LNG罐车泄漏火灾罐体超压失效预警及防控

朱　渊　张肖锦　师吉浩　陈国明　付建民

LNG罐车泄漏火灾罐体超压失效预警及防控

朱渊张肖锦师吉浩陈国明付建民

中国石油大学(华东)海洋油气装备与安全技术研究中心

朱渊等.LNG罐车泄漏火灾罐体超压失效预警及防控.天然气工业,2016, 36(8): 138-144.

LNG作为清洁能源利用的重要组成部分,带来了大量道路罐车运输需求,并引发对其安全的关注.为此,以实际事故为背景,面向LNG罐车泄漏火灾罐体超压失效过程,特别针对事故凸显的泄漏-火灾-罐体超压循环激励特点,通过耦合罐车泄漏工艺流程和LNG火灾燃烧热模型,并基于压力容器破裂预测公式,建立了LNG罐车泄漏火灾超压失效预测模型及其求解方案,可快速计算罐体超压失效时间、罐内压力、泄漏强度等参数,模型计算结果与事故调查结果具有良好的一致性.研究结果表明:①气相泄漏火灾不应导致罐体超压失效;②液相泄漏火灾罐体充装率高,罐内压力攀升速度、峰值压力、泄漏速率都将增加,到达峰值压力的时间将降低,意味着更大事故风险.从泄漏火灾超压预警的角度,确定了不同充装率下液相泄漏罐体最危险泄漏孔径、最短预警时间和最大安全泄漏孔径,以及不会发生罐体超压失效的最大安全充装率.结合事故暴露和道路运输存在的问题,提出了罐体设计、道路驾驶和事故应急的注意事项,并推荐罐体不同充装率应对液相泄漏火灾所需的最小消防喷淋降温水量,以期为预防和控制事故LNG罐体超压失效提供支持.

液化天然气 罐车 泄漏-火灾-罐体超压 超压预警 防控

作为清洁能源的LNG得到越来越广泛的利用,产生了大量的运输需求.罐车运输是LNG陆上运输的重要方式,但鉴于公路自身的安全问题,LNG罐车运输具有容易引发LNG泄漏、火灾和爆炸等重大事故的风险.国内外的LNG罐车运输均出现过类似的危险情形,其中2002、2011年在西班牙Tivissa和Murica分别有1辆LNG罐车发生交通事故造成LNG泄漏,并引发火灾,最终导致罐体超压失效解体,带来显著的冲击波、热辐射和碎片.事故调查结果表明,罐车火灾产生的热量,显著提升了罐内压力,促进了LNG泄漏强度,进而加剧火灾规模,进一步提升罐内压力,形成恶性循环,最终导致灾难性后果[1-3].为此,有必要针对LNG罐车运输潜在的重大事故隐患开展进一步研究.

目前,国内外学者已开展了大量液化烃储罐泄漏超压过程和事故后果的研究工作[4-11].但这些偏重于分析储罐在完好状态下的热响应规律和事故特点,难以分析实际事故体现出的LNG罐车泄漏-火灾-罐体超压循环激励过程(此过程也是众多储罐泄漏火灾事故所具有的特点),且多采用复杂的数值计算模型,无法满足事故条件下的快速计算要求.有鉴于此,笔者将罐车泄漏的工艺流程分析、LNG火灾模型以及罐体超压失效准则进行结合,建立LNG罐车泄漏火灾超压失效预测模型,以快速分析、预测罐体超压失效过程和预警关键参数,并提供防控措施建议,进而为应对LNG罐车泄漏火灾超压失效提供基于事故机理分析上的安全支持.

图1　LNG罐车泄漏超压失效事故发展机理图

1　LNG罐车泄漏火灾超压失效模型

LNG罐车泄漏-火灾-罐体超压循环激励导致罐体失效的过程如图1所示,从事故机理上可分解为:①LNG罐车在压力作用下泄漏,以及罐体安全阀起跳、泄压保护过程;②泄漏LNG引发的火灾为罐体提供大量燃烧热,推动LNG相变,提升罐内压力;③罐壁材料在火灾高温条件下受罐内压力超压失效.其中,①和②在事故过程中循环激励,可导致罐内压力灾难性升高.

1.1LNG罐车泄漏模型

LNG罐体在泄漏过程中,罐内整个气液两相系统满足能量守恒方程:

式中ρg表示气相密度,kg/m3;Vg表示气相体积, m3;h表示气相高度,m;ρl表示液相密度,kg/m3; Vl表示液相体积,m3;H表示液相高度,m;ΔH表示液相高度变化,m;F表示总体积泄漏速率,m3/s; Fl表示液相体积泄漏速率,m3/s;Fg表示气相体积泄漏速率,m3/s;p表示储罐内压力,Pa;Wv表示储罐安全阀体积排放速率(根据本文参考文献[12]计算), m3/s;Δpv表示安全阀泄放前后压差,Pa;Q表示储罐与外界环境交换热流量,J/s;g表示重力加速度, m/s2;t为时间,s.

以及质量守恒方程:

式中Wm表示安全阀质量排放速率,kg/s;m表示泄漏质量速率,kg/s.在泄漏出口处,根据流出介质的不同,将其简化为单一液相或气相,可表达为[13]:

式中Cl表示液相流出系数;A表示泄漏孔面积,m2; H0表示初始液位高度,m;At表示液面横截面积, m2;Cg表示气相流出系数;M表示摩尔分子量,kg/ mol;R表示理想气体常数kg/(mol.K-1);T表示温度, K;k表示热容比;pa表示大气压力,Pa.

在罐体内,根据Hertz-Knudsen方程构建LNG气液界面质量J的转化关系[14]:

式中αc表示蒸发冷凝调节系数;Tsat表示饱和温度,K; ΔHm表示摩尔蒸发热,J/mol.

1.2 泄漏LNG火灾热计算模型

LNG火灾可以产生大量的热,除火灾产生的热量,忽略储罐与外界环境之间的其他热交换.

针对不同泄漏孔径,基于挪威船级社建立的油气泄漏事故分析系统PHAST的判断,LNG罐车泄漏后的火灾形式主要为喷射火,池火的出现频率很小.以喷射火作为主要的事故模式,分析泄漏LNG火灾产生的热量.借鉴喷射火点源模型,热量Q计算公式如下[15]:

式中η表示热反馈系数;mw表示泄漏LNG的质量燃烧速率,本文即为单位时间内罐车泄漏的介质及安全阀泄放的介质之和,kg/s;ΔHc表示燃烧热值, J/kg.

1.3实际状态方程

采用实际气体状态方程,其基本形式为[16]:

式中ν表示摩尔体积,m3/mol;a、b分别表示与天然气所含组分相关的常量.

综合以上方程,可构建用于描述LNG罐车泄漏-火灾-罐体超压的理论体系,其核心是通过罐内能量守恒方程构建输入热量Q和罐内压力p的联系,再由压力p确定安全阀泄放量Wm和泄漏孔质量速率m以得到总LNG泄漏量mw,最后依据火灾燃烧热模型将泄漏量mw转化为输入热量Q,从而实现导致罐体超压失效的灾难性循环激励过程的模型化,而其基本构成为一组常微分方程,可采用4阶Runge-Kutta方法联立方程实现快速求解,以获取罐内压力等关键参数的变化情况.

1.4储罐超压失效准则

LNG罐车在火焰作用下,容器内部压力不断升高,当其超过罐体失效压力时,罐体破裂,会发生更为严重的事故伤害.根据压力容器破裂预测公式[17]计算LNG罐体在火灾环境下的超压失效压力pb:

式中σy表示屈服强度极限,MPa;σu表示抗拉强度极限,MPa;b表示储罐壁厚,m;r表示储罐半径,m.

根据计算得到的罐内压力,如其超过pb,则认为罐体发生超压失效.

2　事故案例分析

根据本文参考文献[1-3]中的数据,结合建立的LNG罐车泄漏火灾超压失效模型进行分析.西班牙发生事故的2辆罐车具有相同的基本参数:内径为2.34 m,容量为56.5 m3,充装率为85%,罐内温度为113.15 K,压力约为0.1 MPa;罐体内壁材质为304LN不锈钢(罐壳厚度为4 mm),中间为聚氨酯保温层,外壁为铝合金;罐体上有3个安全阀,起跳压力为0.7～0.9 MPa.

事故调查结果显示,Tivissa罐车在下山段超速侧翻后罐顶朝下倾倒,Murica罐车撞上了因故障停在马路上的大型卡车,事故都导致罐体连接管路破裂(泄漏孔径包括25.4 mm、19.05 mm、12.7 mm),随后罐车发生LNG泄漏及喷射火,火焰迅速破坏了罐体外壁和保温层,并直接对内壁加热,分别在约20 min和71 min后Tivissa和Murica罐车罐体超压失效,事故时轮胎和油箱都发生燃烧.

304LN不锈钢屈服强度为205 MPa,抗拉强度为515 MPa,由公式(7)可知,罐体的超压失效压力为1.29 MPa.分别计算25.4 mm、19.05 mm、12.7 mm泄漏孔径下的罐内压力,上限为超压失效压力(图2).

图2　西班牙事故罐体超压失效预测图

根据计算结果,在25.4 mm、19.05 mm、12.7 mm泄漏孔径下,罐体到达超压失效的时间分别为21 min、35.7 min和74 min,其中25.4 mm和12.7 mm泄漏孔径的计算结果分别略高于Tivissa罐车和Murica罐车大约20 min和71 min的超压失效时间.考虑到模型中难以精细计算轮胎和油箱燃烧造成的热反馈,此预测结果与实际事故情况非常接近.

由于罐车解体,没有确凿的证据表明泄漏管路的尺寸.但根据罐车的设计,2条25.4 mm、1条19.05 mm管路位于罐顶,2条12.7 mm管路位于罐底.结合事故现场调查报告,Tivissa罐车侧翻后罐顶冲撞道路边坡,易造成罐顶管路破裂,且火焰位于罐体上部,其泄漏源应位于罐顶;Murica罐车罐体躺倒在道路隔离带外侧,易造成罐底管路破裂,且火焰从两侧包围罐体,其泄漏源应位于罐底.

综合对罐体超压失效时间的预计,结合罐体管路设计、事故时罐车的姿态以及火焰位置,可认为Tivissa罐车和Murica罐车的泄漏管路孔径分别为25.4 mm和12.7 mm,而建立的超压失效模型预测的结果具有良好的实际符合度.

3　泄漏火灾LNG罐内压力分析

目前,国内使用的LNG罐车类型包括与西班牙事故相似的单壁罐车和双壁罐车,其典型参数为:罐体容积为51.4 m3,直径为2.45 m,最大充装率为90%;最高工作压力为0.7 MPa,设计压力为0.77 MPa,温度为131.15 K;采用双安全阀组合系统,开启压力为0.75 MPa;罐体为真空外筒和304不锈钢内筒(罐壳厚度为6.5 mm).如罐车在运输过程中发生事故,真空外筒遭到破坏且发生泄漏火灾,火焰将直接加热内筒,其事故情景与本文参考文献[1-3]中的事故的情形具有很大的相似性.针对此类型罐车进行分析,为研究方便,暂不考虑罐体超压失效情形,分析不同情况下的罐内压力情况.鉴于罐车可能从罐体的液相/气相区域泄漏.因此分别进行分析.

3.1液相泄漏LNG罐内压力分析

3.1.1不同充装率下LNG罐内压力分析

根据标准规定,充装易爆介质的液相容积应不大于几何容积的90%,选取30%、50%、80%、90%这4种充装率下25.4 mm的泄漏孔径,计算事故条件下LNG罐内压力变化如图3-a所示.以30%充装率为例,初始阶段泄漏孔的出现导致容器压力急速下降,随即在喷射火的作用下,罐内压力开始攀升,体现了火灾对罐内压力的激励作用;在罐内压力的增长段可以发现,压力的增长速度越来越快,反映出罐内得到了更多热量,结合LNG泄漏速率曲线,如图3-b所示,显示有更多的LNG泄漏并燃烧,体现出罐内压力增长对泄漏火灾的激励作用.

图3　不同充装率下25.4 mm泄漏孔径液相泄漏图

对比不同充装率的情形,压力曲线的攀升速度、最高峰值压力、泄漏速率都随充装率的增加而快速增加,到达峰值压力的时间则随充装率的增加而降低.显而易见,充装率高意味着更大的事故风险.同时,通过对压力曲线的分析可以发现,罐内压力增长非常平稳,即便在安全阀的起跳点上也并未出现明显的压力波动,这表明针对此类事故,现有的安全阀配置难以发挥有效的压力泄放效果.

3.1.2不同泄漏孔径下LNG罐内压力分析

以标准规定的最大充装率90%,选取泄漏风险研究推荐的6.35 mm、12.7 mm、25.4 mm、101.6 mm这4种泄漏孔径[18],计算事故条件下LNG罐内压力的变化(图4).

在不同泄漏孔径下,罐内压力都遵循先增长后降低,且达到的峰值压力越高,压力曲线攀升速度越快的一致规律,而峰值压力在不同泄漏孔径下体现了较大差异.鉴于泄漏孔径在事故过程中的不确定性,统计在同一充装率下不同泄漏孔径的最大峰值压力,以90%充装率为例,计算结果如图5所示.

图4　不同泄漏孔径90%充装率罐内压力曲线图

图5　不同充装率不同泄漏孔径罐内峰值压力图

可见,存在一个特定泄漏孔径,对应某一充装率下可达到的最大峰值压力,结合之前的分析,这也是压力曲线攀升最快的情况,是最危险的罐车泄漏火灾情况,不同充装率最危险泄漏孔径如图6所示.

图6　不同充装率最危险泄漏孔径图

根据计算,在90%常见充装率下,罐体的最危险泄漏孔径为80 mm.

3.2气相泄漏LNG罐内压力分析

当充装率为90%时,不同泄漏孔径事故条件下LNG罐内压力变化如图7-a所示.相对于液相泄漏,气相泄漏罐内压力的增长幅度和速度都小得多,尤其在小孔径泄漏条件下,压力增长缓慢.由90%充装率不同泄漏孔径气相泄漏速率曲线可知(图7-b),受气体本身性质的影响,气相泄漏速率要远小于液相,故其燃烧热激励对罐内压力的反馈作用要低得多.

同时,在中大孔径条件下,当罐内达到峰值压力时,存在罐车泄漏-火灾-罐体压力的平衡态,此时罐内压力将保持一定时间的稳定.

图7　不同泄漏孔径充装率90%气相泄漏图

4　LNG罐体超压预警分析

计入罐体超压失效,304不锈钢屈服强度为205 MPa,抗拉强度为520 MPa,由公式(7)计算得到超压失效压力为2.01 MPa.由于气相泄漏在不同充装率和泄漏孔径条件下都未达到超压失效压力,故只分析液相泄漏火灾的情景.

4.1最短预警时间分析

选取不同充装率下对应的最危险泄漏孔径,预测罐体失效时间.由于事故过程潜在伴随轮胎等其他物品的燃烧,基于对西班牙事故的分析,模型预测时间为实际失效时间的1.05和1.04倍,保守起见在计算结果的基础上除以1.06的安全系数以获得最短预警时间,不同充装率下其结果如图8所示.

图8　不同充装率最短预警时间图

根据计算,在90%常见充装率下,罐体的最短预警时间为4.57 min;当充装率低于20%时,泄漏火灾不会导致罐体发生超压失效.

4.2罐体最大安全泄漏孔径

通过计算可以发现,对应不同充装率,存在一个最大安全泄漏孔径,即当泄漏孔径尺寸小于此孔径时,罐体不会发生超压失效,不同充装率下其结果如图9所示.

图9　不同充装率下最大安全泄漏孔径图

在90%常见充装率下,罐体的最大安全泄漏孔径为8.6 mm.

5　LNG罐车泄漏火灾防控建议

从罐体设计上,结合西班牙事故,可以发现其罐壳壁厚仅为4 mm,由公式(7)可知,每减少1 mm的壁厚,罐体的超压失效压力将降低约20%,显然西班牙罐车在设计上偏于危险,而国内目前罐车在设计上罐壁厚度也呈下降趋势,需要引起注意.

对道路驾驶问题,西班牙事故暴露出的超速、注意力不集中在国内更是屡见不鲜,甚至有过之而无不及,需要强化相关安全工作.

在事故应急上,由于存在罐体超压失效的巨大风险,需要审慎的救援策略.推荐首先判断罐体类型、泄漏类型及损伤情况:外壁完整的双壁罐,由于保温性能未受伤害,通常不会发生超压失效[2];根据分析,气相泄漏火灾不应导致罐体超压失效;单壁罐或破裂的双壁罐液相泄漏,不应盲目靠近施救(尤其是罐体充装率高的情况下),可结合最短预警时间和罐体最大安全泄漏孔径在安全距离外初步判断潜在风险,再通过观测泄漏孔径,基于LNG罐车泄漏火灾超压失效模型预测的罐体超压失效时间,以决定进一步的行动,而当罐内LNG存量低于20%时,可解除超压失效报警.

救援时需要对罐体降温以降低罐内压力,常用的手段为水喷淋.保守起见,以保证罐体在事故过程中罐内压力不超过罐体设计压力为原则,预测液相泄漏火灾需要的消防水量.由水冷却原理可得消防水量(V)计算公式为:

式中V表示消防用水量,m3/h;Q 表示LNG泄漏火灾产生的热量,kJ/h;Qsafe表示罐体所能接受的最大安全热量,kJ/h;λ表示水的汽化潜热,kJ/kg;ρw表示水的密度,kg/m3.

通过迭代分析,不超过设计压力时,罐体所能接受的最大安全热量为3.51X106kJ/h,结合不同充装率下最危险的罐车泄漏火灾情况,计算得到最小消防水量如图10所示.

在常见的90%充装率下,罐体所需的最小消防水量为50.68 m3/h.

图10　不同充装率下最小消防水量图

6　结论

1)针对LNG罐车泄漏火灾事故,建立LNG罐车泄漏火灾超压失效预测模型,及其快速模型求解方案,通过耦合罐车泄漏工艺流程和LNG火灾燃烧热模型,充分反映LNG罐车泄漏-火灾-罐体超压循环激励过程,且预测结果与实际事故情况相比取得了良好的一致性.

2)结合典型LNG罐车设计,分析不同泄漏形式、罐体充装率和泄漏孔径下罐内压力变化及其规律,由计算分析,气相泄漏火灾不应导致罐体超压失效;针对液相泄漏火灾,预测罐体超压失效时间,获得不同充装率下的罐体最危险泄漏孔径、最短预警时间和罐体最大安全泄漏孔径,对于常见的90%充装率,其值分别为80 mm、4.57 min和8.6 mm,而罐体不会超压失效的最大充装率为20%.

3)从罐体设计、道路驾驶、事故应急方面提出LNG罐车泄漏火灾事故的防控建议,并结合消防水喷淋降温手段,给定在不同充装率下液相泄漏火灾罐体所需最小消防水量,常见90%充装率所需水量为50.68 m3/h.

[1] Planas-Cuchi E, Gasulla N, Ventosa A, Casal J. Explosion of a road tanker containing liquified natural gas[J]. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2004, 17(4): 315-321.

[2] Pitblado R. Potential for BLEVE associated with marine LNG vessel fires[J]. Journal of Hazardous Materials, 2007, 140(3): 527-534.

[3] Martínez JB, Pérez JB, Ayala JM. Analysis of the explosion of a liquefied-natural-gas road-tanker[J]. Seguridad Y Medio Ambiente, 2012, 32(127): 9-28.

[4] D'aulisa A. Tugnoli A, Cozzani V. CFD modeling of LPG vessels under fire exposure conditions[J]. AIChE Journal, 2014, 60(12): 4292-4305.

[5] Raj PK. Large hydrocarbon fuel pool fires: Physical characteristics and thermal emission variations with height[J]. Journal of Hazardous Materials, 2007, 140(1-2): 280-292.

[6] Raj PK. Large LNG fire thermal radiation-Modeling issues and hazard criteria revisited[J]. Process Safety Progress, 2005, 24(3): 192-202.

[7] 邢志祥, 赵晓芳, 蒋军成. 液化石油气储罐火灾模拟试验--池火灾环境下[J]. 天然气工业, 2006, 26(1): 129-131.

Xing Zhixiang, Zhao Xiaofang, Jiang Juncheng. Simulation test of fire hazard for LPG tanks-Under pool fire[J]. Natural Gas Industry, 2006, 26(1): 129-131.

[8] 邢志祥, 赵晓芳, 蒋军成. 液化石油气储罐火灾模拟试验--喷射火焰环境下[J]. 天然气工业, 2006, 26(1): 132-133.

Xing Zhixiang, Zhao Xiaofang, Jiang Juncheng. Simulation test of fire hazard for LPG tanks-Under jet fire[J]. Natural Gas Industry, 2006, 26(1): 132-133.

[9] 毕明树, 赵博, 车威. 池火环境下液化石油气储罐响应规律及影响因素[J]. 天然气工业, 2010, 30(10): 100-102.

Bi Mingshu, Zhao Bo, Che Wei. A numerical simulation study of thermal response and influencing factors of an LPG tank under a pool fire[J]. Natural Gas Industry, 2010, 30(10): 100-102.

[10] 赵博, 毕明树. 火灾环境下LPG储罐压力与温度响应的数值模拟[J]. 石油学报(石油加工), 2012, 28(3): 512-516.

Zhao Bo, Bi Mingshu. Numerical simulation on thermal response of LPG tank pressure and temperature in fire[J]. Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2012, 28(3): 512-516.

[11] 孙晓平, 朱渊, 陈国明, 陈习. 国内外LNG罐区燃爆事故分析及防控措施建议[J]. 天然气工业, 2013, 33(5): 126-131.

Sun Xiaoping, Zhu Yuan, Chen Guoming, Chen Xi. An analysis of foreign and domestic explosion accidents in LNG tank fields and proposals for preventing measures[J]. Natural Gas Industry, 2013, 33(5): 126-131.

[12] 中国特种设备检测研究院. 固定式压力容器安全技术监察规程[S]. TSG R0004-2012, 2012.

China Special Equipment Inspection and Research Institute. Stationary pressure vessels safety technology supervision regulation[S]. TSG R0004-2012, 2012.

[13] Crowl D, Louvar J. Chemical process safety fundamentals with applications[M]. 2nded. Upper Saddle River: Prentice Hall PTR, 2002.

[14] 车威. LPG储罐在火灾环境中热响应的数值模拟[D].t 大连:大连理工大学, 2009.

Che Wei. Numerical simulation of LPG tank subjected to fire environment[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2009.

[15] Center for Chemical Process Safety of the American Institute of Chemical Engineers. Guidelines for consequence analysis of chemical releases[M]. New York: AIChE, 2010.

[16] Mokhatab S, Mak JY, Valappil JV, Wood DA. Handbook of liquefied natural gas[M]. Oxford: Elsevier, 2014.

[17] 上海市特种设备监督检验技术研究院. 超高压容器安全技术监察规程[S]. TSG R0002-2005, 2005.

Shanghai Special Equipment Inspection and Research Institute. Super-high pressure vessel safety and technical supervision regulation[S]. TSG R0002-2005, 2005.

[18] American Petroleum Institute. Base resource document risk-based inspection[S]. API RP 581, 2008.

(修改回稿日期 2016-07-05 编 辑 陈 嵩)

Failure warning, prevention and control of LNG road tanker trucks: A cycle motivation of "leakage-fire-overload on the tank" in accidents

Zhu Yuan, Zhang Xiaojin, Shi Jihao, Chen Guoming, Fu Jianmin
(Offshore Oil and Gas Equipment and Safety Technology Research Center, China Uniνersity of Petroleum, Qingdao, Shandong 266580, China)

NATUR. GAS IND. VOLUME 36, ISSUE 8, pp.138-144, 8/25/2016. (ISSN 1000-0976; In Chinese)

Liquefied natural gas (LNG), playing an important part in clean energy utilization at present, prompts the requirements of road tanker trucks but raises great concerns for its transportation safety. In view of this,an analysis was first made on the whole failure process from LNG leakage to fire to the overload on the tank in some real accidents of LNG road tanker trucks with focus on the cycle motivation of "leakage-fire-overload on the tank". On this basis, a failure prediction model of "leakage-fire-overload on the tank" in accidents of LNG road trucks was proposed and its rapid calculation programmer was constructed, with the concentration on the tank disintegration caused by overpressure. This model, by coupling the process simulation of tank leakage and LNG fire combustion model, focuses on the dangerous cycle motivation of the "leakage-fire-overload on the tank" process exposed in the accidents, is capable of predicting the overpressure of tank failure time, tank inside pressure, leaking intensity, etc., and gets good compliance with the accident investigations. Research results shows that the fire induced by gaseous phase leakage will not lead to overload failure of the tank; and under the condition of the fire of liquefied phase leakage, with the increase of the filling volume, the pressure growth speed, peak pressure and leaking rate increase, and the time required to reach the peak pressure reduces, which is much more dangerous. From the point of early warning of "leakage-fire-overload on the tank" in accidents, the most dangerous leak orifice, minimum warning time and maximum safe leak orifice versus various filling volumes are all determined, and the maximum safe filling volume in which the tank will not collapse is also provided. Combined with the problems emerging in the accidents and traffic safety, some advices on the tank design, road driving and accident emergency are proposed here. And the minimum supplies of fire sprinkler water used to cool the tank are also suggested based on the filling volume, in order to provide a support for prevention and control of the tank overpressure during the fire of liquefied phase leakage.

Liquefied natural gas; LNG tanker road truck; Leakage-fire-overload on the tank; Overpressure warning; Prevention and control

10.3787/j.issn.1000-0976.2016.08.019

中央高校基本科研业务费专项资金资助项目"燃爆条件下深水油气开发工艺灾变机制与控制基础研究"(编号: 15CX05018A)、国家自然科学基金项目"极端海洋环境下海洋固定平台生存能力及动力灾变应急对策研究"(编号:51579246).

朱渊,1982年生,副教授;研究方向为油气安全工程.地址:(266580)山东省青岛市黄岛区长江西路66号.ORCID: 0000-0003-2942-781X.E-mail: zhy3323@163.com