автореферат диссертации по безопасности жизнедеятельности человека, 05.26.03, диссертация на тему:Вентилирование газовой дефлаграции

а

Министерство внутренних дел Российской Федерации

ВСЕРОССИЙСКИЙ ОРДЕНА "ЗНАК ПОЧЕТА" НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ ПРОТИВОПОЖАРНОЙ ОБОРОНЫ

На правах рукописи

МОЛЬКОВ Владимир Валентинович

ВЕНТИЛИРОВАНИЕ ГАЗОВОЙ ДЕФЛАГРАЦИИ

05.26.03 - Пожарная безопасность

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва - 1996

Работа выполнена во Всероссийском ордена "Знак Почета" научно-исследовательском институте противопожарной обороны МВД России

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Карпов В.П. доктор технических наук, профессор Шебеко Ю.Н. доктор технических наук Бегишев И.Р.

Ведущая организация: Московский государственный строительный университет

Защита состоится часов на заседа-

нии диссертационного совета ССД.052.06.01 во Всероссийском научно-исследовательском институте противопожарной обороны (143900, Московская обл., г.Балашиха-3)

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ВНИИПО МВД России

Автореферат разослан "20"декс&рЯ 199£г.

Отзыв на автореферат с заверенной подписью и печатью просим направлять в двух экземплярах во ВНИИПО МВД России по указанному адресу. Телефон для справок: 521-9157.

Ученый секретарь диссертационного совета, кандидат технических наук, старший научный сотрудник

А.Н.Шульга

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность.

Большое количество горючих газов и жидкостей хранятся, транспортируются и используются как источники энергии, исходные материалы и результаты промышленной деятельности. В частности, доля газа и нефти в первичных энергоисточниках к 1990 году возросла в нашей стране до 70%. В случае аварийных утечек, генерации горючего газа или паров в замкнутых пространствах типа комнат и помещений, сушильных аппаратов, реакторов и другого аналогичного оборудования газы и пары смешиваются с окружающим воздухом, образую при этом горючую смесь. Еслн такая горючая смесь зажигается внутри замкнутого или ограниченного пространства, то происходит газовый дефлаграционный взрыв, являющийся одной из серьезнейших проблем, связанных с обеспечением безопасного обращения, хранения и транспортирования горючих газов. В случае отсутствия соответствующих систем взрывозащнты объект получает серьезные повреждения вплоть до его полного разрушения. При этом возникают экономические и социальные проблемы, связанные с возможностью вторичных пожаров п взрывов, отравлением населения и ликвидаторов аварии токсичными выбросами, загрязнением окружающей среды, а в особо опасных случаях - гибелью людей.

Пожар и взрыв - это две стороны одного явления распространения горения. Каково соотношение между пожарами и взрывами в общем количестве аварий? По данным международной страховой компании Industrial Risk Insurers (IRI), из 34 аварий с ущербом свыше 250 тысяч долларов США, произошедших за год на предприятиях химической и нефтеперерабатывающей промышленности США, основной ущерб (81%) наносят аварии со взрывами. Из статистического анализа аварий, выполненного компанией IRI за десятилетие, следует: взрывы составили 67% всех инцидентов, а нанесенный ими ущерб - 85% общего ущерба.

Вентилирование дефлаграции (Venting оg Deflagration) - общепринятый в мировой практике термин для определения процесса дефлаграционного сгорания горючих смесей внутри различных объектов при одновременном истечении в атмосферу или другое пространство продуктов сгорания и/или горючей смеси. Взрывоза-

щита объектов с помощью сброса избыточного давления взрыва -наиболее эффективный из всех существующих и наиболее распространенный на практике способ взрывозащиты, заключающийся в оснащении оборудования и помещений предохранительными устройствами необходимой площади, вскрытие которых должно обеспечивать снижение давления взрыва до безопасного уровня.

Несмотря на то, что внимание ученых и специалистов разных стран мира к проблеме эффективности сброса давления при дефла-грационных газовых взрывах уделяется в течение продолжительного времени, начиная с работы Davy 1816 года, взрывы продолжают разрушать различные объекты. Анализ около 1000 наиболее крупных аварий за почти двадцатилетний период, проведенный Американской страховой ассоциацией AIA, показал, что в 37% случаев ущерб был обусловлен пожаром, в 38% - взрывом или несколькими взрывами и в 25% - совместным действием пожара и взрыва. Неслучайно ставшая международной Национальная ассоциация противопожарной защиты США имеет специальный технический комитет по взрывозащите. С 1945 года комитет переиздает руководство NFPA 68 "Вентилирование дефлаграции".

Проблема дефлаграционных взрывов в замкнутом оборудовании, помещениях и других объектах зависит от такого большого количества факторов, что имеющихся сегодня данных в общем случае недостаточно для предсказания последствий взрыва при любых произвольно заданных условиях. Существующие инженерные методы расчета площади сбросных проемов дают результаты, которые могут отличаться в десятки и даже сотни раз. Существующие теоретические представления о процессе не позволяли получить корреляций определяющих параметров процесса вентилирования дефлаграции. Количественные методы оценки турбулентности в условиях вентилирования дефлаграции, необходимые для компьютерных программ расчета динамики взрыва, практически отсутствуют. Как следствие, нормативные документы либо отсутствуют, либо недостаточно обоснованы и надежны. В результате существующие системы взрывозащиты далеко не всегда выполняют свое функциональное назначение и предотвращают деформацию и разрушение объектов различного назначения от внутренних дефлаграционных взрывов.

Приведенные выше соображения свидетельствуют об актуальности темы диссертационной работы и проводимых исследований.

Цель работы - исследование закономерностей дефлаграцион-ного сгорания газовых смесей в негерметичных'сосудах для создания методов расчета и разработки надежных систем взрывозащиты оборудования и помещений методом разгерметизации. Для ее достижения в рамках настоящей диссертации выполнен комплекс теоретических, экспериментальных и других работ, который включает в себя решение следующих задач:

✓ выполнение ретроспективного анализа результатов исследований взрывов в технологическом оборудовании и помещениях;

✓ создание теории вентилирования газовой дефлаграции, учитывающей возможность истечения в пространство с постоянным и переменным давлением, инерционность предохранительных элементов и др.;

✓ создание компьютерных программ расчета термодинамических параметров продуктов сгорания углеводородовоздушных смесей в язохорических и изобарических условиях, определения нормальной скорости распространения пламени, расчета динамики развития взрыва в негерметичных объектах;

✓ проведение экспериментальных исследований по динамике сгорания газопаровоздушных смесей в замкнутых и негерметичных сосудах, включая системы со сбросом продуктов взрыва по трубопроводу в буферную емкость;

✓ апробация и отработка метода обратной задачи для определения фактора турбулентности и коэффициента расхода на большом количестве отечественных и зарубежных данных по динамике взрыва, а также опубликованных данных по экспертизе дефлаграционных взрывов на реальных объектах;

✓ исследование закономерностей вентилирования дефлаграции на объектах различного масштаба, в том числе при наличии внутри сложных препятствий, и др.;

✓ установление корреляционных зависимостей между параметрами, характеризующими процесс;

✓ разработка инженерных формул для расчета основных параметров систем взрывозащиты объектов методом разгерметизации, в том числе при взрыве локальных смесей;

✓ разработка методов и установок для определения показателей пожаровзрывоопасности;

✓ разработка новых способов взрывозащиты и технических средств для их реализации;

✓ создание эффективных систем управляемой и автономной взрывозащиты объектов различного назначения;

✓ разработка нормативных документов по взрывозащите объектов методом разгерметизации;

✓ стандартизация методов определения показателей пожаровзрывоопасности и методов расчета параметров систем взрывозащиты объектов.

Выполненные в настоящей работе исследования позволили решить важную народно-хозяйственную проблему - повышение уровня пожаровзрывобезопасности объектов посредством использования научно обоснованных подходов к разработке систем взрывозащиты методом разгерметизации, а также создать направление исследования дефлаграционного сгорания газовых систем в негерметичных объектах.

Научная новизна. Создано направление исследования турбулентной газовой дефлаграции в негерметичных объектах. Предложенный подход, основанный на методе обратной задачи, позволяет продолжать накопление количественной информации о турбулентности горения в различных условиях вентилирования дефлаграции и уже сегодня моделировать динамику взрыва в реальных объектах различного назначения на один-два порядка точнее в сравнении со сферической моделью распространения ламинарного пламени.

Сформулирована теория динамики дефлаграционного сгорания газа в негерметичных объектах, получены безразмерные критерии подобия и соответствующие критериальные соотношения, выведена формула для расчета давления взрыва локальной смеси.

Выявлены закономерности вентилирования дефлаграции в объектах различного объема и формы, а также различной степени негерметичности при истечении продуктов взрыва непосредственно в атмосферу, в системах со сбросным трубопроводом и приемной емкостью, в случае применения инерционных сбросных элементов, при использовании различных типов источников зажигания, при наличии внутренних турбулизаторов горения в виде различных

препятствий. Исследован эффект интенсификации взрыва при использовании сбросных трубопроводов.

Впервые получена многопараметрическая зависимость фактора турбулентности от условий протекания взрыва.

Обнаружен аналог принципа Jle Шателье-Брауна для газодинамики турбулентного горения в негерметичном объекте.

Впервые получена универсальная корреляционная зависимость безразмерного избыточного давления взрыва в негерметичном объекте от турбулентного параметра вентилирования для всех известных автору данных по вентилированию дефлаграции.

Создан метод и установка для определения нормальной скорости распространения пламени и термокинетического показателя в сферической бомбе постоянного объема с использованием процедуры оптимизации. Определены барическая и температурная зависимости нормальной скорости для смесей индивидуальных и многокомпонентных горючих с воздухом: метана, пропана, гекса-на, гептана, ацетона, изопропанола, бензола, авиационных топлив ТС-1 и РТ в диапазоне давлений от 0,04 до 0,7 МПа и температур до 550 К. Для пропана и топлива ТС-1 определена также зависимость от концентрации горючего в смеси.

Исследован механизм и выявлены закономерности зажигания горючего газа частицей, нагреваемой мощным излучением взрыва.

Практическая значимость. Сформулированы принципы разработки и создания надежных систем противовзрывной защиты объектов различного назначения методами управляемой и автономной разгерметизации. Разработана инженерная методика расчета безопасной (исключающей разрушение объекта) площади разгерметизации сильно- и слабопрочного оборудования и помещений.

Результаты диссертационного исследования внедрены в виде государственных стандартов ГОСТ 12.1.044-89 "Пожаровзрывоо-пасность веществ и материалов. Номенклатура показателей и методы их определения" (методы определения нормальной скорости распространения пламени) и ГОСТ 12.1.004-91 "Пожарная безопасность. Общие требования" (метод определения безопасной площади разгерметизации оборудования).

Создан промышленный образец системы взрьшозащиты технологического оборудования "РОСА", доказавший ев ню зффектив-

ность при эксплуатации сушилки фенозана на Ивано-Франковском заводе тонкого органического синтеза. Результаты работы использованы при разработке системы взрывозащиты топливных баков объекта 54С.

дывались на VIII, IX, XI Всесоюзных симпозиумах по горению и взрыву (Ташкент, 1986; Суздаль, 1989), на Международных семинарах по структуре пламен (Алма-Ата, 1989; Новосибирск, 1992), Всесоюзной научно-технической конференции "Проблемы взрыво-безопасности технологических процессов" (Северодонецк, 1980), II и III Всесоюзных научно-технических конференциях "Взрывобезо-пасность технологических процессов, пожаро- и взрывозащита оборудования и зданий" (Северодонецк, 1985, 1990), VII, IX и XIII Всесоюзных (Всероссийской) научно-практических конференциях (Балашиха, 1981, 1988, 1995), XI совещании специалистов стран-членов СЭВ по технике безопасности, охране труда и противопожарной защите ИНТАБ-85 (Казань, 1985), Республиканском научно-техническом семинаре "Профилактика и тушение пожаров ра объектах народного хозяйства" (Севастополь, 1988), Всесоюзной научно-практической конференции по проблемам охраны труда в условиях ускорения научно-технического прогресса (Москва, 1988), 13 Международном коллоквиуме по динамике взрыва и реагирующих систем (Нагойя - Япония, 1991), I и II Международном симпозиуме "Пожарная наука и технология" (Хефей - Китай, 1992, Хабаровск - 1995), Объединенном семинаре российской и японской секций Института горения (Черноголовка, 1993), Российско-китайской конференции по пожарной безопасности в химической промышленности (Циндао - Китай, 1993), IV Международном симпозиуме "Пожарная безопасность и наука" (Оттава - Канада, 1994), I Европейском симпозиуме "Пожарная безопасность и наука" (Цюрих - Швейцария, 1995), I Международном семинаре "Пожаровзрывоопас.ность веществ и взрывозащита объектов" (Москва, 1995), а также на Заседании Научного Совета АН СССР по проблемам горения под председательством академика Я.Б.Зельдовича, семинарах во ВНИИПО МВД России, ИХК и Г СО РАН, ВНИИТБХП, российско-британском семинаре в МГСУ, Технологическом университете (Острава - Чехия), Пожарной исследователь-

:. Основные результаты диссертации докла-

ской станции (Лондон - Великобритания), Токийском университете (Токио - Япония).

Публикации. По теме диссертации опубликовано 59 работ, в том числе 8 авторских свидетельств.

Ра защиту выносятся:

1. Теория динамики дефлаграцнонного сгорания газа в негерметичных объектах, критерии подобия задачи.

2. Метод обратной задачи для исследования процессов вентилирования дефлаграции.

3. Закономерности вентилирования дефлаграции при истечении продуктов взрыва непосредственно в атмосферу, в системах со сбросным трубопроводом и приемной емкостью, в случае применения инерционных сбросных элементов, при использовании различных типов источников зажигания, при наличии внутренних тур-булизаторов горения в виде различных препятствий, при регистрации "внешних" взрывов, которые получены по результатам собственных экспериментов и экспериментов других авторов.

4. Аналог принципа Ле Шателье-Брауна.

5. Универсальная корреляционная зависимость безразмерного избыточного давления взрыва в негерметичном объекте от турбулентного параметра вентилирования.

6. Инженерная методика расчета безопасной площади разгерметизации сильнопрочяого и слабопрочного оборудования и помещений, включая многопараметрическую зависимость фактора турбулентности от условий протекания взрыва.

7. Формула для расчета давления взрыва локальной смеси в негерметичном помещении в зависимости от параметров смеси.

8. Метод определения нормальной скорости распространения пламени и термокинетического показателя в сферической бомбе постоянного объема с использованием процедур оптимизации.

9. Данные по зависимости нормальной скорости распространения пламени воздушных смесей индивидуальных и многокомпонентных топлив от давления, температуры и концентрации.

10. Закономерности зажигания газа частицей, нагреваемой мощным излучением взрыва.

11. Принципы разработки и создания систем противовзрыв-ной защиты объектов методами управляемой и автономной разгерметизации.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, выводов, списка литературы и приложений. Она содержит 731 страницу, включая 87 рисунков и 73 таблицы, библиография - 494 наименования.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность темы, сформулирована цель и задачи диссертационной работы. Приведены статистические данные. Отмечен вклад отечественных и зарубежных ученых в решение проблемы вентилирования дефлаграции.

В первой главе выполнен ретроспективный анализ по основ ным направлениям исследования процесса вентилирования газовой дефлаграции.

В результате критического анализа опыта использования 17 моделей вентилирования дефлаграции, предложенных в период с 1963 по 1991 год специалистами различных стран, показано, что до появления надежных количественных методов описания ускорения горения при произвольных условиях наиболее правильный путь моделирования заключается в использовании неизменяющегося в ходе развития процесса после разгерметизации фактора турбулентности и накоплении информации о его изменении с варьированием условий протекания взрыва.

Обзор опубликованных данных по значениям фактора турбулентности, характеризующего ускорение горение, и коэффициента расхода в условиях вентилирования дефлаграции показал, что максимальное рекомендуемое в научной литературе значение фактора турбулентности достигает 22 для помещений с решетками, а коэффициента расхода - 2 для относительно больших площадей проемов в случаях, когда скорость газа в сосуде сравнима со скоростью звука. Максимальное значение эффективного фактора турбулентности (отношение фактора турбулентности к коэффициенту расхода) достигает 35.

Рассмотрены наиболее распространенные инженерные формулы для расчета сбросной площади. Отмечается, что из-за недостаточной развитости теоретических представлений и неудовлетвори-

тельного знания закономерностей вентилирования дефлаграции предложенные ранее инженерные формулы для расчета площади разгерметизации в подавляющем большинстве не содержат фактора турбулентности и приводят к различию рассчитанной площади сбросного проема в десятки и даже сотни раз.

Рассмотрены причины возникновения и методы подавления акустической неустойчивости горения в условиях вентилирования дефлаграции. Проанализировано влияние формы и объема сосуда, типа и положения источника зажигания относительно сбросного проема, концентрации горючего в смеси, локальности горючей смеси, давления разгерметизации, инерционности предохранительных элементов, наличия внутренних препятствий, сбросных трубопроводов и смежных сосудов, "внешних" взрывов на динамику и максимальное давление взрыва. Рассмотрена структура пиков давления и ее зависимость от условий протекания взрыва. Приведены результаты предшествующих теоретико-экспериментальных исследований по динамике взрыва и определению эффективного фактора турбулентности. Дан критический анализ основных положений руководства ЫРРА 68 "Вентилирование дефлаграции" американской ассоциации противопожарной защиты, рекомендаций Врэдли 1978 года, существующего в нашей стране нормативного подхода к проектированию взрывоопасных производств. Приведены причины возникновения взрывов. Рассмотрена проблема устойчивости элементов конструкций и остекления к воздействию деф-лаграционных взрывов. Собраны воедино полезные для решения вопросов практической взрывозащиты наблюдения и выводы различных исследователей.

В заключение первой главы приведен перечень нерешенных задач, поставленных учеными разных стран по проблеме вентилирования газовой дефлаграции, сформулированы перспективы исследований.

лаграции.

Сформулирована математическая модель процесса, которая в случае сброса продуктов взрыва непосредственно в атмосферу построена на законах сохранения массы, обьема и энергии для незамкнутой системы с использованием соотношений для нормаль-

ыосвящена теории вентилирования газовой деф-

ной скорости распространения пламени, уравнений состояния и изэнтропы для горючей смеси и продуктов сгорания, а также уравнений истечения газа для дозвукового и звукового режимов. Предполагается, что горючая газовая смесь находится внутри ограниченного жесткими конструкциями или оболочкой пространства достаточно произвольной формы, но с ограниченным отношением максимального и минимального линейных размеров. Для описания зависимости нормальной скорости распространения пламени от давления и температуры используется эмпирическое соотношение Su = Sui (Tu/Tif1 (p/pif, которое в приближении адиабатического сжатия может быть сведено только к зависимости от давления Su = Sui яЕ, где m,n,z- соответственно температурный, барический и термокинетический показатели, причем е = т + п - тп/уи, а уи - показатель изэнтропы для свежей смеси. Предполагается также, что градиент давления внутри сосуда равен нулю Vp = 0, и оно изменяется только во времени. В момент времени t = О происходит зажигание смеси и начинается в общем случае турбулентное распространение пламени. В соответствии с "поверхностной" моделью турбулентного горения скорость выгорания свежей смеси dmu/dt = - Puft Su, где pu — плотность свежей смеси, ft - площадь поверхности турбулентного фронта пламени.

В целях сравнения степени турбулизации горения в различных условиях вентилирования дефлаграции относительно случая сферического распространения ламинарного пламени представляется целесообразным отнести площадь поверхности реального фронта пламени в некоторый момент времени ft к поверхности сферы, в которую можно собрать продукты сгорания, находящиеся в этот же момент внутри сосуда f, = 4яг|, где гь - радиус воображаемого сферического пламени. Отношение площадей ft/fs назовем фактором турбулентности и обозначим символом %. В результате скорость выгорания записывается в виде dmu/dt = - 4pu % Su, а задача сводится к сферическому распространению пламени в сферическом сосуде с нормальной скоростью %SU без потери адекватности математической модели относительно реальных физических процессов. При этом геометрия сложной системы описывается только одним независимым параметром - радиусом сферического пламени.

До момента времени I = когда начинается вскрытие сбросного проема и истечение через него, сгорание происходит в замкнутом объеме. В общем случае после вскрытия проема начинает истекать свежая смесь, затем происходит совместное истечение свежей смеси и продуктов сгорания и, наконец, истекают только продукты сгорания. Обозначим долю площади сбросного сечения, которую занимают продукты сгорания, символом А

Законы постоянства объема, сохранения массы и сохранения энергии в безразмерном виде записываются соответственно в виде

в>ъ + СОц = 1,

где ю - относительный объем; п - относительная масса; <? -массовая скорость истечения газа из сосуда; и - внутренняя энергия единицы массы. Индексы "г", "и" и "Ь" обозначают соответственно исходные параметры, характеристики свежей смеси и продуктов сгорания.

Результирующая система безразмерных дифференциальных уравнений динамики газовой дефлаграции в негерметичном сосуде включает соответственно уравнения сохранения массы продуктов сгорания и свежей смеси, а также уравнение сохранения энергии

о

Л,

йпъ т

(1)

- 3 [ Х (1 - пи£УуГ/3 + (1 - А) Я* т.

-Ч/У„. 2/3

(2)

йх

йп с1т

хгп 7о (1-пих -)

г,

,,2/3 ТТГ г/1 Л\г># л г># "" П"\1

1 - УьИ' \(1~А)Ни + А11ъ (----------)]

где г = уь

УЬ У и ~ 1

п (1 - Ги)/т» +

Уи-1'

т = ¿вц¡/а - безразмерное время; о - радиус сферического сосуда эквивалентного объема; - коэффициент расширения продуктов сгорания при начальных условиях; у - показатель изэнтропы; Ш -

параметр вентилирования; а безразмерный параметр истечения

#

Я для дозвукового и звукового режимов истечения соответственно

# Г (рА2/г (£°)(п1)/у1\1/2

Я ~ |у-1 ™ _{

т

„# , ( 2 VI 1/2

при условии перехода к звуковому истечению я > —.[(1 + 7)/2]'-1, где индекс "а" обозначает параметры пространства, в которое происходит истечение.

Важнейшим параметром теории вентилирования дефлагра-ции является турбулентный параметр вентилирования

цГ1= — = 1 Сш

X (36тсо)1/3^ V2'3 Х5«г'

где 7г0 - число пи; ц - коэффициент расхода при истечении; -площадь сбросного проема; V - объем сосуда; сш- - скорость звука в исходной смеси. По существу представляет собой с точностью до коэффициента произведение двух отношений - эффективной площади разгерметизации к внутренней поверхности сферического

о /д

сосуда эквивалентного объема и скорости звука к турбу-

лентной скорости горения сш-/х£>ш-. Турбулентный параметр вентилирования является частным от деления параметра вентилирования на фактор турбулентности %.

Система трех обыкновенных дифференциальных уравнений (17), (18), (22) с тремя неизвестными пь, пи, п и начальными условиями пъ | ,,„ = 0, пц | х:В = 1, л |, 0 = 1 позволяет рассчитывать динамику вентилируемой дефлаграции применительно к различным объектам. Данная система позволяет определять динамические характеристики в течение всего процесса взрыва: на стадии горения в замкнутом сосуде, на стадии горения в разгерметизиро-

ванном сосуде и при истечении продуктов сгорания после завершения горения. Начальными условиями для расчета динамики взрыва на каждой последующей стадии являются значения параметров Пъ, пи, я, т, достигнутые в конце предыдущей стадии.

Первая стадия - горение в замкнутом сосуде - завершается в момент времени х - хи при достижении давления начала вскрытия сбросного проема тг = пи (первый пик давления при использовании-безынерционных покрытий сбросных проемов). На этой стадии параметр вентилирования W = 0. Фактор турбулентности до разгерметизации Хо определяют методом обратной задачи по совпадению теории и эксперимента на стадии горения в замкнутом сосуде.

Вторая стадия - горение в разгерметизированном сосуде -начинается в момент т - хи, л = nv и завершается при уменьшении доли свежей смеси внутри сосуда до пи = 0, после чего горение становится невозможным из-за отсутствия горючего. На этой стадии методом обратной задачи определяются значение фактора турбулентности после разгерметизации % и входящий в параметр вентилирования W единственный неизвестный заранее параметр -коэффициент расхода при истечении \х.

Если сбросной проем изначально открыт, то расчет динамики взрыва начинается сразу со второй стадии, когда XV * 0, с теми же начальными условиями пь | Is0 = 0, пи 110 = 1, к 11 „ = 1, определяющими момент зажигания смеси.

Третья стадия - истечение продуктов сгорания из сосуда после завершения горения - рассчитывается при начальных значениях пь и я (давление во втором пике давления), полученных в момент завершения горения (пи = 0), и подстановке в них значений пи- 0 (отсутствие горючей смеси), х = 0 (прекращение горения), А - 1 (истечение только продуктов сгорания).

В случае сброса продуктов взрыва в приемную емкость математическая модель дополняется уравнением для закона сохранения энергии в приемной емкости

d*-r = 3 Ç [К Уи (1 - Л) R* + Y6 Л Я? я1/У" ~ к1"1^ Pi 1 VF, dx ' пь ' p,i У,-

где г.г = Pr/Pri ~ безразмерное давление, а pri - начальное давление в приемной емкости; К - коэффициент, учитывающий догорание

смеси в газоводе и/или приемной емкости; § - коэффициент, учитывающий влияние тепломассообмена в приемном пространстве на давление. Естественно, что в этом случае несколько изменять*

ются уравнения для параметра истечения п и вид условия перехода к звуковому истечению.

При использовании инерционных предохранительных элементов в модель включаются соответствующие уравнения поступательного или вращательного движения.

Показано, что для конкретной горючей смеси максимальное давление взрыва в негерметичном сосуде однозначно определяется величиной турбулентного параметра вентилирования

Единственными параметрами теории, которые не могут быть определены априорно, являются фактор турбулентности % и коэффициент расхода ц. Их определение будет осуществляться единственно возможным методом изучения недоступных нам для непосредственного количественного описания явлений - методом обратной задачи, при котором параметры модели определяются таким образом, чтобы расчетная зависимость давление-время была сопоставима с аналогичной экспериментальной зависимостью.

Если систему уравнений динамики взрыва (1)-(3) преобразовать, разделив и левую и правую часть каждого уравнения на %, то безразмерное время преобразуется из т = ¿-виг/а в т' = а в

правой части вместо двух критериев подобия % ж останется только один - турбулентный параметр вентилирования Wt = который и определяет динамику взрыва и величину максимального давления взрыва. Следовательно, именно входящее в И-^ отношение Х/ц определяет перемещение кривой зависимости давление-время, включая точку второго пика давления, "по вертикали" (см. рис. 1). Перемещение "по горизонтали" в масштабе реального времени определяется входящим в безразмерное время фактором турбулентности %.

Компьютерные эксперименты показали, что решение системы уравнений динамики существует при любых допустимых исходных данных, что определенным исходным данным соответствует только одно решение и что это решение устойчиво. Следовательно, задача может считаться корректно поставленной.

Рис.1. Влияние .значений фактора турбулентности х и коэффициента расхода ц на динамику и максимальное

тис\

ю -

ш

... г .

'х-х: №

/

сг

давление еэрыаа: х и

и' - оптимальные вели- £

г о

чины для описания экспериментальной зави- 8 симости давление- § время, определенные гЩ:

методом обратной задачи; пунктирные линии

- расчет; сплошная линия-эксперимент; .

- момент разгерметизации

о

о

5

10

Время, отн. ед.

15

~1 20

Последний раздел второй главы посвящен описанию алгоритма и результатам термодинамического расчета на компьютере состояния продуктов сгорания углеводородовоздушных смесей в изохорических и изобарических условиях в широком диапазоне начальных давлений, температур и концентраций. Предполагалось, что продукты сгорания содержат следующие 19 компонентов в газовой фазе: Н2, Н20, С02, N2, Аг, С, Н, О, N. СО, СН4, НСГ\Г, О2, Оз, ОН, N0, N02,1^Нз, Н£ГОз. Использование законов термодинамики позволило вычислить необходимые для исследования вентилирования дефлаграции параметры: коэффициент расширения продуктов сгорания при начальных условиях £,• = М^ы/МьТ^; показатели изэнтропы у для свежей смеси и продуктов сгорания; максимальное давление взрыва ре; адиабатическую температуру и состав продуктов сгорания в изохорических и изобарических условиях. На рис. 2 в качестве примера показаны результаты расчета температуры и мольных долей основных компонентов продуктов сгорания в зависимости от объемной концентрации горючего для гексано-воздушной смеси.

Третья глава посвящена исследованию зависимости нормальной скорости распространения пламени и термокинетического показателя различных индивидуальных и многокомпонентных горючих от давления, температуры и состава смеси. В результате анализа методов решения задачи определения нормальной скорости выбран метод бомбы постоянного объема с использованием

оптимизационной процедуры обработки экспериментальных записей динамического давления, стандартизованный в ГОСТ 12.1.044-89 "Пожаро-взрывоопасность веществ и материалов. Номенклатура показателей и методы их определения". Сущность метода заключается в приготовлении однородной гомогенной горючей газовой смеси известного состава внутри сферического реакционного сосуда, зажигании смеси в центре точечным источником, регистрации изменения во времени давления внутри сосуда и обработке экспериментальной зависимости давление-время с использованием математической модели процесса дефлаграционно-го сгорания газа в замкнутом сосуде для случая сферически-симметричных расходящихся пламен (В.С.Бабкин и Ю.Г.Кононенко, 1967) и процедуры оптимизации. Математическая модель позволяет получить расчетную зависимость давление-время, оптимизация которой посредством изменения двух неизвестных параметров -начального значения нормальной скорости и термокинетического показателя б по аналогичной экспериментальной зависимости дает в результате зависимость изменения нормальной скорости от давления Би = йщЛ6 в процессе развития взрыва для конкретного испытания.

На рис. 3 проиллюстрировано, что максимальное давление взрыва ре в момент завершения горения 1е может быть получено при различных значениях пар неизвестных параметров йщ- и е. Следовательно, определение и б методом обратной задачи путем сравнения теории и эксперимента только по одной зксперименталь-

Концентрация гексака, % об.

Рис. 2. Зависимость состава и температуры продуктов сгорания гексано-воздушной смеси при давлении 0,101 МПа и начальной температуре 298,15 К от концентрации гексана

^ расчет

эксперимент

ной точке - моменту достижения максимального давления ре, te - не отвечает условию однозначности и задача в такой постановке не может считаться корректной. Корректной является задача сравнения теории и эксперимента по совокупное- рис. 3. Метод оптимизации- однозначность определения ти данных давление- ^г- (оптимальные значения обозначены как S«, е°)

время. В этом случае, как

видно из рис. 3, при условии постоянства конечной точки расчета ре, te увеличение £ с соответствующим уменьшением SUi приводит

9 О

к росту кривизны (увеличение второй производной d"p/dt") расчетной зависимости давление-время. Напротив, уменьшение е и соответствующее увеличение SUi делают расчетную зависимость давле-

2 2

ние-время более пологой (уменьшение d p/dt ) относительно оптимальной расчетной зависимости с оптимальными значениями

оО о

неизвестных параметров .S,„ и е .

При решении задачи определения нормальной скорости приняты во внимание два обстоятельства, которые не учитываются математической моделью: существование начальной стадии формирования пламени в результате срабатывания источника зажигания, когда при одинаковых начальных условиях наблюдается разброс во времени между срабатыванием искры зажигания и возникновением сферического пламени более 10 мс, и существование заключительной стадии горения, когда в динамике нарастания давления становятся существенными теплопотери в стенки сосуда. По этим причинам при обработке каждой экспериментальной записи p(t) брался не весь диапазон, а только часть, ограниченная снизу значением 1,1 pi, сверху - значением 0,9pext, где pext - точка перегиба (d"p/dt" = 0) экспериментальной зависимости p(t).

Создана установка "Сфера" объемом 10 дм3 для определения нормальной скорости. Установка позволяет проводить опыты при начальных давлениях до 6 МПа и температурах до 150 °С.

Метод применим в условиях пренебрежения конвективными эффектами, искажающими сферическую симметрию пламени при значениях числа Фруда Fr = (SuEi)2/gd < 0,11, где g - ускорение свободного падения, d - диаметр сосуда. Для пренебрежения эффектом волн сжатия число Маха не должно превышать M = 0,1. Поскольку в условиях бомбы число Рейнольдса для пламени обычно превышает критическое значение Re = 103ч-104, то определяется нормальная скорость реального ячеистого пламени.

Для определения барической и температурной зависимостей нормальной скорости использовалась следующая процедура. Серия изотерм Ти = const в координатах Su~p строят с использованием соотношений S„ = Sut (P/Pif, Ти = Tui (p/pi)1'1^"- В логарифмическом масштабе изменение нормальной скорости с ростом давления в процессе развития взрыва описывается отрезком прямой линии с началом в точке с координатами [SUi, Pi] и концом отрезка в точке [SUi (Pe/Pify Ре]- При этом тангенс угла наклона отрезка равен е. По результатам исследований было построено несколько таких отрезков, соответствующих различным начальным давлениям. На каждом из отрезков можно отметить точки, в которых давление взрыва соответствует выбранным значениям температуры свежей смеси по формуле р = pi {Tu/Tui)yJ^~l). Соединив точки на разных отрезках с одинаковой выбранной температурой, нетрудно получить изотерму Ти = const на графике Su(p). Тангенс угла наклона изотермы равен барическому показателю п. Температурный показатель определялся из соотношения m = уи (е - п)/(уи - 1) по значениям ей п.

Зависимости нормальной скорости от давления и температуры для исследованных стехиометрических смесей индивидуальных горючих с воздухом приведены на рис. 4. Погрешность определения SUi и е по серии экспериментов с одинаковыми начальными условиями составляет соответственно около 6% и 20%. За исключением метано-воздушной смеси результаты работы указывают на увеличение барического показателя с ростом давления и температуры. Так для пропано-воздушной смеси п — 0 при температуре 400 К. Этот установленный факт соответствует выводу работ Льюиса (1954), Мэнтона и Милликена (1956), Штрауса и Эдса (1959), согласно которому значение барического показателя увеличивается с ростом скорости горения и проходит через нулевое значение при

Рис. 4. Зависимость нормальной скорости распространения пламени сгехиометричесш углеводоро-довоздушных смесей от давления и температуры:

- настоящая работа (•-опыт);

--------Бабкин и Козаченко, 1966;

-------багТоМ апй ЯаИа, 1978;

..................... Бабкин и др., 1967;

и-Лизон, 1958

ПРОПАН Т]

; Инин

,Г,ТЗК "ч .^и !!,!!!'

мбоан и Коэачмс. 1960

ШО)« М (М». 1976 - 1 ! 1 | | | 3 4 5 6 ? в "7

Давление, 106 Па

Давление, 10£ Па

Давление, 105 Па

Давление, 105 Па

50 1=4

>00

ч| N N а ¡0

т ¿296 К

3 4 5 6 7 6 9

Давление, 105 Па

Давление, 105Пз

Продолжение рис. 4.

6 7 »9

1 ьа «V.. об

„'42 % Об

Давление, 105 ГЬ,

Рис. 5. Нормальная скорость распространения пламени топливовоздушной смеси (топливо ТС-1) в зависимости от давления, температуры и концентрации

нормальной скорости порядка 50-110 см/с. Результаты исследований говорят о том, что данное явление может зависеть от возникновения и развития ячеистой структуры пламени.

Исследована зависимость пормальной скорости пропано-воз-душной смеси от ее состава в диапазоне концентраций пропана 3-6 % об. при давлениях 0,1-2,0 МПа и температурах до 500 К. Показано, что е возрастает с концентрацией пропана.

Определены концентрационные пределы распространения пламени многокомпонентных авиационных топлив ТС-1 и РТ, составившие соответственно 0,59-4,26 % об. и 0,60-3,83 % об. Нормальная скорость топлива ТС-1 определена в диапазоне концентраций 1,14-2,42 % об., давлений 0,05-0,70 МПа и температур 365-550 К (см. рис. 5). Для обогащенных горючим смесей (стехиометрия 1,33 % об.) прослеживается тенденция изменения знака барического показателя, равного углу наклона изотермы, при увеличении температуры с отрицательного на положительный, что согласуется с предположением Льюиса и Эльбе и фактом большей склонности к образованию и развитию ячеистой структуры в обогащенных "тяжелым" горючим смесях.

Построены удобные для практического использования номограммы для определения нормальной скорости, термокинетического показателя и максимального давления взрыва в зависимости от температуры и давления в топливном баке для топлив ТС-1 и РТ.

Изучена задача распространения фронта пламени в однородной гомогенной метано-воздушной смеси стехиометрического состава в диапазоне давлений 0,04-1,00 МПа и температур 296-500 К с учетом и без учета влияния ячеистой структуры пламени на нормальную скорость горения. Экспериментальные значения нормальной скорости реального ячеистого пламени сравниваются со скоростями ламинарного безячеистого пламени, полученными теоретически посредством компьютерного моделирования (рис. 6). Численное определение нормальной скорости проводилось на основе решения нестационарной смешанной задачи, основанной на классической процедуре Патанкара-Сполдияга, сотрудником института В.Г.Шамониным. Сравнение расчетных и экспериментальных данных указывает на тенденцию роста различия между скоростью ламинарного и реального пламени с увеличением числа

Рейнольдса. Причиной данного явления представляется возникновение и развитие ячеистой структуры реального пламени.

В четвертой главе изложены закономерности вентилирования дефла-грации. Обнаружено и исследовано явление турбу-лизации горения и увеличения давления взрыва в системах со сбросным трубопроводом и приемной емкостью. Вне зависимости от объема сосуда полученное методом обратной задачи значение фактора турбулентности при этом практически постоянно и составляет % = 3,7-ь4,0. Полученный результат совпадает с выводами классической теории турбулентного горения. Согласно К.И.Щелкину при высокой степени турбулентности турбулентная скорость распространения пламени приблизительно равна пульсационной скорости » и'. С другой стороны, Б.Карловиц с коллегами получили для и' в случае турбулентности, генерируемой самим пламенем, соотношение и' = - 1)/Уз. Откуда следует, что для исследованных околос-техиометрических углеводородовоздушных смесей значения фактора турбулентности должны лежать в диапазоне % = 3,5+4,0. Анализ временных зависимостей давления в сосуде и трубопроводе и их сопоставление с кинограммами процесса (рис. 7) показали, что явление турбулизации горения в сосуде обусловлено кратковременным (несколько миллисекунд) обратным выбросом с высокой скоростью порядка 200 м/с реагирующей смеси из трубопровода в сосуд. При этом фронт пламени становится турбулентным при воздействии на него струи со стороны продуктов сгорания (аналогично турбулентности, генерируемой самим пламенем).

2

0 7

1 '

о & •

0

1

ч

-1—ГТТТТ

-- эксперимент

------ теория

Е^Г

4=500»

3 4 5 й ? 8 9 .

3 4 8 6 7 8 91Г

Давление, 10® Па

Рис.6. Нормальная скорость распространения пламени стехиометрической метано-воздушной смеси с учетом (эксперимент) и без учета (теория) влияния ячеистой структуры

ч

Показано, что эффект тур-

булизации горения в системах взрывозащиты со сбросным трубопроводом исчезает, если истекающие из сосуда продукты орошаются водой на входе в трубопровод с расходом (1-5)10 2 м3/м2/с (рис. 8), а также в случае увеличения давления разгерметизации объекта до ри > 2105 Па. В первом случае обратный выброс становится невозможным из-за подавления горения в трубопроводе, во втором - из-за уменьшения доли горючей смеси, поступающей в трубопровод непосредственно после разгерметизации.

Влияние давления разгерметизации на величину фактора турбулентности для лабораторных и полигонных экспериментов в полых сосудах показано соответственно в табл. 1 и 2. При прочих равных условиях зависимость имеет экстремаль-

Рис. 7. Кинограмма процесса развитая взрыва в сосуде объемом 27 дм3 и в начале сбросного канала размером 5 см (истечение в приемную емкость объемом 50 дм3 без орошения истекающих продуктов хладоагентом); цифры на кадрах обозначают прошедшее с начала процесса время в миллисекундах

Рис.8. Динамика взрыва ацето-

ко-воздушной смеси в сосуде объемом 27 дм при сбросе давления терез трубопровод непосредствен- я но в атмосферу: 1, 2 — давление с соответственно в сосуде и трубо- ° проводе без орошения истекающего потока водой; 3 - давление в * сосуде с орошением истекающего £ потока водой в трубопроводе; 4 - " давление в сосуде при сбросе дав- 1=1 ления непосредственно в атмосферу без использования трубопровода; • - момент разгерметизации

О 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Время, мо

Таблица 1. Значения фактора турбулентности х и коэ< ацетоно-воздушной смеси в сосуде объемом 2 i ,5 дм'

Номер опыта ft, №5 Па Su, см/с X _И х/ц рг, КРПа t¡, мс

1 1,00 X-Sa - 32 0,67 1,49 1,70 149

2 1,20 30,0 1,00 0,67 "Т49 1,60 159

3 1,23 29,5 1,00 0,67 1,49 1,52 167

4 2,20 30,5 1,50_ 0,87 1,72 2.25 141

5 2.40 29,5 1,50 0,92 1,63 2,00_ 146

6 2,65 29,1 1.45 0,92 1,58 2,05 143

7 _ 2,90 г 29.5 1,40 0,95 1,47 2,12 136

8 3,00 29,5 МО Г 0,96 1,46 2,24 134

рг - давление во втором пике,

12 - время достижения второго пика давления с момента зажигания.

Таблица 2. Значения фактора турбулентности х и коэффициента расхода ^ для взрыва стехиометрической ацетоно-воздушной смеси в сосуде объемом 2 м3___

Номер опыта ¡ р.-, 105 Па Su, CM/C ; х рг, 105 Па Í2, МС

1р* . 1,15 31,51 1,75 0,92 1,90 4,0 570

2р 175 31,5 j 1,60 0,92 1,74 4,8 374

Зр t 2,90 31,5 í 1,20 0,96 1,25 4,9 363

* Зажигание вблизи сбросного отверстия (в остальных опытах - центральное зажигание).

ный характер с максимумом в области перехода от докритического к критическому режиму истечения.

По сопоставлению экспериментальной и теоретической динамики взрыва сделан вывод о возможности использования модели совместного истечения (Л = г~) в случае центрально расположенного источника зажигания и малых давлений разгерметизации и модели истечения только продуктов сгорания (А - 1) при больших давлениях разгерметизации или расположении источника зажигания вблизи сбросного отверстия.

Методом обратной задачи были обработаны эксперименты по динамике взрыва специалистов из Канады, Нидерландов, Норвегии, России и США, выполненные при различных условиях (см. табл. 3). Экспериментальные и расчетные данные по динамике вентилируемой дефлаграции для экспериментов Pasman и др., Solberg и др., Моеп и др. приведены на рис. 9, 10, 11. Каждый из экспериментов Моеп и др. со встроенными турбулизаторами горения обработан в двух приближениях: одностадийном (х = const) и двухстадинном (со "слабой" Xi и сильной Хз степенью турбулент-

Таблица 3. Параметры зарубежны* экспериментов, исходные данные для расчета и результаты определения фактора турбулентности и коэффициента расхода методом обратной задачи

1 ¡, Авторы

Параметр

и

1 7ао_ТРаат)апмдр~1 _ ЭсйЬетдидр ! гйоГь ■ Моепидр

Эксперимент

Номер опыта 1УтгГТ ЗУ ТТПП

Вместимость сосуда V, м3 0,76 ) 0,95 1

Форма сосуда Куб I Цилиндр

Отношение длины к диаметру («) ) 1,5 0,97 ;

Горючее Пропан | Метан ]

Концентрация, % об. I 9,5 I

Площадь отверстия, м2 - .--- 0,29 ----- ! 0,05; о,ю '

1Б 2Б

ЗБ

Ш , 2М

35

Прямоугольник

) 33,5

Прямоуг I

49,1 Цилиндр

2,5x3,5x4 " 31*2x5,4 Ю 2,5

Пропан Метан Метан

5,25 10 9,5

2.57 /

3,46

Количество отверстий _

| Материал покрытия сбросного ) проема

} Давление вскрытия проема, 10® Ра

| Начальное давление, ^ Ра

| Тип и положение источит зажигания

Нет

Алюмин. фольга

Чертежная бумага

1,116[1,095[ 1,32

1,16

Специальная панельная система

2 панели (60 кг)

1,006

1

Точечный (центр)

Центр Проем

Точечный

Тыл

12 Дх искра (центр)

Плоский (тыльная | стенка! ^

Внутренние препятствия

Эл , см/с

М, КГ/КМОЛН I;

Модельный коэффициент истечения

и !

1

7.0

Внутренние детали

Перфорир. кольцо

Нет

Расчет

29 1 38* 29

1,365 ' Г39" " 1,365

1,25 " 1,25~' " Г " 1,25

7,9 "Г '" 7,9

озТ 0,3 " ¥.31

29,6 27,24 "

А " 1 " 1к = гг! А- Г'

Результаты

15 711 0,45 0,85 : 1,0 ' 11 I

Решет. Оборуд *

38

Т 1,39

.1j.1L

_[_ 0,3

! [2^56

"I А = 1 ~

Пластины 9"

г~г

1,4

15 I 10 | 6,7 |

■ 10,0 3,3 14,9

3,5

4.1

5,5

6,5

7,6

7,6

7,1

6,5

13

9,3

1,3

38

I 1,39 I 1,25 Г 7,4

! 0.3 " 27'62

г № , 0,9

11,5

8,9

19,5 31

21

23,3

* Определено з настоящей работе методом обратной задачи по записи давление-время в замкнутом сосуде [35(. " Каждая кругла? плготиа имела центральное отверстие. Проемность пластин составляла (ОД2 = 0,7, где с/ -диаметр отверстия, ¡1 = 2,1 м, О - диаметр пластины, О = 2,5 м. Пластины размещались на расстоянии 2 м (5 пласти) и 1 м (9 пластин) друг от друга, я Макет технологического оборудования (резервуар длиной 2,7 м и диаметром 0,91 м, а также свисающий с потолка набор труб диаметром 2,5 см)

ностп). Двухстадииный подход точнее, но различие между подходами не является принципиальным (около 20%).

Экспериментально и теоретически исследовано влияние инерционности сбросных элементов на динамику развития взрыва.

Рис. 9. Динамика взрыва 9,5%-ной мегано-воздушной смеси в цилиндрическом сосуде объемом 0,95 м с различной площадью сбросного отверстия: сплошные линии - ъ » эксперимент; линии с точками " - расчет (А = площадь проема Р = 0,10 м ); линии с ромбами - расчет {А = I; площадь проем? Р = 0,05 мг)

Время, мс

Рис. 10. Динамика взрыва 5,25%-ной пропано-воздущной смеси в помещении объемом 35 и3: сплошные линии - эксперимент; тнт с точками - расчет, линия с треугольниками -расчет для опыта 1У. Изначально открытый сбросной проем площадью 1 м

Центральное

1 зажигание

Ои|>Л' N к

м =1.1

Т|| Зажигание »блюй

проема

\1 1

Время, мс

Рис. 11. Динамика взрыва 10%-ной метано-воздушной смеси в трубе объемом 49,1 м3 с препятствиями внутри (круглые пластины с центральным отверстием)' сплошные линии - эксперимент; линии с точками - расчет Изначально открытый торец трубы площадью 3,46 м2

£ 39 "Ъ

Время, мс

Теоретически подтверждено экспериментальное наблюдение К.О.гаквЬ об идентичности при определенных условиях динамики взрыва на заключительной его стадии вне зависимости от условий разгерметизации, включая величину инерционности сброспого покрытия. Показано, что при решении практической задачи масштабирования, т.е. переноса результатов лабораторных экспериментов на реальные объекты большого объема необходимо соблюсти условие постоянства критерия подобия, представляющего собой произведение инерционности на квадрат фактора турбулентности, разделенное на характерный размер защищаемого объекта. Характерные экспериментальные и расчетные зависимости для систем взрывозащиты с инерционными сбросными элементами и инициированием горения паровоздушной смеси топлива ТС-1 с помощью стального шарика диаметром 9 мм со скоростью встречи 2000 м/с показаны на рис. 12. Параметры экспериментов и результаты исследований даны в табл. 4. Инерционность сбросных элементов изменялась в диапазоне 0,6-25,0 кг/м". Прирост давления в первом пике зависит от массы элемента и скорости выгорания смеси. При более высокой в сравнении с представленными на рис. 12 (см. табл. 4) опытами скорости выгорания хоЯш = 3,08 м/с (хо = 7,7 при условии, что = 0,4 м/с) превышение давления из-за инерционности покрытия массой 800 г составило 105 Па.

Наименее изученным является вопрос о влиянии встроенных внутри объекта препятствий на динамику развития давления внутри него. Результаты обработки экспериментов В.В.Агафонова в сосуде объемом 11 м' с решетками приведены в табл. 5 (с? - диаметр стержня; В - размер квадратной ячейки; ТУ - количество решеток;

Рис. 12. Динамика взрыва в

сосудах с инерционными сбросными элементами с массой 30 г (опыт ||); 1600 г (опыт й) и 2600 г (опыт 31). сплошные и пунктирные линии - соответственно эксперимент и теория; . - момент начала вскрытия сбросного отверстия

0[М)МН, мс

Таблица 4. Параметры и результаты обработки экспериментов с инерционными сбросными элементами

Номер опыта Эксперимент Теория

V. м3 0, м Л х (1 т, г 5С, мм Х^и, м/с хЭи, м/с Ц

К 0,38 0,26 1 х 0,26 30 0,2 1,56 (3,90) 1,6(4,00) 1,0

а 1,00 0,37 2x0,26 1600 5,0 0,86(2,15) I 1,3(3,25)1 I 0,9

31 1,00 0,37 2 х 0,26 2600 8,0 2,00 (5.00)1 1,6(4,00) 0,8

V обьем сосуда; О - диаметр эквивалентного по площади отверстия; л - количество сбросных отверстий; 11 - номинальный диаметр отверстия; ш - суммарная масса покрытая отверстий; 8с - толщина мембраны; 5» - нормальная скорость распространения пламени при начальных условиях; Х„ - фактор турбулентности до разгерметизации;

X ~ фактор турбулентности после начала вскрытия сбросного отверстия; ц - коэффициент расхода.

Таблица 5. Параметры используемых в экспериментах В.ВЛгафонова препятствий и результаты сравнения теории и эксперимента

Номер опыта Параметры препятствий ЛРт, Результаты

с/, см 0, см N 1-, см Р кПа

АО - - - - - 9 0,60 _ 5 8,3

А1 1,8 50,0 1 - 0,93 30,5 0,80 9,6 12,0

А2 3,3 50,0 1 - 0,87 31,5 0,82 10 12,2

АЗ 6,0 50,0 1 - 0,77 36,5 0,86 10,9 12,7

А4 1,8 25,0 1 - 0,86 34,0 0,84 10,5 12,5

А5 1,8 12,5 1 - 0,73 39,0 1,05 14 13,3

А6 1,8 12,5 2 10 0,73 48,5 1,16 16 13,8

А7 1,8 12,5 3 10 0,73 53,0 1,6 23 14,4

А8 1,8 12,5 4 10 0,73 ЕЮ,5 3,15 50 Г 15,9

А9 1,8 12,5 2 20 0,73 54,5 1,43 20,5 14,3

А10 1,8 12,5 2 30 0,73 52,0 1,43 20 14,0

АН 1,8 12,5 2 40 0,73 50,0 1,3 18 Г 13,9

А12 1,8 12,5 3 20 0,73 73,5 2,93 45 15,4

А13* 1,8 12,5 3 10 0,73 [ 61,5 I 1,85 27 14,6

" Решетки расположены в "шахматном порядке", те. со смещением каждой следующей решетки на 0/2 в вертикальном и горизонтальном направлениях.

Ь - расстояние между решетками; Р - проемность решетки, т.е. доля площади поперечного сечения сосуда, свободная от стержней решетки в месте ее расположения; &рт - максимальное избыточное давление взрыва). Существенные изменения динамики взрыва при введении внутрь и увеличении числа решеток показаны на рис. 13. Нетривиальным результатов является десятикратное увеличение фактора турбулентности с % = 5 в полом сосуде до % ~ 50 при наличии четырех решеток (при этом эффективный фактор турбулентности х/И увеличивается лишь в два раза). Обоснована применимость модели при таких высоких скоростях горения и дано

Рис. 13. Зависимость динамики дефлаграционного взрыва в сосуде объемом 11 м3 от количества установленных внутри решеток при диаметре стержня 1,8 см и размере ячейки 12,5 см (. - момент разгерметизации)

1.9

Опыт А8 (4 решетки)

X-50.1^2 15

1 8

,3

1.7 -

I 6 -

Опыт А7 (3 решетки) Х=23,|Ь| 6

о

I 5 •

Опыт А6 (2 решепи) Х=16; |fc| 16

i 4

13 ■

1 ? ■

1 1

1 о •

О 50 100 150 ?0О 750 300 350 400 Время, мс

объяснение "необычно" высоких значений коэффициента расхода в ряде опытов.

Особый интерес для практики представляет получение формулы для расчета отношения Очевидно, что только размер диаметра стержня или только размер ячейки не характеризуют решетку однозначно. Поэтому используется зависимость х'М от проемности решетки. Зависимость xhl от расстояния между решет ками имеет вид перевернутой параболы с максимумом мри расстоянии между решетками, равном приблизительно удвоенному размеру ячейки L — 2D. Наиболее сильная зависимость отношения х н наблюдается в исследованном диапазоне параметров препятствий от количества решеток. В результате предложена формула для расчета эффективного фактора турбулентности.

Турбулизация горения гомогенных газовых смесей сложными препятствиями в объектах большого объема при различных типах зажигания исследована на примере крупномасштабных экспериментов Harrison & Eyre по горению смесей природного газа или пропана с воздухом в установке объемом 4000 м' с препятствиями в виде набора вертикальных преград из горизонтально расположен ных труб диаметром 31,5 см. Впервые для установок такого большого объема с турбулизирующими горение препятствиями из экспериментальных данных по динамике взрыва получены значения фактора турбулизации % = 31+38, свидетельствующие о чрезвычай-

но высокой степени интенсификации горения в изначально открытом объекте. Динамика взрыва в установке с препятствиями характеризуется очень высокими значениями эффективного фактора турбулентности = 38-5-100. Полученные данные существенно отличаются в опасную с точки зрения давления взрыва сторону от рекомендаций Брэдли даже для полой установки без препятствий и с точечным источником зажигания (характерное значение Х/ц = 21±5 существенно больше вытекающего из упомянутых рекомендаций значения х/й »3,3 для изначально открытых сбросных проемов). Введение трех препятствий при точечном зажигании приводит к росту х/Ц ДО 38-51 (10 труб в одном препятствии), а шести - до х/Н = 38 (5 труб в препятствии) и х/Ц = 91 (10 труб). Предложена достаточно простая и точная формула для расчета определяющего турбулентное число Брэдли отношения х/ц по параметрам препятствия. Динамика взрыва в установке с препятствиями при точечном зажигании показана на рис. 14. Переход от точечного к струйному зажиганию из проема в половину площади наименьшей стороны дополнительной взрывной камеры с размерами 5,92x2,38x2,16 м приводит к увеличению эффективного фактора турбулентности в полом сосуде в полтора раза - с Х/ц = 21 до значения х/И = 32. Введение трех препятствий (по 10 труб в каждом) в установку при струйном зажигании вызывает трехкратное увеличение х/Ц с 32 до 100. Для названной конфигурации препятствий переход от точечного к

Рис. 14. Динамика взрыва в установке объемом 4000 м с изначально струйному зажига- открытыми проемами площадью 563 м и внутренними препятствиями в нню приводит к виде набора решеток из труб диаметром 31,5 см при точечном источнике

зажигания

рпытн4 {6 решеток через 2 и) Х=38;И=0«

двухкратному увеличению эффективного фактора турбулентности с 56 до 100.

Изучено влияние "внешних" взрывов на динамику газовой дефлаграции в негерметичных сосудах и помещениях по результатам экспериментов Харрисона и Айра в камере объемом 30 м'!. Полученные значения фактора турбулентности полностью соответствуют рекомендациям Брэдли для полых сосудов с изначально закрытыми сбросными проемами. Показано, что кратковременное превышение давления "внешнего" взрыва над давлением внутри камеры не приводит к заметному особому изменению характерных для аналогичных объемов и сбросных площадей значений фактора турбулентности. Возможно, что отчасти именно "внешние" взрывы являются причиной увеличения фактора турбулентности с ростом площади сбросного проема. Наличие эффекта "внешнего" взрыва с высокой степенью вероятности следует ожидать для объектов со степенью негерметичности объекта Р/У2/3 > 0,13, т.е. эффект может быть важным для слабопрочных объектов большого объема типа зданий и модулей морских нефтедобывающих установок со сравнительно большими сбросными площадями. Наибольшая опасность "внешних" взрывов, не принимавшаяся во внимание ранее, заключается не в каком-то особом влиянии на турбулизацию горения внутри сосуда, которая неявно учитывалась через регистрацию давления и раньше, а в существовании ближней зоны повышенного давления и отходящей от нее волны давления, генерируемой этим "внешним" вторичным взрывом. Такая волна может представлять реальную угрозу разрушения объектов, находящихся вблизи оборудования, в котором имел место первичный взрыв.

С точки зрения динамики процесса вентилирования дефлаграции проанализированы последствия реальных взрывов газовоздушных смесей в жилом доме в Ропан Пойнт (Великобритания) и здании цеха химического завода в Монсанто (США). Приведены теоретические зависимости давление-время для помещений объемом от 30 до 8000 м3 с изначально открытыми и закрытыми (с избыточным давлением разгерметизации до 21 кПа) сбросными проемами, с инерционностью сбросных элементов до 15 кг/м". Впервые получены результаты, свидетельствующие о высокой степени турбулентности горения газовоздушных смесей в помещения;:

с реальным загромождением: для жилых помещений - % > 8, для помещения цеха химического производства - х ^ 17 (ц = 0,6).

Обнаружен и сформулирован аналог принципа Ле Шателье-Брауна: газодинамика сгорания газа в негерметичном сосуде изменяется при изменении условий протекания процесса таким образом, чтобы ослабить влияние произведенного воздействия. В соответствии с вытекающим из теории приближенным соотношением безразмерное максимальное избыточное давление взрыва Дттт ос (х/М-Г)2- Например, при увеличении площади проема в 10 раз следует ожидать 100-кратного уменьшения давления взрыва. Однако исследования показали, что в сосуде объемом порядка 10 м3 10-кратное увеличение площади разгерметизации сопровождается двукратным увеличением фактора турбулентности х- В результате площадь разгерметизации "эффективно" увеличивается не в 10, а только в 5 раз. Данный результат имеет достаточно простое физическое объяснение: чем больше площадь разгерметизации, тем большему возмущающему воздействию подвергается фронт пламени.

Приведем другой пример действия аналога принципа Ле Ша-телье-Брауна. Введение внутрь сосуда турбулизирующих горение, препятствий вызывает увеличение фактора турбулентности %. Обнаружено, что при этом возрастает и коэффициент расхода р. Так,

о

введение одной решетки в сосуд объемом 11м приводит к двукратному росту х; при этом отношение %/\х увеличивается менее чем в 1,5 раза. Уменьшение размера единственной решетки приводит к возрастанию фактора турбулентности в 1,75 раза, но из-за роста коэффициента расхода эффективный фактор турбулентности х/ц увеличивается существенно меньше - в 1,11 раза. Добавление второй решетки повышает фактор турбулентности приблизительно в 2 раза в сравнении со случаем введения одной решетки; отношение х/р увеличивается при этом менее чем в 1,2 раза. При введении в сосуд четырех решеток фактор турбулентности увеличивается в 10 раз - сх = 5дох = 50; одновременно определено, что эффективный фактор турбулентности х/Ц увеличился менее чем в 2 раза. Обнаружен "порог" фактора турбулентности, выше которого наблюдается "компенсационное" влияние коэффициента расхода на фактор турбулентности: он составляет около 5.

Исследован элементарный акт механизма интенсификации горения в результате многоочагового радиационного зажигания - нестационарный процесс зажигания горючей газовой смеси частицей, нагреваемой мощным излучением пожара или взрыва. Впервые численно доказано существование минимального размера частицы, меньше которого зажигание газа при определенном потоке излучения становится невозможным (рис. 15). Представлены экспериментальные результаты по зажиганию пропано-воздушной смеси частицами размером около 1 мм, представляющими собой совокупность тонких волокон из каолиновой ваты.

Одна из основных причин продолжающихся разрушительных взрывов - нерешенность проблемы масштабирования результатов лабораторных исследований на реальные объекты большого объема. В 1995 году автором впервые была получена универсальная корреляционная зависимость в безразмерных логарифмических координатах "максимальное избыточное давление взрыва-турбу-лентный параметр вентилирования". К настоящему времени обработано множество экспериментов различных авторов. Все данные ложаться на одну и ту же прямую (рис. 16) и охватывают следующие условия: сосуды и помещения различной формы с отношением линейных размеров до 4:1 и объемом защищаемого пространства до 8000 м3; степень негерметичности /71/2/3 = 0,09+1,23; изначально открытые и закрытые сбросные проемы с избыточным давлени-

1700 —

1 ¿00 1500 ]Ю0 ~

я ,30° "I а >.

о. 1200

0 с

1 "00 й

I—

1000 «ю

- температура ижитани«

минимальный аюшлё размер части?

----- предельна« температура (аажиганНЯ нет)

- леоиоа индуин^е

II I I I И I И I I I I I I I I II 1 I I I I 1! - 0

' I " " I " ' ' I ' ' " I " " I ' ' " I " " I " " I

0 100 200 300 400 500 ¿00 700 600 400 1000

Радиус частицы, мкм Рис. 15. Параметры зажигания горючего газа твердой частицей, нагреваемой потоком излучения д

0.001

1- "г «г 0 .4 = + Meen et al. (1982) □ Pasman et ai. (1974) + Sotergetai (1980) X Агафоноеи ф (1996) ф Rasbasti & Stretch (1969) + Harnscni Eyre (1986) ▲ Harrison & Eyre (1987) * Yao(1374) * Zato« (1979) + Howard (1972)

-чЧ-

4 N \

—

-1 г-

\

V

k

1

1

4 Hill,

10 100 Турбулентный параметр вентилирования, W,=W/x

Рис.16. Универсальная корреляция

ем разгерметизации в диапазоне ри = 0-5-32 кПа и инерционностью предохранительных элементов / = 0+23 кг/м2; максимальное избыточное давление взрыва от 0,5 до 380 кПа; наиболее взрывоопасные околостехиометрические смеси метана, пропана и природного газа с воздухом; точечное, плоское или струйное зажигание; полые сосуды и сосуды с внутренними препятствиями или реальным технологическим оборудованием; наличие "внешних" взрывов. Коэффициент корреляции в широком диапазоне исследованных условий взрыва равен 0,96.

На рис. 16 одна экспериментальная точка лежит выше корреляционной прямой. Это соответствует случаю, когда первый пик давления, обусловленный разгерметизацией сосуда, превышает второй пик давления. Такая ситуация может реализовываться, например, при относительно высоком давлении разгерметизации и достаточно большой площади сбросного проема. Можно сделать вывод о возможности использования универсальной корреляции для определения верхней границы для давления разгерметизации защищаемого объекта. Для определенного значения турбулентного

. параметра вентилирования такое давление определяется корреляционной прямой. При этом первый и второй пики давления взрыва равны. Давление разгерметизации может быть меньше давления, определенного по корреляционной прямой, что не влияет на величину максимального давления взрыва. В противном случае, когда давление разгерметизации выше давления, определяемого по корреляционной прямой, именно оно определяет величину максимального давления взрыва.

В пятой главе с использованием развитой в работе теории получены инженерные формулы, связывающие функционально величину максимального относительного давления взрыва в объекте лт = Рт/Р; со значением параметра вентилирования IV и фактора турбулентности х• Для слабопрочных объектов (1 < жт < 2)

" Л/Д; (Пт - 1) '

а для сильнопрочного оборудования (2 ¿ят< пе, где ле = ре/р,- -относительное давление взрыва в замкнутом сосуде)

V? = 0,9 а {Пе^Пт\

С целью оценки значений фактора турбулентности, вытекающих из рекомендаций Брэдли, графические зависимости из упомянутых рекомендаций были сопоставлены с инженерными формулами при использовании фактора турбулентности в качестве проектного параметра (рис. 17).

При взрывах локальных смесей в помещениях и зданиях большого объема избыточное давление взрыва может быть определено по формуле

1'+ (1/ф - 1) Му/Ме 14/3

1 + (1/Фср - 1) М„/Ме\ '

в которой ф — концентрация горючего в локальном объеме; Ф - доля объема помещения, занятая локальной взрывоопасной смесью; Ми и Ме - молекулярная масса соответственно воздуха и горючего.

Данная формула позволяет оценивать взрывоопасность локальных смесей в различных задачах, как для определения макси-

_ 2 7 (£, - 1) Е1>

3 0.100

§

а s

о.ою

0.001

N

Х-

V

10.0

100.0

1.000

мального избыточного давления взрыва в эксплуатируемом по- ё мещении с известной площадью сбросных проемов, так и определять эту площадь по характеристикам локальной смеси и величине внутреннего давления, которое выдерживает объект без разрушения или деформации. Из формулы следует, что в случае поступления в помещение некоторой массы горючего наибольшее давление взрыва будет зарегистрировано тогда, когда горючее образует с воздухом локальную стехиометрическую, а не предельную смесь.

В шестой главе сформулированы принципы разработки и создания систем противовзрывной защиты объектов методом управляемой и автономной разгерметизации.

Описана процедура разработки и принципы функционирования системы взрывозащиты технологического оборудования "РОСА" методом управляемой разгерметизации с использованием буферной емкости, что позволяет предотвратить вторичные пожары и взрывы и избежать токсичных выбросов в окружающую атмосферу. Приведена структурная схема способа пожаровзрыво-защиты, положенного в основу создания системы "РОСА". Система "РОСА" создана с использованием изобретений по авторским свидетельствам N919681, N1005799, N860771. Для промышленного образца системы взрывозащиты сушилки фенозава время срабатывания канала орошения составило 50 мс, канала разгерметизации - 25 мс. Работа каждого из каналов начинается со срабатывания

0.1 1.0

Параметр вентилирования W Рис. 17. Зависимость избыточного давления взрыва от параметра вентилирования W: 1,2 - рекомендации D. Bradley и A. Mitcheson [33] соответственно для изначально открытых и изначально закрытых сбросных проемов; 3, 4 - графики, построенные с использованием формул (11) и (14) при соответственно х = 2 и % = 8

Рис. 18. Динамика развития взрыва стехиометрической гек-сано-воздушной смеси в сушилке фенозана: + - момент заполнения сечения сбросного трубопровода диспергированной водой; • - момент разгерметизации сушилки. Кривые 1 - р = 0,1 МПа; Бш = 0,31 м/с; %' = 2, 1 = 2. Кривые 2 - р, = 0,1 МПа; Эй = 0,31 м/с; X' = 1; X = 2. Кривая 3 - р = 0,04 МПа; вы = 0,365 м/с; х' = 2; х = 2. Кривая 4 - 0 = 0,04 МПа; Э« = 0,365 м/с; х' = 1: X = 2

200 300

Время, мс

датчиков дифференциального давления, настроенных на определенный уровень срабатывания: 0,15 МПа/с (канал орошения) и 1,11 МПа/с (канал разгерметизации). Расчетная динамика развития взрыва в сушилке фенозана показана на рис. 18. Приведены технические параметры системы взрывозащиты "РОСА".

Изложена комплексная методика расчета автономной взрывозащиты топливных баков объекта 54С в реальных условиях их применения, когда источником зажигания могут служить различные высокоскоростные металлические элементы и/или их осколки, а внутри бака могут находиться остатки топлива, способные образовывать выплески, а также другие элементы систем взрывозащиты типа пенополиуретана. Даны рекомендации по защите системы топливных баков. Зависимость фактора турбулентности от условий развития горения в баке с точечным источником зажигания может быть представлена формулой

Х=(1+а1У)[1+а2-5Ла3+а/^

Пе-2

в которой эмпирические коэффициенты а2, а3, определяются по табл. 6. При использовании в качестве источника инициирования горенпя пули значения фактора турбулентности до и после разгерметизации достигают значений х0/х — 7,7/7,0, а при использовании элементов 20, 23 и 30 ОФЗ - %о/Х ~ 16/15.

Проблему вентилирования газовой дефлаграции можно будет считать полностью решенной только тогда, когда будет возможно

Условия развития горения Эмпирические коэффициенты

3\ аг аз 34

Объем сосуда Юм3; степень негерметичности <, 0,25 0,15 4 1 0

Объем сосуда У£200 м3; 1 <ят<2: - изначально открытые сбросные сечения - изначально закрытые сбросные сечения 0 0 0 0 2 8 0 0

Объем сосуда V £ 200 м3; 2 5 пщ < ад: - изначально открытые сбросные сечения - изначально закрытые сбросные сечения 0 0 0 0 0,8 2 1,2 6

Объем сосуда V £ 10 м3; степень негерметичности 2 0,04; наличие сбросного трубопровода, 1 < ят < 2: - без орошения истекающих газов - с орошением истекающих газов 0 0,15 0 4 4 1 0 0

непосредственно рассчитать значение эффективного фактора турбулентности для произвольного объекта защиты с любыми начальными условиями возникновения и развития горения и истечения.

ВЫВОДЫ

1. Выполнен ретроспективный анализ по основным направлениям исследования процесса вентилирования газовой дефлагра-ции, проведенных специалистами различных стран.

2. Создана теория вентилирования турбулентной газовой деф-лаграции. Определены совокупности критериев подобия задачи для ее различных вариантов. Основными критериями подобия являются фактор турбулентности, представляющий собой отношение действительной поверхности пламени внутри сосуда к поверхности сферы, в которую можно собрать продукты сгорания, и параметр вентилирования. Параметр вентилирования равен с точностью до множителя произведению двух отношений - эффективной площади разгерметизации к площади поверхности сосуда и скорости звука к нормальной скорости распространения пламени в исходной смеси.

Разработана компьютерная программа для расчета дпнампкп взрыва в замкнутых и негерметичных сосудах с учетом различных условий возникновения и развития взрыва.

Предложен алгоритм и разработана программа вычисления на компьютере необходимых для расчета динамики взрыва термодинамических параметров.

3. Развито направление исследования турбулентного горения в условиях вентилирования дефлаграции методом обратной задачи. Впервые предложено определять методом обратной задачи по динамике взрыва не только фактор турбулентности, но и коэффициент расхода.

Методом обратной задачи впервые получены данные по значениям эффективного фактора турбулентности для различных условий экспериментов по вентилированию дефлаграции, выполненные как в нашей стране, так и за рубежом - в Великобритании, Канаде, Нидерландах, Норвегии, США разными исследовательскими группами. Впервые обнаружено, что в помещениях большого объема в несколько тысяч кубических метров с внутренними препятствиями значение эффективного фактора турбулентности может достигать при точечном зажигании величины 40-90, а при струйном зажигании - 100, что в несколько раз превышает все известные данные и объясняет продолжающиеся разрушения зданий от дефлаграционных взрывах при существующих методах расчета параметров систем взрывозащиты. Полученные количественные результаты по значениям эффективного фактора турбулентности позволяют с большей степенью надежности моделировать динамику вентилирования дефлаграции в помещенияях и других объектах большого объема и оценивать влияние внутренних элементов и оборудования, а также типа источника зажигания на динамику и максимальное давление взрыва.

4. Проведен критический анализ известных методов определения нормальной скорости распространения пламени, дан обзор теоретических и экспериментальных результатов по барической и температурной зависимости нормальной скорости.

5. Создан метод и установка для определения нормальной скорости распространения пламени в сферической бомбе постоянного объема с использованием оптимизационной процедуры обра-

боткп экспериментальных записей динамического давления, которые стандартизованы в ГОСТ 12.1.044-89 "Пожаровзрывоопасность веществ и материалов. Номенклатура показателей и методы их определения".

6. Выполнен комплекс работ по определению нормальной скорости распространения пламени для различных индивидуальных газов и жидкостей, а также многокомпонентных топлив в широком диапазоне давлений, температур и составов горючих смесей. Полученные данные обеспечили необходимой информацией проведение систематических исследований вентилирования турбулентной газовой дефлаграции.

Определены значения нормальной скорости для стехиометри-ческих смесей метана, пропана, гексана, гептана, ацетона, изопро-нанола и бензола с воздухом в диапазоне давлений 0,04-0,70 МПа и температур 296-500 К. Значения термокинетического показателя лежат в диапазоне 0,16-0,55 и возрастают с увеличением начального давления взрыва, что свидетельствует о росте влияния развития ячеистой структуры пламени в ходе процесса на нормальную скорость. С возрастанием давления и температуры горючей смеси в процессе развития взрыва значение барического показателя увеличивается и лежит в интервале от -0,5 до 0,2, а значение температурного показателя уменьшается и находится в диапазоне от 3,1 до 0,6. Нулевое значение барического показателя достигается при нормальных скоростях выше 55 см/с.

Изучена зависимость нормальной скорости пропано-воздуш-ной смеси от ее состава в диапазоне концентраций пропана 3-6 % об. при давлениях 0,1-2,0 МПа и температурах до 500 К. Термокинетический показатель возрастает с концентрацией пропана в исследованном диапазоне составов.

Определены концентрационные пределы распространения пламени, нормальная скорость и термокинетический показатель для многокомпонентных авиационных топлив ТС-1 и РТ. Нормальная скорость топлива ТС-1 определена в диапазоне концентраций 1,14-2,42 % об., давлений 0,05-0,70 МПа и температур 365-550 К. Построены удобные для практического использования номограммы для определения нормальной скорости, термокинетического пока-

зателя и максимального давления взрыва в зависимости от температуры и давления в топливном баке

7. Изучено влияние ячеистой структуры пламени на нормальную скорость его распространения. Показано, что различие между скоростями ламинарного и реального ячеистого пламени возрастает с ростом давления и температуры горючей смеси и при давлении порядка 1 МПа и температуре 500 К достигает 50%.

8. Исследованы закономерности вентилирования дефлагра-дии в негерметичных сосудах и помещениях объемом до 8000 м3 с различной степенью негерметичностп при истечении продуктов взрыва непосредственно в атмосферу. Количественно определен рост эффективного фактора турбулентности с увеличением объема и степени негерметичности объекта.

9. Изучена динамика развития взрыва в сосудах объемом от

о

0,02 до 10,00 м при истечении горючей смеси и/или продуктов сгорания по трубопроводу в атмосферу или в приемную емкость, находящуюся под разрежением. Обнаружен и исследован эффект турбулизации горения в защищаемом аппарате в результате крат ¡современного в несколько миллисекунд обратного выброса со скоростью порядка 200 м/с реагирующей смеси из трубопровода в сосуд. Явление сопровождается увеличением на порядок максимального избыточного давления взрыва. Для нейтрализации обнаруженного эффекта интенсификации горения и обусловленного этим повышения давления взрыва рекомендовано либо увеличивать давление разгерметизации до, как минимум, 0,2 МПа, либо орошать истекающие из сосуда газы непосредственно на входе в сбросной трубопровод водой с интенсивностью (1-н5)10 2 м3/м2/с. Изучен механизм взаимодействия истекающего потока газа с водой.

10. Исследовано влияние установленных внутри сосуда объемом 11 м8 и объекта объемом 4000 м3 сложных препятствий на турбулизацию горения и динамику процесса вентилирования деф-лаграции. Предложены формулы для расчета значения эффективного фактора турбулентности в зависимости от проемности единичного препятствия, количества повторяющихся препятствий и расстояния между нимп. Обнаружено, что при прочих равных \ г ювнях струйное зажигание в объектах с препятствиями приво-

дит к 1,5-2,0-кратному увеличению эффективного фактора турбулентности.

11. Обнаружен и сформулирован аналог принципа Ле Шате-лье-Брауна.

12. Воспроизведена динамика реальных взрывов, имевших место в типичном жилом доме и здании цеха объемом около 8000 м3 одного из химических заводов. Полученные данные свидетельствуют о чрезвычайно высокой степени турбулентности при дефлаграционных взрывах в помещениях с реальным загромождением: для жилых помещений значение эффективного фактора турбулентности составляет не менее 13, для помещения цеха - не менее 28.

13. Изучены закономерности элементарного акта механизма интенсификации горения в результате многоочагового радиационного зажигания - нестационарного процесса зажигания горючей газовой смеси частицей, нагреваемой мощным излучением. Получена зависимость периода индукции зажигания от потока излучения и размера сферической частицы. Впервые численно доказано существование минимального размера частицы, меньше которого зажигание горючего газа при определенном потоке излучения становится невозможным. Устойчивое зажигание реализуется в экспериментах с пористыми частицами.

14. Впервые получена универсальная корреляция данных по вентилированию газовой дефлаграции в оборудовании и помещениях различного объема, формы и степени негерметичности, для различных горючих смесей и типов зажигания, для полых и загроможденных различными препятствиями объектов, для изначально открытых и изначально закрытых сбросных проемов с различными давлениями разгерметизации, в том числе при использовании инерционных предохранительных элементов. В логарифмических безразмерных координатах "максимальное избыточное давление взрыва-турбулентный параметр вентилирования" результаты всех обработанных экспериментов различных авторов ложатся на одну прямую.

15. Выведены и апробированы на адекватность точному компьютерному решению инженерные формулы для расчета безопасной площади разгерметизации в зависимости от определяющих

параметров процесса для сильнопрочного и слабопрочного оборудования и помещений, в том числе для взрывов локальных смесей. Предложены формулы для расчета эффективного фактора турбулентности от условий взрыва.

16. Сформулированы принципы разработки и создания эффективных систем взрывозагциты объектов различного назначения методом управляемой или автономной разгерметизации. Показано, что для разработки надежных систем взрывозащиты с использованием орошающих и разгерметизирующих устройств, а*также систем с инерционными сбросными элементами необходимо использовать компьютерные программы моделирования динамики взрыва в негерметичном объекте.

На основании проведенных исследований по вентилированию дефлаграции предложены новые способы противовзрывной защиты различных объектов, в том числе содержащих недопустимые к выбросу в атмосферу токсичные вещества, и устройства для их реализации, защищенные 8 авторскими свидетельствами на изобретения.

Разработана техническая документация и созданы системы взрывозащиты конкретных объектов: система управляемой взрывозащиты "РОСА" сушилки фенозана на Ивано-Франковском заводе тонкого органического синтеза и система автономной взрывозащиты топливных баков объекта 54С.

17. Разработаны отраслевые и государственный документы по расчету параметров систем взрывозащиты объектов методом разгерметизации. Созданный по результатам данной работы метод определения безопасной площади разгерметизации включен в ГОСТ 12.1.004-85 "Пожарная безопасность. Общие требования".

Содержание диссертации отражено в следующих работах:

1. Некрасов В.П., Мольков В.В., Мешман JI.M. Метод расчета определяющих параметров системы предотвращения пожаров при взрывах в замкнутых технологических аппаратах // Пожарная профилактика: Сб. тр. - М.: ВНИИПО, 1980, вып.16. - с.103-109.

2. Некрасов В.П., Мольков В.В., Мешман JI.M., Веселов А.И., Макарова Н.С., Шевцов Н.Р. О взрывозащите технологического оборудования // Пожарная техника и тушение пожаров. -М.: ВНИИПО, 1980, вып.19. - с.31-36.

3. Некрасов В.П., Мольков В.В., Мешман Л.М. Расчет определяющих параметров системы предотвращения взрывов методом вакуумирования. В кн.: Всесоюзная научно-техническая конференция "Проблемы взрывобезопасности технологических процессов" (28-30 октября 1980, г.Северодонецк): Тез. докл. / ВНИИТБХП. - Черкассы: ВНИИТЭХИМ, 1980, с.106-107.

4. Мольков В.В., Некрасов В.П., Баратов А.Н. О турбулизации горения при пожаровзрывозащите технологического оборудования методом разгерметизации. - В кн.: Материалы VII Всесоюзной научно-практической конференции "Горение и проблемы тушения пожаров". Секция: Теплообмен в условиях пожара/ ВНИИПО. - М., 1981, с.35-37.

5. Мольков В.В., Некрасов В.П. Динамика сгорания газа в постоянном объеме при наличии истечения // ФГВ, 1981, т. 17, N 4, с.17—24.

6. Мольков В.В., Некрасов В.П. Нормальная скорость распространения пламени ацетоно-воздушной смеси в зависимости от давления и температуры // ФГВ, 1981, т.17, N3, с.45-49.

7. Некрасов В.П., Мешман JI.M., Мольков В.В. Влияние отводных трубопроводов на эффект сброса избыточного давления взрыва Ц Безопасность труда в промышленности, 1983, N 5, с.38-39.

8. Мольков В.В., Баратов А.Н. Инженерные формулы для расчета проходных сечений предохранительных мембран // Противопожарная защита технологических процессов: Сб. тр. - М.: ВНИИПО, 1983. - с.26-35.

9. Мольков В.В., Дмитриев A.A., Лесняк С.А. Методика расчета на ЭВМ равновесного состояния продуктов сгорания С-Н-О-N-содержащих горючих в воздухе // Противопожарная защита технологических процессов: Сб. тр. - М.: ВНИИПО, 1983. -с.35-47.

10. Мольков В.В., Некрасов В.П., Баратов А.Н., Лесняк С.А. Турбулентное горение газа в разгерметизированном сосуде // ФГВ, 1984, т.20, N2, с.28-33.

11. Мольков В.В., Баратов А.Н. Определение безопасной площади разгерметизации при взрывном сгорании газов в органиченном пространстве // Химическая промышленность, 1984, т.З, с.47(175)-50(178).

12. Мольков В.В. Универсальная номограмма для определения площадей сбросных сечений предохранительных мембран // Химическая промышленность, 1985, N 3, с.50(178)-52(180).

13. Мольков В.В., Мешман Л.М., Некрасов В.П., Файкин И.А. Система взрывозащиты технологического оборудования "РОСА".-В кн.: Тезисы докладов XI совещания специалистов стран-членов СЭВ по технике безопасности, охране труда и

противопожарной защите ИНТАБ-85 (Казань, 1985). - М.: НИИ технико-экономических исследований, 1985, с.88-90.

14. Мольков В.В., Агафонов В.В., Баратов А.Н. Закономерности сгорания газовых смесей в негерметичных сосудах. - В кн.: Тезисы докладов И Всесоюзной научно-технической конференции "Взрывобезопасность технологических процессов, пожаро-и взрывозащита оборудования и зданий (май 1985, г.Северодо-нецк). - Черкассы: НИИТЭХИМ, 1985. - с.16-17.

15. Мольков В.В., Баратов А.Н., Макарова Н.С. Нормальные скорости пламени смесей метана, пропана, гексана, гептана, ацетона, пзопроццлового спирта и бензола с воздухом при высоких температурах и давлениях. - В кн.: Тезисы докладов II Всесоюзной научно-технической конференции "Взрывобезопасность технологических процессов, пожаро- и взрывозащита оборудования и зданий (май 1985, г.Северодонецк). - Черкассы: НИИТЭХИМ, 1985. - с.80-81.

16. Мольков В.В., Мешман JI.M. Исследование и расчет динамических параметров взрыва углеродовоздушных смесей // Пожаротушение: Сб. тр.- М.: ВНИИПО,1985. - с.93-102.

17. Мольков В.В., Шамонин В.Г., Баратов А.Н. Распространение пламени гомогенной газовой смеси при повышенных давлениях и температурах. - В кн.: Горения гетерогенных и газовых систем / Материалы VIII Всесоюзного симпозиума по горению и взрыву (13-17 октября 1986 г., Ташкент). - Черноголовка: ИХФ АН СССР, 1986. - с.11-14.

18. Мольков В.В., Бухаров В.Н., Бабкин B.C., Баратов А.Н. Определение нормальной скорости пламени методом обратной задачи в бомбе постоянного объема // Пожарная профилактика: Сб. тр. - М.: ВНИИПО, 1986. - с.37-48.

19. Баратов А.Н., Мольков В.В. Причины аномально высоких скоростей развития крупномасштабных взрывов // Безопасность труда в промышленности, 1986, N 2, с.55-56.

20. Баратов А.Н., Мольков В.В. Проблемы борьбы со взрывами // Пожарное дело, 1986, N1, с.24-25.

21. Баратов А.Н., Мольков В.В., Агафонов В.В. Закономерности сгорания гомогенных газовых смесей в негерметичных сосудах // Archivum Combustionis, 1988, Vol.8, No.2, pp.179-195.

22. Мольков В.В., Корольченко А.Я. Профилактика пожаров и взрывов на предприятиях народного хозяйства с помощью систем разгерметизации. - В кн.: Тезисы докладов республиканского научно-технического семинара "Профилактика и тушение пожаров на объектах народного хозяйства" (Севастополь, 1988), 1988, с.123-124.

23. Мольков В.В., Кривошапкин И.С. Методологические аспекты проблемы пожаровзрывозащиты технологического оборудова-

ния методом разгерметизациию. - В кн.: Тезисы докладов IX Всесоюзной научно-практической конференции "Проблемы обеспечения пожарной безопасности объектов народного хозяйства". Секция: Проблемы пожарной безопасности веществ, материалов и технологических процессов / ВНИИПО. - М., 1988, с.15-16.

24. Мольков В.В., Кривошапкин И.С., Корольченко А.Я. Предупреждение катастрофических последствий аварий с горючими жидкостями и газами. - В кн.: Тезисы докладов Всесоюзной научно-практической конференции по проблемам охраны труда в условиях ускорения научно-технического прогресса. -М: ВЦНИИОТ ВЦСПС, 1988, с.62.

25. Кривошапкин И.С., Мольков В.В. Снижение пожаровзрывоо-пасности крупнотоннажных производств и хранилищ горючих газов и жидкостей. - В кн.: Тезисы докладов республиканского научно-технического семинара "Профилактика и тушение пожаров на объектах народного хозяйства" (Севастополь, 1988), 1988, с.128-129.

26. Мольков В.В., Кривошапкин И.С., Варатов А.Н., Корольченко А.Я. Численное исследование зажигания газа частицей, нагреваемой излучением крупного пожара или взрыва. - В кн.: Проблемы горения и взрыва / Материалы IX Всесоюзного симпозиума по горению и взрыву (19-24 ноября 1989, г.Суздаль). - Черноголовка: ИХФ АН СССР, 1989. - с.53-56.

27. Бабкин B.C., Бухаров В.Н., Мольков В.В. Нормальная скорость пламени пропано-воздушных смесей при высоких давлениях и температурах // ФГВ, 1989, т.25, N 1, с.57-64.

28. Мольков В.В., Баратов А.Н., Корольченко А.Я. О взрывах локальных газопаровоздушных смесей в негерметичных помещениях. - В кн.: Тезисы докладов III Всесоюзной научно-технической конференции "Взрывобезопасность технологических процессов, пожаро- и взрывозагцита оборудования и зданий (май 1990, г.Северодонецк). - Черкассы: НИИТЭХИМ, 1990. -с.28-29.

29. Корольченко А.Я. и др. ГОСТ 12.1.044-89 "Пожаровзрывоопас-ность веществ и материалов. Номенклатура показателей и методы их определения". - М.: Изд. стандартов, 1990. - 143 с.

30. Мерзликин Г.Ю., Мольков В.В. Определение нормальной скорости распространения пламени методом Давидона-Флетчера-Пауэлла. - В кн.: Тезисы докладов III Всесоюзной научно-технической конференции "Взрывобезопасность технологических процессов, пожаро- и взрывозащита оборудования и зданий (май 1990, г.Северодонецк). - Черкассы: НИИТЭХИМ, 1990. -с.59-61.

31. Мерзликин Г.Ю., Мольков В.В. Расчет нормальной скорости горения на ЭВМ с использованием библиотеки стандартных

подпрограмм. — В сб.: Современные методы определения пожа-ровзрывоопасности веществ и материалов / ВНИИПО, 1991. -с.3-12.

32. Molkov V.V., Krivoshapkin I.S., Baratov A.N., Korolchenko A.Ya. Flame Front Formation Modeling in the Process of Gas Ignition by Inert Particle Heated by Laser Radiation. - In: Flame Structure. - Novosibirsk: Nauka. Sib. Branch, 1991. - Vol.2. -pp.376-379.

33. Molkov V.V. Venting of Gaseous Explosions: Turbulization Aspect. - In: Fire Science and Technology / Proceedings of the First Asian Conference (Hefei - China, October 1992). - 1992. -pp.480-484.

34. Мольков В.В. Экспериментальные методы определения нормальной скорости распространения пламени // Пожаровзры-вобезопасность, 1992, т.1, N 4, с.3-16.

35. Krivoshapkin I.S., Molkov V.V., Baratov A.N., Korolchenko A.Ya. Radiation Influence on Propagation of Fuel Cloud Explosion in Atmosphere. - In: Book of Abstracts of the IV International Seminar on Flame Structure (18-21 August 1992, Novosibirsk - Russia). - 1992, pp. 148-149.

36. Molkov V.V., Baratov A.N., Korolchenko A.Ya. Dynamics of Gas Explosions in Vented Vessels: A Critical Review and Progress // Progress in Astronautics and Aeronautics, Volume 154 "Dynamics aspects of Explosion Phenomena" / Proceedings of the 13th International Colloquium on Dynamics of Explosions and Reactive Systems (Nagoya - Japan, 1991), 1993, pp.117-131.

37. Molkov V.V., Nikitenko V.M., Filippov A.V., Korolchenko A.Ya. Dynamics of Gas Explosion in a Vented Vessel with Inertial Vent Covers. - In: Proceedings of Joint Meeting of the Russian and Japanese Sections of The Combustion Institute (Chernogolovka -Moscow Region, 2-5 October 1993), 1993, pp.183-185.

38. Molkov V.V. Venting of Deflagrations: Dynamics of the Process in Systems with a Duct and Receiver. - In: Proceedings of the Fourth International Symposium on Fire Safety Science (13-17 June 1994, Ottawa - Canada), 1994, pp.1245-1254.

39. Molkov V.V. Explosions in Buildings: Modeling and Interpretation of Real Accidents. - In: Abstracts of the First European Symposium on Fire Safety Science (21-23 August 1995, Zurich - Switzerland), 1995, pp.45-46.

40. Челышев Т.JI., Мольков В.В. Нормальная скорость распространения пламени авиационного топлива РТ: зависимость от концентрации паров топлива в воздухе // Пожаровзрывобезопас-ность, 1995, т.4, N 2, с.3-7.

41. Chelyshev T.L., Molkov V.V. The Influence of Equivalence Ratio on Burning Velocity of Aviation Fuel RT. - In: Proceedings of

the Second Asia-Oceania Symposium on Fire Science and Technology (13-17 September 1995, Khabarovsk - Russia), 1995, pp.183-190.

42. Мольков В.В. Моделирование и интерпретация реальных взрывов в жилых и производственных зданиях. - В кн.: Материалы XIII Всероссийской научно-практической конференции "Пожарная безопасность 95". Секция 3: Пожаровзрывоопасность объектов / ВНИИПО. - М., 1995, с.222-224.

43. Мольков В.В., Александров С.В. Влияние "внешних взрывов" на динамику газовой дефлаграции в негерметичных сосудах и помещениях // Пожаровзрывобезопасность, 1995, т.4, N 4, с.11-21.

44. Molkov V.V. Theoretical Generalization of International Experimental Data on Vented Explosion Dynamics. - In: Proceedings of the First International Seminar on Fire-and-Explosion Hazard of Substances and Venting of Deflagrations (17-21 July 1995, Moscow - Russia), 1996, pp.166-181.

45. Мольков В.В., Александров С.В. Турбулизация горения гомогенных газовых смесей сложными препятствиями в помещениях большого объема при различных типах зажигания // Пожаровзрывобезопасность, 1996, т.5, N 1, с.3-11.

46. А.с. 860771. Разгерметизирующее устройство / В.В.Мольков, Л.М.Мешман, В.П.Некрасов и др. - Опубл. в Б.И., N33, 1981.

47. А.с. 919681. Способ взрывозащиты замкнутых технологических аппаратов / Л.М.Мешман, В.П.Некрасов, В.В.Мольков и др. - Опубл.в В.И, N14, 1982.

48. А.с. 936944. Предохранительное устройство для взрывозащиты технологических аппаратов с буферной емкостью / В.П.Некрасов, Л.М.Мешман, В.В.Мольков и др. - Опубл. в Б.И., N23, 1982.

49. А.с. 1005799. Способ пожаровзрывозащиты аппаратов, находящихся под давлением технологической среды/ В.В.Мольков, Л.М.Мешман, В.П.Некрасов. - Опубл. в Б.И., N11; 1983.

50. А.с. 1039509. Разгерметизирующее устройство / В.П.Некрасов, В.В.Мольков, Л.М.Мешман, В.А.Бармисов. - Опубл. в Б.И., N33, 1983.

51. А.с. 1085600. Разгерметизирующее устройство / В.В.Мольков, В.И.Горелов, В.П.Некрасов, А.А.Дмитриев. - Опубл. в Б.И., N14, 1984.

52. А.с.1223925. Разгерметизирующее устройство / В.В.Мольков, В.П.Некрасов, А.А.Дмитриев, В.И.Горелов. - Опубл. в Б.И., N14; 1986.

53. А.с. 907903. Орошающее устройство / В.В.Молькоз, Л.М.Мешман, В.П.Некрасов. - Заявл. 05.08.80, N2969027.