (первый кризис кипения). По мере дальнейшего падения она снова уменьшается (по закону ⁵).

Рис. 2. Кривая кипения метана

Приведенные на рис. 2 данные по кипению жидкости получены в лабораторных условиях.
На практике процессы испарения осложнены влиянием многих факторов. Наиболее надежные данные по скоростям испарения жидкости можно получить экспериментальным путем. Однако такие эксперименты, особенно крупномасштабные, весьма трудоемки и дороги. Поэтому чаще всего используют сочетание физико-математических моделей с различной степенью упрощения задачи с контрольными экспериментальными результатами. Модель, дающая наилучшее согласие с экспериментом, как правило, принимается за основу метода расчета тепловых потоков и скоростей испарения.
Переменную во времени массовую скорость испарения m(t) определяют по уравнению

m(t) =q(t)/L_исп,

где q(t) - переменный во времени тепловой поток к жидкости; L_исп - теплота испарения.
Тепловой поток q(t) пропорционален разности температур "поверхность - жидкость":

q(t)= [T(t)-Tкип],

где - коэффициент теплоотдачи.
Таким образом, если известно распределение температуры в твердом теле при его охлаждении T(t) и коэффициент теплоотдачи , то можно определить тепловой поток и массовую скорость испарения.
Распределение температуры T(t) находится путем решения дифференциального уравнения теплопроводности, причем при постоянном значении это решение можно получить аналитически, при переменном — численным методом. Теоретические и экспериментальные исследования показали, что оба метода дают довольно близкие значения скоростей испарения. В результате аналитического решения получена простая формула для вычисления m(t), справедливая для t >100 с:
m(t) = ( c )^0,5 /L_исп ( t) ^0,5,
где произведение c - тепловая активность твердого тела ( - теплопроводность, с - теплоемкость, — плотность); - начальная разность температур «поверхность - жидкость». Значения , c, для некоторых твердых покрытий даны в табл. 1. В целях упрощения считается, что эти величины не
зависят от температуры.

Таблица 1 - Теплофизические константы материалов

Материал	,Вт/(м К)	с, Дж/(кг К)	103, кг/м3
Нержавеющая сталь	16,00	470	7,80
Гравий	0,36	840	1,84
Бетон, грунт песчаный	0,84	840	1,60
Вода	0,55	4200	1,00

На рис. 3 в качестве примера приведена зависимость массовой скорости испарения жидкого метана с бетонной поверхности от времени, рассчитанная аналитически, численно и по экспериментальным данным [5]. Видно достаточно хорошее согласие результатов. Перегиб расчетной кривой 2, полученной численным методом, примерно на 100-й секунде соответствует переходному режиму кипения, который в экспериментах проявляется в бурном кратковременном (приблизительно 5-10 с) вскипании жидкости и ее успокоении при переходе к более медленному пузырьковому режиму кипения.

Рис. 3. Зависимость массовой скорости испарения метана с бетонной поверхности от времени:
1 - аналитический расчет; 2 - численный расчет; •- эксперимент

Приведенные на рис. 3 зависимости являются типичными для различных поверхностей испарения. Характерный признак этих зависимостей - существование начального нестационарного участка длительностью 100 с, на котором скорость испарения падает в 5-6 раз и затем в режиме квазистационарного испарения меняется по закону (t)^-0,5
В табл. 2 представлены средние значения массовых скоростей испарения жидкого метана в режимах нестационарного и квазистационарного испарения с различных поверхностей, полученные расчетным путем и откорректированные по экспериментальным данным [5, 6].

Таблица 2 Средние значения массовых скоростей испарений жидкого метана, кг/(м² с)

Поверхность испарения	Нестационарный режим (< 100 с)	Квазистационарный режим (»100с)
Бетон	0,05	0,02
Грунт (песчаный)	0,07	0,025
Вода (спокойная поверхность)	0,03	0,01

Максимальная массовая скорость испарения т₀ достигается в начальный момент касания жидкостью поверхности при температуре Т₀ и не зависит от типа поверхности.
Значение т₀ определяется коэффициентом теплоотдачи при пленочном режиме кипения жидкости в большом объеме, т. е. т₀ = (T₀ -T_кип)/L_исп.
Для метана - 300 Вт/(м² К).
Таким образом, при Т₀ = 293 К для метана т ₀ = 0,11 кг/(м²с).
В реальных условиях на интенсивность испарения криогенных жидкостей значительное влияние может оказывать влажность и проницаемость грунта. При просачивании жидкости в пористый грунт или слой гравия значительно возрастает эффективная поверхность испарения F_эф в результате чего пропорционально увеличению площади растет и эффективная массовая скорость испарения

где т - средняя массовая скорость испарения с грунта, F- площадь разлития.
При проливе криогенной жидкости на влажный грунт появляется дополнительный поток тепла к жидкости за счет замерзания воды.
Влияние этих факторов на скорость испарения криогенных жидкостей было изучено экспериментально [5]. На рис. 4 показана зависимость массовой скорости испарения жидкого метана при проливе на песчаный грунт с различной степенью влажности от времени.

Рис. 4. Зависимость массовой скорости испарения метана с песчаного грунта различной
влажности от времени:
1 - проницаемый грунт; - сухой грунт; - влажный грунт (влажность 3,4%); 2, • - непроницаемый (плотный) грунт

Эксперименты показали, что явление просачивания жидкости характерно только для не слишком плотного песчаного грунта. Скорость испарения при просачивании существенно увеличивается на начальном нестационарном участке процесса, в дальнейшем при t > 500-600 с влияние проницаемости грунта становится незначительным.
Таким образом, можно принять, что на нестационарном участке кипения массовая скорость испарения жидкого метана при проливе на проницаемый песчаный грунт увеличивается в среднем в 2 раза.
Влажность песчаного грунта увеличивает скорость испарения незначительно (в среднем на 20-30%).

Влияние ветра на интенсивность испарения криогенных жидкостей сказывается на более поздних стадиях процесса, когда разность температур между поверхностью пролива и жидкостью становится равной 4-5 °С и менее. В этот момент тепловой поток к жидкости резко падает и существенным становится поток тепла от окружающей атмосферы.
Долю теплового потока от окружающей атмосферы в общем потоке тепла к жидкости можно оценить аналитически, используя известное критериальное уравнение конвективного теплообмена при обтекании поверхности воздушным потоком [7].

N_u = 0,035 Pr^0,33 Re^0,8

где N_u - критерий Нуссельта, N_u - L/ ; Pr - критерий Прандтля, Рr = v /a; Re - критерий Рейнольдса, Re = L/ ; ~ коэффициент теплоотдачи [Вт/(м² К)]; L - характерный размер (м); , , - соответственно теплопроводность [Вт/(м К)], кинематическая вязкость (м²/с) и температуропроводность (м²/с) воздуха; w - скорость ветра (м/с).
Учитывая, что v а и массовая скорость испарения m(t) = IL_исп после несложных преобразований можно получить конвективную составляющую (т. е. за счет потока воздуха) массовой скорости испарения жидкости m_к = 0,035 ^0,8 / (L^0,2, ^0,8 L_исп).
Это выражение справедливо для скоростей ветра, при которых не происходит срыва жидкости с поверхности. В частности, для жидкого метана эта скорость составляет 18-20 м/с. Расчеты m_к можно проводить по номограммам (рис. 5) в зависимости от скорости ветра и площади разлития криогенной жидкости. Корректность оценок т подтверждается экспериментальными результатами по испарению жидкого метана [5], представленными в виде номограммы.

Рис. 5. Расчетная зависимость конвективной составляющей массовой скорости испарения жидкого метана mk от скорости ветра w и диаметра области разлития d
при Т_о= 293 К и Р_о = 0,1 МПа:

• - эксперимент; 1 - d = 1 м; 2 - d = 5 м; 3 - d — 10 м; 4 - d = 20 м; 5 - d = 30 м

Пропан

19 2,9 245±35 28 5,2 340±20 16 3,6 400±100 25 3,7 220±35 23 5,5 215±20 20 6,2 285±25 43 7,9 210±50 53 7,9 200±30

Разброс приведенных значений обусловливается различной степенью стабильности атмосферы, а также значительной флуктуацией концентрации горючего в облаке. Учитывая, что экспериментальные данные получены в основном для скоростей ветра более 2 м/с, это значение скорости ветра и будет являться ограничением снизу области применимости формулы (13). При этом скорость гравитационного растекания облаков сравнима со скоростью ветра.

4. ОЦЕНКА ПОРАЖАЮЩИХ ФАКТОРОВ ПРИ ГОРЕНИИ И ВЗРЫВЕ ГАЗОПАРОВОЗДУШНЫХ ОБЛАКОВ
Основным поражающим фактором при диффузионном горении разлитой жидкости или огненного шара является тепловой поток излучения пламени, при дефлаграционном или детонационном сгорании газовоздушного облака - избыточное давление в воздушной ударной волне и импульс ударной волны.
Процессы переноса энергии от диффузионного пламени и огненного шара, а также дефлаграция и детонация больших объемов газовоздушных смесей в неограниченном пространстве достаточно подробно изучены [16, 17], и результаты нашли свое отражение в соответствующих нормативных документах [18,19]. Ниже кратко изложены основные положения НПБ 107-97 [18], касающиеся методов расчета поражающих факторов при горении и взрыве газовоздушных облаков.
Тепловое излучение.
Интенсивность теплового излучения q, кВт/м²:

где Е - среднеповерхностная плотность теплового излучения пламени, кВт/м²; F - угловой коэффициент облученности; - коэффициент пропускания атмосферы.
Среднеповерхностная плотность теплового излучения при горении пролива СПГ: При образовании огненного шара Е_f= 450 кВт/м².
Диаметр очага, м Значение Е_f, кВт/м
10 220
20 180
30 150
40 130
50 120
Угловой коэффициент облученности F_q: для пролива:

где х - расстояние от геометрического центра пролива до облучаемого объекта, м; d- эффективный диаметр пролива, м; d = (4F/ )^0,5, где F- площадь пролива, м²; h - высота пламени, м;

mg- средняя массовая скорость выгорания топлива [для СПГ т =0,08 кг/(м²с)]; р - плотность окружающего воздуха, кг/м³; g =9,81 м/с²; для огненного шара:

,

где Н- высота центра огненного шара, m,H=D _s / 2, D _s- эффективный диаметр огненного шара, м, D_s = 5,33-М^0,327, r _s - расстояние от облучаемого объекта до точки на поверхности земли непосредственно под центром огненного шара, м.
Коэффициент пропускания атмосферы :
для пролива:

=ехр[-7,0 10 ^-4 • (r - 0,5d)];

для огненного шара:

=ехр {[-7,0- 10^-4 • [(r_s²+H²)^0,5-D _s/ 2]}.

Литература

1. Пожаровзрывобезопасность объектов хранения сжиженного природного газа. Анализ состояния проблемы / И.А. Болодьян, В.П. Молчанов, Ю.И. Дешевых и др. II Пожарная безопасность. - 2000. -№ 2. - С. 86-96.

2. Пожаровзрывобезопасность объектов хранения сжиженного природного газа. Анализ возможных аварий и пожаров на изотермическом резервуаре / И.А. Болодьян, В.П. Молчанов, Ю.И. Дешевых и др.II Пожарная безопасность. - 2000. - № 3. - С. 43-50.

3. Маршалл В. Основные опасности химических производств. - М.: Мир, 1989. - 671 с.

4. Успехи теплопередачи. Пер. с англ. Под. ред. Н.Н. Анфимова. - М.: Мир, 1971. - 576 с.

5. Пожаровзрывоопасность сжиженных и газообразных горючих: Сб. науч. тр. - М.: ВНИИПО, 1990. -82 с.

6. Puttock I.S. A model for gravits-dominated dispersion of dense clouds. Stable stratified flow and dense gas dispersion. -Oxford, Clarendon, 1988.

7. Atmospheric dispersion of liquefide natural gas vapour clouds using Sigmet, a three-dimensional time-dependent hydrodinamic computer model / W.G. England, L.H. Teuscher, L.E. Houser, B.E. Fleeman II Heat transfer and Fluid Mech. Inst. - Washington state Univ., - Pullmen-WA, 1978, June 26-28.

8. Nicodem H.J. Risk analysis for storage and transport of LNG / Heavy gas and risk assessment. -P. 177-184.

9. Исследование пожароопасное™ самолетов с жидким водородом / Тех. пер. № СГ-90597. - 1984. -42 с.

10. Britter R.E. Atmospheric dispersion of dense gases. Annual Rev // Fluid Mech. - 1989. - 21. -P. 317-344.

11. Роев Э.Д. Пожарная защита объектов хранения и переработки сжиженных газов. - М.: Недра, 1980.-84 с.

12. Мс NanghtonD.J., BerkowitzCM. Overview of U.S. research activihes in the dispersion of dense gas // Heavy gas and Risk assesment. - P. 15-54.

13. Puttock J.S., Blackmore D.R. Field experiment on dense gas dispersion // J. of Hazardous Materials. -1982.-Vol. 6.-P. 13^1.

14. Ermak D.L., Goldwire H.C., Hogan W.J. Results of 40 m3 LNG spills onto water // Heavy gas and Risk Assesment-ll. - P. 163-179.

15. Puttock J.S., Colenbrander G.W., Blackmore DR. Maplin Souds Experimental980: Dispersion results from continous releases of refrigerated liquid propan // Heavy gas and Risk Asesment-ll. - P. 147-1162.

16. Адушкин В.В., Когарко СМ., Лямин А.Г. Расчет безопасных расстояний при взрыве в атмосфере // Взрывное дело. - М.: Недра, 1975. - № 75/32. - С. 82-94.

17. Взрывные явления. Оценка и последствия / У. Бейкер, П. Кокс, П. Уэстайн и др. - М.: Мир, 1986.-Т. 2.-382 с.

18. НПБ 107-97. Определение категорий наружных установок по пожарной опасности.

19. ГОСТ Р 12.3.047-98. ССБТ. Пожарная безопасность технологических процессов. Общие требования. Методы контроля.

Материал поступил в редакцию 11.05.2000 г.
BolodianI.A., MolchanovV.P., DeshevjikchYu.l., ShebekoYu.N., NekrasovV.P., MakeevV.I., SmolinI.M., PonamorjevA.A., KarpovV.L, GordienkoD.M.
Fire and explosion safety of liquefied natural gas storage facilities. Evaporation and formation of fire and explosion hazardous clouds at liquid methane spillage. Methods for assessing parameters
Methods are presented to assess fire and explosion hazard parameters during accidents of isothermal tanks for liquefied natural gas storage. The methods are designed based on home and foreign theoretical and experimental investigations into spreading, evaporation and formation processes of fire and explosion hazardous clouds at emergency spillage of liquefied gases as well as at deflagration and detonation of clouds in an unconfined volume.

 

 

ПОЖАРОВЗРЫВОБЕЗОПАСНОСТЬ ОБЪЕКТОВ ХРАНЕНИЯ СЖИЖЕННОГО ПРИРОДНОГО ГАЗА

ПРОЦЕССЫ ИСПАРЕНИЯ И ФОРМИРОВАНИЯ
ПОЖАРОВЗРЫВООПАСНЫХ ОБЛАКОВ ПРИ ПРОЛИВЕ ЖИДКОГО
МЕТАНА. МЕТОДИКИ ОЦЕНКИ ПАРАМЕТРОВ

Представлены методики оценки параметров пожаровзрывооласности при авариях на изотермических резервуарах для хранения сжиженного природного газа, разработанные на основе отечественных и зарубежных теоретических и экспериментальных исследований процессов растекания, испарения и формирования пожаровзрывооласных облаков при аварийных проливах сжиженных газов, а также дефлаграции и детонации облаков в неограниченном пространстве.
Ил. 7, табл. 3, библиогр.: 19 назв.

ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

В настоящей статье, как и в предшествующих публикациях [1, 2], рассматривается проблема пожаровзрывобезопасности объектов хранения сжиженного природного газа (СПГ). Для понимания процессов, происходящих при аварийных разрушениях сосудов и разлитии жидкого метана, целесообразно кратко остановиться на термодинамическом состоянии хранимых в емкостях веществ. Для этого удобно воспользоваться диаграммой состояния в предположении, что рассматривается система однокомпонентная и химически не реагирующая. Выбор такой диаграммы (давление - температура, энтальпия - давление и т. п.) в известном смысле является произвольным и определяется исключительно наглядностью процесса. На рис. 1 представлена диаграмма термодинамического состояния метана в координатах "температура - энтропия".
На диаграмме обозначены характерные параметры (Р_кр,Т_кр,Т_кип и др.). Линии АК и КД характеризуют параметры соответственно жидкости и газа в состоянии насыщения. Область, ограниченная кривой АКД, - область совместного существования двухфазной системы "жидкость + пар". Состояние жидкости, хранящейся при атмосферном давлении и Т_кип, обозначено на диаграмме точкой А.
При освобождении жидкости в результате разрушения емкости разлитая жидкость под воздействием подводимого к ней тепла от поверхности и окружающего воздуха начнет испаряться. При этом состояние двухфазной системы будет характеризоваться точками по линии АД, состояние паровой фазы - точкой Д и далее по линии ДF (по мере прогрева пара).
Если жидкость в емкости хранится под давлением (например, при Р = 1,0 МПа, как показано на рис. 1), ее состояние будет определяться точкой В. При внезапном разрушении емкости происходит скачкообразный спад давления с 10 до 1 атм. При этом температура вещества снижается со 147 до 111,5 К (для метана). Указанный процесс идет в направлении от точки В к Е. Освобождающийся в результате запас внутренней энергии системы (PV, где V- вместимость емкости) идет на испарение жидкости, причем процесс носит взрывной характер и длится, как правило, доли секунды. В зарубежной литературе этот процесс называют BLEVE (Boiling Liquid Expending Vapour Explosion) - взрыв расширяющихся паров вскипающей жидкости. Доля мгновенно образовавшегося при этом пара X равна отношению отрезков АЕ/АД, или X = С_ж- /L_исп, где Сж - теплоемкость жидкости, - разность температур при переходе из начального состояния в конечное, L_исп - теплота испарения. В нашем случае для давления хранения Р, равного 1,0 МПа, Х= 0,23, для Р = 0,12 МПа Х= 0,015.

Рис. 1. Термодинамическое состояние метана:
АЕ-ЕД-ДЕ - направление процесса испарения при проливе жидкости, хранящейся при Р = 0,1 МПа; ВЕ-ЕД-ДЕ - направление процесса испарения при проливе жидкости,
хранящейся при Р = 1,0 МПа

На практике процесс спонтанного испарения сопровождается захватом и вовлечением в паровое облако части жидкости, распыляемой до аэрозольного состояния, причем масса захваченной жидкости по порядку величины равна массе пара. Таким образом, если рассчитанное значение X > 0,5, то следует принимать, что вся жидкость при аварии перейдет в пароаэрозольное облако. В работе [3] принимается, что полное превращение жидкости в пароаэрозольное облако возможно при Х> 0,35.
Таким образом, масса пара и аэрозоля, образующегося при мгновенном, спонтанном испарении жидкости, а следовательно, и размеры пароаэрозольного облака зависят от начального давления хранения и количества жидкости. Поскольку обычно при изотермическом хранении жидкости давление в резервуаре поддерживается на уровне несколько выше атмосферного (во избежание подсоса воздуха в систему), то доля мгновенно испаряющейся жидкости, как правило, невелика. Так, при избыточном давлении в резервуаре жидкого метана, равном 0,02 МПа, эта доля не превышает 1,5%. Однако для крупнотоннажных хранилищ абсолютное количество пара и аэрозоля даже в этом случае может достигать сотен и тысяч тонн.
Частичное нарушение целостности резервуара (трещина, пробой, обрыв труб и т. д.) приводит, в зависимости от размера разгерметизации и места ее появления (выше или ниже уровня жидкости), к авариям различного масштаба. Однако в связи со спецификой физических свойств жидкого метана и технологией его хранения любое нарушение целостности резервуара сопровождается разрушением изоляции, подводом тепла к жидкости, ее вскипанием и подъемом давления в емкости. Если предохранительные устройства на емкости исправны, авария сопровождается истечением жидкости или пара под действием внутреннего давления. В противном случае происходит разрушение емкости.