Автор: Водяник В.И.
Теги: основы химической технологии химия химическая промышленность оборудование взрывобезопасность
ISBN: 5—7245—0200—3
Год: 1991
Текст
В.И. водяник
-----0----
ВЗРЫВОЗАЩИТА
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО
ОБОРУДОВАНИЯ
МОСКВА
«ХИМИЯ»
1991
ББК 6П7.1
В62
УДК 66.013-623.454.76:541.125
Рецензент: докт. техн, наук, проф. А. Н. Баратов
Водяник В. И.
В62 Взрывозащита технологического оборудования. М.: Хи-
мия, 1991. — 256 с.: ил.
ISBN 5—7245—0200—3
Описаны методы и средства защиты технологического оборудования
от разрушения при взрывах содержащихся в них парогазовых и пыле-
газовых горючих смесей. Приводятся сведения о расчете, конструирова-
нии и изготовлении средств взрывозащиты, а также рекомендации по их
применению. Методики расчетов иллюстрируются примерами.
Книга рассчитана на инженерно-технических работников конструк-
торских и проектных организаций и промышленных предприятий хими-
ческой и других родственных ей отраслей промышленности.
„ 2801000000—063 „
В 050(01)—091 63-91
ББК 6П7.1
ISBN 5—7245—0200—3
© В. И. Водяник, 1991.
ОГЛАВЛЕНИЕ
редисловие .................................... 5
ведение........................................ 7
ПАВА 1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О ВЗРЫВОЗАЩИТЕ ТЕХНОЛОГИ-
ЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ............................ 9
ПАВА 2. ДИНАМИКА ПРОЦЕССОВ ГОРЕНИЯ В ЗАМКНУТЫХ
БЪЕМАХ..........................................12
1. Общие закономерности горения газов в замкнутых объемах . . 14
2. Динамика сгорания газа в сферическом объеме...................19
3. Динамика сгорания i аза в объеме вытянутой формы .... 23
4. Динамика сгорания газа в цилиндрическом объеме при l!D<gA 42
5. Горение в трубах..............................................44
6. Динамика сгорания газа в сообщающихся сосудах.................53
7. Условия самовоспламенения смеси при горении в замкнутом объеме 54
8. Особенности горения в сосудах, частично заполненных сыпучим ма-
ериалом..........................................................58
ЛАВА 3. УСТРОЙСТВА ДЛЯ СБРОСА ДАВЛЕНИЯ ВЗРЫВА . . 63
1. Предохранительные мембраны...................................63
3.1.1. Конструктивные разновидности мембранных предохранитель-
ных устройств................................................64
3.1.2. Расчет предохранительных мембран на заданное давление
срабатывания ............................................... 75
3.1.3. Динамика срабатывания предохранительных мембран . . 97
3.1.4. Зависимость давления срабатывания мембран от скорости на-
растания давления........................................105
3.1.5. Срок службы предохранительных мембран................106
.2. Взрывные клапаны...........................................115
.3. Расчет площади сбросных отверстий..........................127
ЛАВА 4. СРЕДСТВА ЛОКАЛИЗАЦИИ ВЗРЫВОВ...........................143
.1. Сухие огнепреградители..........................................144
4.1.1. Конструкция огнепреградителей...........................1 45
4.1.2. Гасящая способность огнепреградителей.....................157
4,1.3. Гидравлическое сопротивление огнепреградителей . . . 164
4.2. Жидкостные предохранительные затворы , 166
4.3. Быстродействующие пламеотсекателн . ..................172
4.3.1. Пламеотсекателн прямого действия...................173
4.3.2. Пламеотсекателн с принудительным приводом . 176
ГЛАВА 5. СИСТЕМЫ АКТИВНОГО ПОДАВЛЕНИЯ ВЗРЫВОВ . . 184
5.1. Физико-химические основы процесса подавления взрыва . . 187
5.1.1. Флегматизация и ингибирование горючих смесей . . 188
5.1.2. Расчет концентрации паров ингибитора при его импульсном
впрыске в замкнутый объем.................................198
5.1.3. Эффект охлаждения продуктов сгорания...............202
5.2. Взрыворегистрирующая аппаратура АСПВ......................209
5.2.1. Индикаторы взрывов................................210'
5.3. Исполнительные устройства АСПВ........................... 215
5.4. Система элементов активной взрывозащиты «Щит».............227
5.4.1. Индикатор взрыва ИВ-1..............................227
5.4.2. Сигнализатор пламени «Сириус»......................229
5.4.3. Блок управления БУ-2...............................231
5.4.4. Устройство командное УК-1..........................232
5.4.5. Гидропушки ГПФ-5 и ГПФ-10..........................234
5.4.6. Порошковые пламеподавители ПП-5, ПП-10 и ПП-50 235
5.4.7. Автоматические оросители АО-15, АО-ЗО, АОВ-15 и АОВ-ЗО 237
ГЛАВА 6. ОЦЕНКА ОПАСНОСТИ ВЗРЫВОВ БОЛЬШИХ ГАЗОВЫХ
ОБЛАКОВ В ОТКРЫТОМ ПРОСТРАНСТВЕ................................239
Библиографический список.......................................252
ПРЕДИСЛОВИЕ
Взрыв внутри оборудования и производственных по-
мещений — одна из наиболее опасных аварийных си-
туаций, типичных для предприятий химической и
смежных отраслей промышленности. Статистика по-
казывает, что в химической промышленности 20—
25% аварий связано со взрывами и загораниями по-
лучаемых продуктов или перерабатываемого сырья.
Взрывам в производственных помещениях, как пра-
вило, предшествуют взрывы в оборудовании. Поэто-
му взрывозащита технологического оборудования по-
зволяет предотвратить взрывы в зданиях и обеспе-
чить взрывобезопасность всего производства.
Технологические регламенты большинства процес-
сов по переработке горючих материалов в химиче-
ской, нефтехимической, нефтеперерабатывающей и в:
других отраслях промышленности предназначены для
того, чтобы не допустить образования газов взрыво-
опасных концентраций. Однако практика показывает,
что, несмотря на это, взрывоопасные смеси в аппа-
ратах и трубопроводах образуются довольно часто,,
что является следствием нарушения движения пото-
ков смешиваемых газов, обусловленного отсутствием
или отказами в работе регуляторов давления и рас-
хода, обратных и отсечных клапанов, блокировок, а
также ошибками персонала, обслуживающего техно-
логический процесс.
В оборудовании по переработке горючих порош-
ков очень часто взрывоопасные пылевоздушные сме-
си содержатся постоянно при нормальном ходе тех-
нологического процесса, и то, что на этих производ-
ствах взрывы происходят не столь часто, можно объ-
яснить лишь тем, что для инициирования взрывов,
пылей требуются весьма мощные источники энергии.
Поэтому профилактика взрывов в таких производст-
вах направлена на недопущение мощных электриче-
ских искр, открытого пламени, перегрева деталей ма-
шин и т. д. Анализ показывает, что из всех взрывов
в промышленности только 10% связано со взрывами
пылей, однако это, как правило, наиболее тяжелые
по материальному ущербу и числу человеческих
жертв аварии.
Для крупных пылевых взрывов характерна мно-
гостадийность процесса: взрыв пыли в оборудовании
приводит к его разрушению, взрывная волна перево-
5
дит во взвешенное состояние пыль в помещении, ко-
торой, даже несмотря на частые уборки, обычно бы-
вает достаточно много, и, наконец, взрыв пыли в
объеме помещения, сопровождающийся разрушением
здания. На практике редки случаи, когда в помеще-
нии содержится взвешенная пыль в концентрациях,
достаточных для взрыва, поэтому опасность таких
аварий всегда заключается в оборудовании.
Для обеспечения взрывобезопасности основное
внимание необходимо уделять предупреждению
взрывов, т. е. необходимо исключать возможность
образования взрывоопасных сред и источников их
зажигания. Поскольку возможность взрыва не мо-
жет быть полностью исключена, в промышленности
широко используют средства взрывозащиты техно-
логического оборудования, предотвращающие его
разрушение даже в случае возникновения в нем
взрыва.
В настоящей книге приведено краткое описание
конструкций устройств взрывозащиты и предпринята
попытка систематизировать их расчет, правила кон-
струирования, а также особенности их применения
и тем самым оказать методическую помощь инже-
нерно-техническим работникам проектных и конст-
рукторских организаций, а также промышленных
предприятий в решении практических задач обеспе-
чения взрывобезопасности производств. В книге от-
сутствуют сведения о правилах конструирования
электрооборудования во взрывобезопасном исполне-
нии и о других мерах предупреждения возникнове-
ния взрывов на производствах. Эти сведения, безу-
словно, представляют большой практический инте-
рес, однако они уже получили достаточное отраже-
ние в литературе, и, кроме того, существуют офици-
альные руководящие технические материалы. Поэто-
му в книге описаны лишь те устройства взрывозащи-
ты, которые предотвращают разрушение технологи-
ческого оборудования вследствие взрыва в нем, не-
зависимо от причин его возникновения, а также пре-
пятствуют распространению взрыва в другое
оборудование данного производства по технологиче-
ским коммуникациям. К таким устройствам относят-
ся предохранительные мембраны, взрывные клапаны
и др. Широкое и умелое применение устройств взры-
возащиты технологического оборудования позволяет
значительно повысить безопасность труда в промыш-
ленности.
ВВЕДЕНИЕ
Под взрывом понимают широкий круг явлений, связанных с
выделением большого количества энергий в ограниченном объ-
еме за очень короткий промежуток времени. К взрывным явле-
ниям относятся также мощные электрические разряды, когда в
разрядном промежутке выделяется большое количество тепла,
под воздействием которого среда превращается в ионизирован-
ный газ с высоким давлением; взрыв металлических проволо-
чек при протекании через них мощного электрического тока,
достаточного для быстрого превращения проводника в пар;
внезапное разрушение оболочки, удерживающей газ под высо-
ким давлением; столкновение двух твердых тел, движущихся
навстречу одно другому со скоростью, измеряемой десятками
километров в секунду, когда в результате столкновения тела
полностью превращаются в пар с давлением в несколько мил-
лионов атмосфер, и т. д. Общим признаком для всех этих раз-
нообразных по своей физической сущности явлений взрыва
служит образование в локальной области зоны повышенного
давления с последующим распространением по окружающей
среде со сверхзвуковой скоростью взрывной волны, представ-
ляющей собой скачок давления, плотности, температуры и ско-
рости среды.
При воспламенении горючих газовых или пылегазовых сме-
сей по ним распространяется пламя, представляющее собой
волну химической реакции с выделением большого количества
тепла. Однако, как правило (если не считать детонационных
режимов сгорания), эти процессы происходят недостаточно
быстро для образования взрывной волны. Поэтому процесс
сгорания большинства газовых и пылегазовых горючих смесей
нельзя называть взрывом, хотя такое название широко распро-
странено в технической литературе. Это, по-видимому, связа-
но с тем, что если такие смеси воспламеняются внутри обору-
дования или помещений, то в результате значительного повы-
шения давления происходит разрушение последних, которое по
своей природе и по всем своим внешним проявлениям носит
характер взрыва. Поэтому, если не разделять процессы горе-
ния и собственно разрушения оболочек, а рассматривать все
явление в целом, такое название аварийной ситуации в неко-
торой мере можно считать оправданным.
Итак, называя горючие газовые и пылегазовые смеси
«взрывоопасными», их горение «взрывом» и определяя некото-
рые показатели «взрывоопасности» веществ, следует помнить
об известной условности этих терминов.
Наиболее опасным внешним проявлением взрывов парога-
зовых и пылевоздушных горючих систем в замкнутом объеме
7
является быстрое повышение давления; причем (если не счи-
тать детонации) максимальное давление взрыва может превы-
шать начальное в 8—10, реже в 12 раз. Высокая температура
продуктов сгорания (до 2000 К и выше), как правило, не пред-
ставляет серьезной опасности для оборудования, поскольку
полная теплоемкость газов незначительна по сравнению с теп-
лоемкостью материала оборудования, поэтому температура его
стенок повышается всего лишь на несколько десятков граду-
сов. Таким образом, меры взрывозащиты технологического обо-
рудования по существу всегда направлены на предотвращение
его разрушения под действием давления. Поэтому простейшим
и наиболее надежным способом защиты является установка
достаточно прочного оборудования, способного выдержать пол-
ное давление взрыва. В большинстве случаев этот способ эко-
номически нецелесообразен.
Достаточно надежным способом взрывозащиты оборудова-
ния и зданий является применение устройств сброса давления
взрыва: взрывных клапанов, мембран, вышибных проемов и
легкосбрасываемой кровли. Применение таких устройств в
известной мере представляет собой паллиативное решение за-
дачи обеспечения взрывобезопасности производств, во-первых,
конечно, потому, что они не устраняют полностью, а лишь
уменьшают разрушительное действие взрыва, а во-вторых, их
срабатывание почти всегда связано с большими залповыми вы-
бросами продуктов, представляющих опасность для окружаю-
щей среды и людей, а кроме того, — с выбросами больших оча-
гов пламени и горячих продуктов, обусловливающих серьез-
ную пожарную опасность. Тем не менее, правильно применяя
устройства сброса давления взрыва, можно значительно умень-
шить потенциальную опасность многих производств.
В последнее время появились и начали широко внедряться
в промышленность автоматические системы подавления взры-
вов в оборудовании. Активное подавление взрывов в месте их
возникновения — это наиболее радикальный способ борьбы с
ними. Возможная область его применения очень широкая.
Для повышения уровня взрывобезопасности производств
можно комбинировать различные способы и средства взрыво-
защиты.
Глава 1
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О ВЗРЫВОЗАЩИТЕ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ
Когда в каталогах или в другой технической документаций
указывается, что оборудование имеет взрывозащищенное ис-
полнение, то это обычно означает всего лишь соответствующее
исполнение его электродвигателя и другого электрооборудова-
ния, а это в свою очередь означает, что такое оборудование не
сможет стать источником зажигания взрывоопасной смеси
внутри производственного помещения, в котором оно находит-
ся. К защищенности же самого технологического оборудова-
ния от взрыва внутри него это никакого отношения не имеет.
Если в каталогах или в другой технической документации
указывается, что оборудование предназначено для переработки
горючих или взрывоопасных материалов, например, дезинтег-
ратор для тонкого сухого измельчения красителей, то это обыч-
но указывает на то, что в его конструкции имеются устройства,
предотвращающие возможность воспламенения в нем среды,
например, установлены: штуцер для непрерывной подачи инерт-
ного газа, магнитный улавливатель на питающей точке для
предупреждения попадания в размольный аппарат посторонних
стальных предметов и др. Во всех этих случаях речь идет о
мерах предупреждения взрывов. В нашем же понимании обес-
печить взрывозащиту технологического оборудования — это
значит исключить возможность его разрушения и травмирова-
ния обслуживающего персонала в случае воспламенения содер-
жащейся в нем среды, которое, несмотря на все принятые пре-
дупредительные меры, рано или поздно может все-таки про-
изойти.
При таком разделении функций мер взрывопредупреждения
и взрывозащиты неизбежно возникают два вопроса:
всегда ли необходимо меры взрывопредупреждения дубли-
ровать мерами взрывозащиты?
если оборудование оснащено эффективными средствами
взрывозащиты, то требуется ли в таком случае принимать ме-
ры для предупреждения взрывов?
Первый вопрос можно решить, выполняя инженерный ана-
лиз. Достаточность или недостаточность мерч предупреждения
в конечном итоге зависит от надежности тех средств, с помощью
которых они осуществляются. Средства взрывозащиты в свою
очередь тоже характеризуются некоторым ограниченным уров-
нем надежности, и задача инженерного анализа в данном слу-
чае как раз и заключается в том, чтобы применением либо
а
только мер взрывопредупреждения, либо сочетанием мер пре-
дупреждения и взрывозащиты добиться требуемого уровня
взрывобезопасности.
Ответ на второй вопрос можно сформулировать более конк-
ретно и даже категорично: применение средств взрывозащиты
технологического оборудования не освобождает от необходимо-
сти предусматривать и соблюдать меры предупреждения взры-
вов.
Наиболее распространенным средством защиты технологи-
ческого оборудования от разрушения при взрывах являются
предохранительные мембраны и взрывные клапаны.
Предельная простота конструкции и исключительно высокое
быстродействие предохранительных мембран характеризуют их
как самые надежные из всех существующих средств взрывоза-
щиты технологического оборудования. Мембраны меньше дру-
гих устройств подвержены влиянию кристаллизации, полимери-
зации среды (в известных пределах), обеспечивают полную
герметичность оборудования (до срабатывания), не имеют ог-
раничений по пропускной способности. Пожалуй единственный,
но весьма существенный недостаток мембран заключается в
том, что после их срабатывания оборудование остается откры-
тым до замены сработавшей мембраны, а это, как правило,
приводит к остановке технологического процесса и к выбросу
излишне большого количества продуктов в атмосферу. Все это
конечно вполне может быть оправдано тем, что предотвращено
разрушение оборудования и, следовательно, еще более серьез-
ная катастрофа. Однако при неправильном применении или
при нарушении сроков замены мембран они могут срабатывать
самопроизвольно в отсутствие аварийной ситуации, — такие
ложные срабатывания могут приносить большой вред для про-
изводства и окружающей атмосферы. Все это необходимо учи-
тывать при назначении давления срабатывания мембран, пре-
дусматривая достаточную разность между давлением срабаты-
вания и максимально возможным рабочим давлением при нор-
мальном технологическом режиме, и при установлении перио-
дичности замены мембран.
Преимущество взрывных клапанов заключается в том, что
после срабатывания и сброса необходимого количества газов
они вновь закрывают сбросное отверстие и, таким образом, не
вызывают необходимости немедленной остановки оборудования
и проведения восстановительных работ. Кроме того, взрывные
клапаны исключают возможность так называемых вторичных
взрывов, которые бывают обусловлены подсосом свежего воз-
духа через отверстие, образующееся при срабатывании мем-
бран, и повторным созданием иногда еще более взрывоопас-
ных смесей. Поэтому, несмотря на большую инерционность,
значительную сложность конструкции и ряд других недостат-
10
ков, взрывные клапаны являются эффективными устройствами
для снижения взрывоопасности промышленных установок. Од-
нако в химической и других отраслях промышленности взрыв-
ные клапаны не получили достаточно широкого распростране-
ния, в то время как именно в этих условиях наиболее полно
могут быть реализованы их основные преимущества. Широкое
применение эти клапаны нашли для защиты картеров крупных
судовых дизелей от взрывов масляных паров и туманов. По-
этому перенесение и использование имеющегося опыта приме-
нения взрывных клапанов для защиты технологического обо-
рудования химической и других отраслей промышленности мо-
жет оказаться весьма полезным.
Самым распространенным средством защиты сосудов от
разрушения давления являются предохранительные клапаны.
Отечественная промышленность выпускает очень широкий ас-
сортимент этих изделий по конструкциям, условным давлениям,
материалам и т. д. Однако их широкому использованию для
защиты оборудования от взрывов препятствуют два наиболее
существенных обстоятельства: отсутствие клапанов больших
диаметров (общепромышленные клапаны имеют условный про-
ход не более 150 мм) и большая инерционность как грузовых,
так и пружинных клапанов, обусловленная значительной при-
веденной массой подвижных деталей, приходящейся на едини-
цу полезной площади золотника.
Стремление предельно уменьшить массу подвижных дета-
лей и одновременно увеличить пропускную способность приве-
ло к созданию взрывных клапанов. Однако такая модерниза-
ция была сделана в ущерб другой важной характеристике кла-
панов— герметичности. Герметичность даже общепромышлен-
ных предохранительных клапанов часто не соответствует совре-
менным требованиям, так как в условиях химической промыш-
ленности, например, утечки газов связаны со значительными
потерями ценных продуктов и с загрязнением окружающей ат-
мосферы вредными веществами. Недостаточная герметичность
взрывных клапанов ограничивает область их применения: они
могут использоваться для взрывозащиты оборудования, ра о-
тающего при нормальном давлении.
Функция средств локализации пламени состоит в том, что-
бы предотвратить возможность проникновения пламени извне
внутрь оборудования, а также его распространения из аппара-
та в аппарат по технологическим трубопроводам. Средства ло-
кализации пламени разделяются на пассивные, к которым от-
носятся сухие огнепреградители и гидрозатворы, и активные
быстродействующие пламеотсекателн. Различие между ними
очевидно: пассивные постоянно находятся в работе, а актив-
ные постоянно выключены и приводятся в действие принуди-
тельно по сигналу соответствующих систем автоматики.
Принцип действия систем активного подавления взрыва
предельно прост: он заключается в обнаружении начальной
стадии взрыва высокочувствительными датчиками и быстром
введении в защищаемый объем ингибитора (взрывоподавляю-
щего состава), приостанавливающего дальнейший процесс раз-
вития взрыва. По такому принципу работают практически все
системы автоматики, включающие датчики соответствующих
параметров процесса и исполнительные устройства для воздей-
ствия на процесс. Основное различие и очевидная сложность
заключается лишь в быстродействии. Важным преимуществом
активного взрывоподавления по сравнению, например, со сбро-
сом давления взрыва является отсутствие выбросов в атмосфе-
ру токсичных и пожаровзрывоопасных продуктов, горячих га-
зов и открытого пламени.
Промышленность располагает достаточно большим арсена-
лом средств взрывозащиты технологического оборудования;
в широком, а главное — в умелом применении этих средств за-
ключен большой резерв дальнейшего повышения взрывобез-
опасное™ многих потенциально опасных производств в различ-
ных отраслях промышленности.
Вопросы разработки и применения различных средств взры-
возащиты должны базироваться на надежной научной основе.
К этому обязывает и сложность всех физических процессов го-
рения, а главное, высокая мера ответственности принимаемых
технических решений. Одной из наиболее важных научных ос-
нов техники взрывозащиты технологического оборудования яв-
ляется динамика развития взрыва в замкнутом и полузамкну-
том объемах. Только на основе анализа динамики развития
взрыва в каждом конкретном случае можно рассчитать требуе-
мые проходные сечения устройств сброса давления взрыва,
сформулировать требования к быстродействию устройств взры-
возащиты и определить эффективность устройств подавления и
локализации пламени.
Глава 2
ДИНАМИКА ПРОЦЕССОВ ГОРЕНИЯ
В ЗАМКНУТЫХ ОБЪЕМАХ
Горением называют самоускоряющееся химическое превраще-
ние, сопровождающееся интенсивным выделением тепла и из-
лучением света [1]. Чаще всего горение — это окисление горю-
чих веществ. Окислителем при горении обычно является кисло-
род, но могут быть и оксиды азота, галогены, озон. Известны
12
также процессы горения, в которых участвует только один ис-
ходный продукт, способный к быстрому распаду, например,
ацетилен. Для большинства горючих смесей характерно суще-
ствование двух концентрационных пределов воспламенения —
йёрхнего и нижнего, определяющих максимальное и минималь-
ное содержание горючего компонента в окислителе.
Одним из фундаментальных свойств процесса горения газо-
образных смесей является самопроизвольное распространение
волны химической реакции в результате передачи тепла и диф-
фузии активных центров [2], представляющих собой промежу-
точные продукты реакции в виде свободных атомов и радика-
лов с высокой реакционной способностью. Внутри слоя, по ко-
торому распространяется волна горения, скорость химической
реакции резко ускоряется с повышением температуры. В ре-
зультате такого сильного самоускорения химическое превраще-
ние в небольшом по толщине слое успевает пройти до конца.
Зона, в которой происходят интенсивный подогрев горючей сме-
си, диффузия активных центров и химическая реакция до кон-
ца, называется фронтом пламени.
Фронт пламени и процессы, происходящие в нем, являются
предметом специального исследования при изучении физиче-
ских основ и химической кинетики процесса горения [3, 4],
а при описании динамики сгорания газообразных смесей его
часто рассматривают как поверхность, разделяющую холодную
горючую смесь и горячие продукты сгорания. Такое допущение
вполне можно принять, учитывая весьма малую ширину этой
зоны.
Скорость перемещения фронта пламени по горючей среде
определяет интенсивность процесса горения и является его
важнейшей характеристикой. Установлено, что на единице по-
верхности фронта пламени в единицу времени сгорает одно и
то же количество горючей смеси. Поэтому величина поверхно-
сти фронта пламени в значительной мере определяет интенсив-
ность процесса горения. Если пренебречь силами тяжести, обу-
словливающими конвективное-даижение, и горючую среду при-
нять однородной и неподвижной, то можно считать, что пламя
распространяется во всех направлениях одинаково и с равной
скоростью. В этих условиях фронт пламени от точечного ис-
точника поджигания будет иметь форму сферической поверх-
ности непрерывно увеличивающегося радиуса. В реальных ус-
ловиях процесс распространения пламени зависит от двух ос-
новных факторов: движения газового потока, которое опреде-
ляется внешними условиями и часто имеет случайный харак-
тер, и нормальной скоростью распространения пламени, которая
является физико-химической константой горючей смеси.
Установлено, что распространение невозмущенного пламени
произвольной формы происходит в каждой точке фронта по
13
нормали к его поверхности. Такой режим горения называется
нормальным (от слова нормаль), а скорость перемещения пла-
мени по неподвижной горючей среде вдоль нормали к его по-
верхности — нормальной скоростью пламени и. Нормальная
скорость пламени зависит от скорости химической реакции, а
также от совместного проявления теплопроводности смеси и
диффузии молекул и активных центров, т. е. она полностью оп-
ределяется химической природой и физическими параметрами
состояния газовой смеси. Величина и для различных газовых
смесей в значительной степени зависит от соотношения содер-
жания горючего, окислителя и инертных газов, а также от тем-
пературы и давления горючей смеси. Ниже приведены некото-
рые данные о максимальных значениях нормальных скоростей
распространения пламени в различных газах при атмосферном
давлении и комнатной температуре, м/с:
Углеводородо-воздушные смеси . 0,3—0,5
Водородо-воздушная смесь . . . 2,8
Водородо-кислородная смесь ... 13,8
Ацетилено-кислородная смесь . . 15,4
Смесь водорода с хлором ... 2,2
Некоторые пламена распада . . . 0,02—0,03
Необходимо подчеркнуть, что и — это скорость, с которой
движется фронт пламени относительно несгоревшего газа, на-
ходящегося в покое. Обычно расширение продуктов реакции
обусловливает дополнительное перемещение фронта, которое к
нормальной скорости пламени отношения не имеет, поэтому на
практике редко удается наблюдать перемещение фронта отно-
сительно свежей смеси без искажения газовыми потоками.
Под динамикой процесса горения будем понимать закон пе-
ремещения фронта пламени по газу во времени. Если горение
происходит в замкнутом объеме, то динамику этого процесса
можно характеризовать также изменением давления в замк-
нутом объеме во времени. Перемещение фронта пламени и по-
вышение давления связаны между собой функционально, по-
этому динамику горения можно характеризовать любым из
этих процессов в зависимости от конкретной задачи.
2.1. ОБЩИЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ГОРЕНИЯ ГАЗОВ
В ЗАМКНУТЫХ ОБЪЕМАХ
Горение газов в замкнутом объеме характеризуется тем, что
оно сопровождается их движением, причем в движение вовле-
каются и горючий газ, и продукты сгорания. Причина движе-
ния очевидна: расширение газов при сгорании во фронте пла-
мени. В этих условиях фронт пламени движется не со ско-
ростью и, а со скоростью, равной сумме нормальной скорости
14
Рис. 2.1. Схема процесса горения газа в объеме про-
извольной формы
и скорости движения горючего газа непо-
средственно впереди фронта пламени. Из
этого следует, что описать динамику пе-
ремещения фронта пламени в замкнутом
объеме можно только с учетом динамики
перемещения в нем газов. При этом будем
исходить из предположения, что давление во всех точках объ-
ема одинаково, т. е. что оно зависит только от времени и не
зависит от координаты. С достаточно высокой точностью это
возможно тогда, когда скорость пламени не превышает 0,2—
0,3 скорости звука в горючем газе.
Предположим, что в некоторый текущий момент времени
фронт пламени F разделяет продукты сгорания и горючий газ
в сосуде произвольной формы (рис. 2.1). В течение бесконечно
малого промежутка времени dt сгорает элементарный объем
горючего газа, равный Fudt. В результате расширения этого га-
за при сгорании продукты сгорания, занимавшие до этого объем
Уп, и горючая смесь, занимавшая объем Vc, адиабатически со-
жмутся на величину соответственно dVn и dVc. Для определения
соотношения между величинами dVn и dVc запишем уравнения
адиабат
pvnvn = (P + dP) (vn-dVn)vn;
PVeyc = (P + dP) (Vc - dVcpc,
которые можно привести к виду
P/(P + dP) = (1 -dVn/Vn)vn:
P/(P + dP) = (1 -dV0/Vc)Vc,
где P — давление в сосуде в данный текущий момент времени; и — пока-
затели адиабат соответственно продуктов сгорания и горючей смеси.
Приравнивая правые части, разлагая их в степенной ряд и
пренебрегая бесконечно малыми величинами более высоких по-
рядков, можно получить выражение
7n(dVn/V„) =Te(dVe/V=), (2.1)
устанавливающее искомое соотношение между величинами dVn
и dVc, т. е. описывающее закон расширения газов при их сгора-
нии в замкнутом объеме.
Возвращаясь к анализу рис. 2.1, следует заметить, что
фронт пламени F за время dt переместится не в положение F',
определяемое его нормальной скоростью и, а в положение F",
обусловленное также расширением газов в сторону горючей
смеси на величину dVc.
И
Из определения понятия нормальной скорости пламени сле-
дует, что на единице его поверхности в единицу времени сгора-
ет объем свежего газа, численно равный и. После сгорания этот
газ занимает объем ей, где е — степень расширения газа при
сгорании. При этом часть этого газа, равная (е—1)и, распре-
делится пропорционально величинам dVn и dVc в соответствии
с (2.1). На этом основании можно записать соотношение для
скорости расширения газов, например, в сторону горючей смеси
uc/(e-l)u = dK/(dV„ + dVc).
Если в это соотношение подставить
dVn = (fc/"fn) (V„IVc)dVc,
вытекающее из (2.1), то получим
vc= (e-l)W/[l +Ы7„)(К/К)]. (2.2)
Аналогичным образом можно представить
г,п = _(е_1)гг/[1 + (7n/7c)(K/V„)]. (2.3)
Полученные скорости газов имеют место вблизи фронта пла-
мени, т. е. оп — это скорость продуктов сгорания, вытекающих
из фронта пламени, а ос — это скорость свежего горючего га-
за, оттесняемого фронтом пламени. Знак (—) в формуле (2.3)
указывает на различие направлений скоростей ип и и.
Соотношения (2.2) и (2.3) являются основными уравнения-
ми, описывающими динамику движения газов и распростране-
ния фронта пламени в замкнутом объеме. В частности, для
действительной скорости пламени достаточно записать v=
= vc + u.
Степень расширения газов при сгорании е в процессе рас-
пространения пламени и повышения давления не остается по-
стоянной. Пренебрегая изменением числа молей при сгорании,
можно считать, что
в = Тв/Т, (2.4)
где Т — температура газа перед сгоранием; Ts — температура газа после сго-
рания.
В частности, температура свежего газа изменяется по зако-
ну адиабаты
Т = т0 (P/P0)(Vc-1)/Vc, (2.5)
где Та — начальная температура газа в объеме.
Если процесс сгорания происходит в условиях Р = Р0 = const,
то степень расширения
во = Тво/То, (2.6)<
т. е. температура газа повышается на величину
ДТ = Тво — То = То (во — 1).
16
Величина АТ остается неизменной и в случае сгорания в ус-
ловиях Р = const, так как удельная теплота сгорания и средняя
теплоемкость горючего газа при адиабатическом сжатии прак-
тически не изменяются. Поэтому
7’е=7’4-Д7’
и, следовательно,
е = Тъ/Т= 1 + Д77Т= 1 + (е0- 1) (P/P0)(1“Yc)/Yc. (2.7)’
От динамики распространения пламени в замкнутом объеме
легко перейти к динамике роста в нем давления, если учесть,
что давление повышается прямо пропорционально количеству
сгоревшего газа. Это условие можно выразить уравнением
Р = Ро + (Р шах — Ро) Л,
где Р — текущее значение давления в объеме; Ро — начальное давление
в объеме; Ртах — максимальное давление при полном сгорании всей смеси’,
п—доля смеси, сгоревшей в данный момент времени.
Долю сгоревшей смеси можно связать с объемом Vc горю-
чей смеси в данный момент времени, если учесть, что свежая,
смесь, до сгорания занимавшая объем (1/п+Ес)(1—п), к рас-
сматриваемому моменту времени будет адиабатически сжата,
до объема Vc- Запишем уравнение адиабаты в виде
Vc/(Vn+Vc) (1 -n) = (Р0/Р)‘Лс.
Если два последних уравнения решить совместно, исклю-
чив из них п, то получим
Vc/(Vn + Vc) = [(Pmax-P)/(Pmax-PojKP/f'o)^1/Yc- (2.8)*
Таким образом, соотношения (2.2), (2.3), (2.7)- и (2.8) позво-
ляют полностью описать динамику процесса сгорания газа в-
замкнутом объеме произвольной формы. При более точных
расчетах следует учитывать, что нормальная скорость пламени,
являясь физико-химической константой горючей смеси, зависит
от ее давления и температуры, которые в процессе горения в
замкнутом объеме изменяются в значительных пределах. Зави-
симость и от Р и Т принято выражать эмпирическим уравне-
нием
up.r = и(Р/Р„)т(Г/Тн)\
где Р„, Тя — значения Р и Т, соответствующие нормальным внешним условиям^
(атмосферное давление и комнатная температура), при которых определяет-
ся и.
Значения опытных коэффициентов m и k находятся в пределах
т = — (0,1—0,45), 6 = 1,4—2,1, т. е. с увеличением Р величина и
обычно незначительно уменьшается, а с ростом Т — существен-
но возрастае
2—566
У НИ
17
Как уже отмечалось, во фронте пламени происходит скачок
не только термодинамических параметров и химического со-
става газов, но и их скоростей. При горении в замкнутом со-
суде этот скачок можно определить по формулам (2.2) и (2.3)
До = ос — оп = и (е — 1).
Анализ скоростей движения газов при горении в других усло-
виях, например, в открытом пространстве, в канале от открыто-
го и от закрытого конца и в других случаях, показывает, что
во фронте пламени скачок скорости всегда одинаков и равен
ц(е—1). Такое изменение скорости происходит на пути, рав-
ном толщине фронта пламени. Если в первом приближении
принять, что движение газов на этом отрезке пути является
равноускоренным, то его ускорение можно выразить
а — bvlt = u(e — l)/f.
Между тем
б = ut + Ш2/2,
где 6 — толщина фронта пламени; t — время.
Если из двух последних уравнений исключить t, решив их
совместно, то получим выражение для ускорения газа во фрон-
те пламени
а --= и2 (е2 - 1)/26-
Под толщиной фронта пламени в данном случае следует по-
нимать протяженность зоны прогрева и зоны химической реак-
ции, т. е. протяженность зоны, в которой происходит измене-
ние термодинамических параметров газа. Ускорение газа тре-
бует затрат энергии, а толщина фронта пламени в указанном
выше понимании как раз и является той зоной, где эта энергия
выделяется и передается газу; вне этой зоны ускорения быть
не может, так как нет источника энергии для его поддержания.
Если для оценки порядка величины ускорения газа во
фронте пламени принять е = 10, ц = 0,4 м/с, 6 = 0,5 мм, то полу-
чим а=15 840 м/с2. В качестве движущей силы в газе может
служить только перепад давления. Поэтому интересно оценить
перепад давления во фронте пламени, вызывающий столь ог-
ромные ускорения газа. На основании второго закона механи-
ки можно записать
др = тЗа = брйа,
где —масса газа во фронте пламени, приходящаяся на единицу его поверх-
ности; ре — средняя плотность газа во фронте пламени.
Если для оценки порядка величины ДР принять р0 =
= 0,7 кг/м3, а остальные величины взять из предыдущего при-
мера, то получим ДР = 5,5 Па. Тот факт, что столь малый пере-
18
пад давления во фронте пламени вызывает в нем огромные-
ускорения газа, легко объясняется малой плотностью газа.
Основной вывод, который должен быть сделан из приведен-
ных оценочных расчетов, заключается в том, что перепад дав-
ления во фронте пламени пренебрежимо мал, поэтому можно
считать, что фронт пламени не является местом скачка дав-
ления.
2.2. ДИНАМИКА СГОРАНИЯ ГАЗА В СФЕРИЧЕСКОМ ОБЪЕМЕ
Горение газа в сферическом сосуде при центральном поджоге
является простейшим и наиболее изученным случаем горения
при постоянном объеме. Сферический сосуд часто используют
в качестве удобного инструмента для определения нормальной
скорости распространения пламени, максимального давления
взрыва, скорости нарастания давления взрыва и некоторых
других параметров этого процесса, имеющих важное значение
для решения практических задач взрывобезопасности.
Скорость перемещения фронта сферического пламени с те-
кущим радиусом г можно представить как
drldt = и + vc,
где vc — скорость движения свежего газа впереди фронта пламени, опреде-
ляемая уравнением (2.2).
Для случая сферического пламени в сферическом сосуде
уравнение (2.2) принимает вид
и (е — 1)
Uc = , , Тс 4/3пг3 ’
+ Yn 4/3лЯ®-4/3лг3
где R — радиус сосуда.
Тогда для перемещения фронта пламени можно записать
А = и+--------------------------------------- (2.9)
dt ------1-*г (?с(Чп) г®/(£3 —г®)-
или с учетом (2.7)
д. Г /е ________] ч (Р/Р ) (1—*с)/*с
— =и 1} { 'Ра}-------------------- . (2.10).
dt L 1 + (Тс/Тп) r®/(R® —г3) J
Давление газа в сосуде можно связать с радиусом пламени
по уравнению (2.8), которое применительно к рассматривае-
мому случаю примет вид
I —r®/P® = [(Pmax-P)/(Pmax-P0)](P/P0)“1/Vc. (2.11)
Система уравнений (2.10) и (2.11) полностью описывает
динамику сгорания газа в замкнутом сферическом объеме. Ре-
2*
19
Рис. 2.2. Изменение радиуса пламени и
давления в сферическом объеме:
1, 1' — радиус пламени г\ 2, 2' — давление Р;
1, 2 —по уравнениям (2.10) и (2.11); Г, 2' —
по уравнениям (2.12) н (2.14)
шение этой системы возможно
на ЭВМ. Алгоритм решения за-
ключается в том, что в качестве
аргумента выбирают величину
Р, задаются достаточно малым
шагом интегрирования в интер-
вале Ро^Р^Ртах, по уравнению
(2.11) для каждого Р находят
1—r3/R3, после чего обе величи-
ны подставляют в (2.10) и ин-
тегрированием определяют t. Та-
ким образом получают описание изменений радиуса пламени
и давления в объеме с течением времени. На рис. 2.2 приведе-
ны результаты решения на ЭВМ уравнений (2.10) и (2.11) в
виде зависимостей P(t) и r(t) для случая Ро = О,1 МПа, ео = 6,
7с = 7п=1,4, и=0,4 м/с, Ртах = 0,8 МПа и А? = 1 м.
Недостатком уравнений (2.10) и (2.11) является их слож-
ность, они решаются лишь на ЭВМ, что затрудняет их анализ
и широкое использование для решения практических инженер-
ных задач взрывобезопасности.
Для получения зависимостей r(Z) и P(t) в явном интег-
ральном виде необходимо принять дополнительные упрощения.
В частности, если принять *уп = Тс = Т и e = eo = const, то уравне-
ние (2.9) можно проинтегрировать. Действительно, разделяя
переменные, получим
drill [г— (е— l)r3IR3]=dt.
Здесь удобно ввести обозначение x = rfR и, перейдя к новым
переменным, искать решение в виде
С------= U
J и[е — (е — 1) х3] J
При введении еще одного обозначения а = ~[/ е/(е—1)
уравнения запишется
интеграл
(2.12)
В уравнении (2.12) уже учтено, что постоянная интегрирования
равна нулю из начальных условий: t = 0, х = 0.
Уравнение (2.12) описывает относительное перемещение
фронта пламени во времени. То, что эта зависимость выраже-
на в явном виде относительно t, а не х, даже создает значи-
тельные удобства при пользовании уравнением, так как ин-
тервал значений х всегда одинаков и составляет 0<х<1.
Если в уравнение (2.12) подставить х=1, то можно выра-
зить полное время /тах развития взрыва в сферическом объеме
гшах = А “ Гуз
и Зе L
arctg
уз
2а + 1
-11п
(а—I)3 1
1 4- а + а2 J
(2.13)
2
Для описания динамики изменения давления в сферическом
'объеме величину х можно связать с давлением, используя
(2.11), и получить
х = --/шах ~/ (Р/Рд)-1^- (2.14)
г 'max — г о
При практических расчетах по формулам (2.12) и (2.14)
удобно задаваться значениями Р в интервале РоСРсРтах,
определять х по формуле (2.14) и, подставляя в (2.12), нахо-
дить t. На рис. 2.2 в качестве примера построены зависимости
Pit) и г(t) по этим формулам. Сравнение соответствующих
кривых позволяет видеть погрешность, внесенную в решение
задачи пренебрежением изменения е с ростом давления. Эта
погрешность оказывается практически несущественной, не-
смотря на значительное изменение е в процессе горения. Од-
нако такая неожиданно малая чувствительность динамики сго-
рания газа к изменению е становится вполне понятной из ана-
лиза дифференциального уравнения (2.9). В начальный мо-
мент, т. е. при малых г второй член правой части уравнения
значительно больше первого, и значение dr/dt сильно зависит
от е, при этом е практически не изменяется, так как давление
почти не повышается, и условие e = eo=const соблюдается до-
вольно точно.
Как видно из рис. 2.2, давление почти не повышается в те-
чение около 30% от полного времени сгорания. Поэтому на
этом участке уравнения (2.10) щ (2.12) дают практически сов-
падающие результаты. В дальнейшем рост давления и измене-
ние е становятся существенными, однако при этом г^Р, что
делает второй член правой части уравнения (2.9) малым по
сравнению с первым, и поэтому изменение е существенной роли
не играет. В частности, в конце взрыва, когда г=Р, величина
dr/dt = u, т. е. не зависит от е. Таким образом, условие е =
= ео=const дает точные результаты в начале и в конце про-
цесса горения, а также почти точные результаты на весьма
значительном по времени начальном участке процесса.
Для большей наглядности в табл. 2.1 приведены расчетные
значения полного времени развития взрыва в сферической
•бомбе объемом 10 л (/?« 134 мм), полученные решением урав-
21
ТАБЛИЦА 2.1
Расчетные значения полного времени сгорания газа в сферической бомбе
объемом 10 л
П-араметры горючей смеси Полное время сгорания, с, по формулам
v = Pm^l'Po «о щ м/с (2.10) и (2.12) (2.13)
4 3,127 0,4 0,1391 0,1265
6 4,55 10 0,0428 0,0394
8 5,96 30 0,01183 0,01133
6 4,55 0,4 0,1075 0,0985
8 5,96 10 0,0355 0,034
10 7,38 150 0,00205 0,00187
8 5,96 0,4 0,0882 0,085
10 7,38 0,4 0,0758 0,0703
нений (2.10) и (2.11) на ЭВМ и расчетом по формуле (2.13)
при различных значениях параметров горючей смеси.
Одной из наиболее распространенных характеристик горю-
чих газообразных смесей, наряду с нормальной скоростью пла-
мени, является степень повышения давления при сгорании в
замкнутом объеме в адиабатических условиях. Эта характери-
стика также представляет собой физико-химическую констан-
ту горючей смеси.
Степень расширения е в случае сгорания газа при постоян-
ном давлении и степень повышения давления v = Pmax/Po в слу-
чае сгорания газа при постоянном объеме не являются неза-
висимыми параметрами горючей смеси, и в случае необходимо-
сти один из них можно выразить через другой. В частности,
если горение смеси происходит без увеличения количества мо-
лей продуктов сгорания (что с большой точностью выполняет-
ся для большинства газовоздушных и других смесей) и увели-
чение объема продуктов сгорания или рост давления в замкну-
том объеме происходят только в результате повышения темпе-
ратуры газов, то можно записать
г = Тр!Та и v=TvlTo,
где ТР и Tv — конечная температура продуктов сгорания соответственно при
постоянном давлении и при постоянном объеме.
Если предположить, что в обоих случаях сгорания выделя-
ется одинаковое количество тепла, то можно записать для од-
ного и того же количества смеси
Ср(Тр-Та) = Су (Ту —То),
где Ср и Су — средние теплоемкости газов соответственно при постоянном дав-
лении и постоянном объеме.
22
Учитывая, что CpIcv=\, искомую зависимость можно выра-
зить как
v = 1 + if(e — 1).
(2.15)
-2.3. ДИНАМИКА СГОРАНИЯ ГАЗА В ОБЪЕМЕ ВЫТЯНУТОЙ ФОРМЫ
Случай сгорания газа в замкнутом объеме вытянутой формы
имеет большое прикладное значение, поскольку именно такие
объемы наиболее распространены в практике. Промышленное
емкостное оборудование чаще всего имеет цилиндрическую
форму, а производственные помещения, коммуникационные ка-
налы и другие сооружения имеют форму призм с основанием
многоугольника (чаще прямоугольника).
Основные отличия и главные трудности в теоретическом
описании динамики развития взрывов в несферических объемах
заключаются в том, что в процессе сгорания фронт пламени
имеет более сложную и непрерывно изменяющуюся форму, а
после его соприкосновения со стенками объема происходит ин-
тенсивная передача тепла от продуктов сгорания к стенкам со
сложной динамикой этого процесса.
Еще до касания стенок объема (рис. 2.3, а) пламя «чувст-
вует» их влияние, и первоначально сферический очаг претерпе-
вает деформацию. Считается, что очаг стремится принять фор-
му, подобную форме объема вследствие различия скоростей
движения горючего газа перед фронтом пламени. Иногда при-
нимают, что расширение газов в каждом направлении пропор-
ционально расстоянию от фронта пламени до стенки объема в
любой момент времени. Это утверждение равносильно тому,
что для каждого произвольно выбранного телесного угла da
справедливы соотношения (2.2) и (2.3) скоростей движения
продуктов сгорания и свежего газа. Однако анализ показыва-
ет, что это утверждение неверно, так как оно противоречит ус-
ловию равенства давления газов во всех точках объема в лю-
бой момент времени. Поэтому горючие газы, заключенные в
выделенном угле da, не остаются в нем в течение всего про-
цесса сгорания, что обусловлено выравниванием давления в
Рис. 2.3. Упрощенные схемы процессов горения газов в цилиндрическом объ-
еме (стрелками на рис. 2.3, а показано направление перемещения горючих га-
зов)
23
объеме. По этой же причине горючие газы поступают в прост-
ранство, ограниченное углом d$. Все это в значительной мере
компенсирует описанную выше тенденцию очага пламени при-
нимать форму, подобную форме объема, т. е. вытягиваться
вдоль его большой оси.
Эксперименты показывают, что с момента зажигания и до
момента касания стенок фронт пламени практически является
сферическим. Конечно, в данном случае нельзя утверждать, что
сфера является «идеальной», так как это противоречило бы
приведенным выше рассуждениям, однако для решения ряда
практических задач взрывобезопасности такое утверждение мо-
жет быть принято с достаточной степенью точности. Более того,
при отношении длины объема к его поперечным размерам,
близким к единице, динамику развития взрыва в нем вполне
можно описывать уравнениями для сферы такого же объема.
Очевидно, что существенные различия будут проявляться, если
указанное отношение значительно больше, или значительно
меньше единицы.
Основное упрощение, которое можно принять для сильно
вытянутых объемов, состоит в том, что зажигание в них осу-
ществляется не в точке, а по плоскости, занимающей все его-
поперечное сечение. При этом задача становится одномерной
и ее решение не зависит от формы основания цилиндрического
или призматического объема.
Первое приближение. В первом приближении будем прене-
брегать теплообменом продуктов сгорания со стенками объема.
Форму сосуда для определенности примем цилиндрической
диаметром D и длиной I (рис. 2.3,6), причем //£>^>1. Поджог
смеси осуществляется в геометрическом центре сосуда. Поло-
жение искривленного фронта пламени будем определять по-
ложением некоторого условного поперечного сечения сосуда,
находящегося на расстоянии х от сечения, в котором произве-
ден поджог, считая, что объем части сосуда между этими се-
чениями равен действительному объему продуктов сгорания
между сечением, в котором произведен поджог, и искривлен-
ным фронтом пламени. Перемещение фронта пламени в про-
цессе сгорания будем описывать изменением расстояния х. Ес-
ли поверхности обоих фронтов пламени одинаковы, то картину
процесса их распространения можно считать симметричной, по-
этому достаточно описать движение лишь одного, например,
правого фронта
dx - — (е —1)а
— = и + (|(. = и+ с х
1 + уп (1/2 - х)
(2.16>
где й — эффективное значение нормальной скорости пламени, найденное с уче-
том «закона площадей», т. е. й=и F/S' F — поверхность искривленного фронта
24
-пламени; S — площадь поперечного сечения сосуда; vc — эффективное значе-
ние скорости движения свежего газа перед- фронтом пламени, найденное по
«формуле (2.2) с учетом эффективного значения нормальной скорости пламени.
С учетом (2.7) можно записать
dx -
— и
1-+
(е0-1) (Р/Ро)(1
l+^r/(Z/2-x)
(2.17)
Для описания динамики роста давления в цилиндрическом
-объеме в соответствии с (2.8) получим
X РГПду Р —1 /-V
1-2~ = - -тзх р (Р/Ро) 1Ус. (2.18)
* г max *0
Уравнения (2.17) и (2.18) полностью описывают динамику раз-
вития взрыва в длинном цилиндрическом объеме в первом при-
ближении. Если, как и в случае сферического объема, принять
'7п = 'Ус = ,у и 8 = eo = const, то дифференциальное уравнение
(2.16) можно решить в явном виде
-----in f 1
2u (е — 1) \
е — 1 х \
-------2 —
е I J
(2.19)
Если в уравнении (2.19) принять х=//2, то получим форму-
лу для определения полного времени развития взрыва в ци-
линдрическом объеме
Zmax = [//2й(е—1)]1п е. (2.20)
Подставляя (2.18) в (2.19) и вводя обозначение PmaJPo=v,
получим уравнение динамики роста давления в сосуде вытяну-
той формы при центральном поджоге
--In V~P/P<,-(P/P0)V1}. (2.21)
2и (е — 1) ( е -V — 1 J)
На рис. 2.4 для сравнения представлены кривые роста дав-
ления в цилиндрическом сосуде (кривая 2) диаметром 1,6 м
и высотой 5 м (объем сосуда составляет —10 м3) и в сфериче-
ском сосуде (кривая/) т акого жебо ъема (7? = 1,339 м). Кри-
вые построены по уравнению
(2.21) для цилиндрического со-
суда и по уравнениям (2.12) и
(2.14) для сферического сосуда
ттри й = 0,4 м/с, е = 6, v = 8.
Рис. 2.4. Изменение давления при сгора-
нии газа в сосуде объемом 10 м3 при
v=8, u=0,4 м/с, у = 1,4 и е=6;
J — в сферическом сосуде по уравнениям (2.12)
си (2.14); 2 —в цилиндрическом сосуде по урав-
нению <2.21)
25
Рис. 2.5. Схемы движения и эпю-
ры скоростей газов при взрывах а
оборудовании;
а — плоский фронт пламени; б — фронт
пламени произвольной формы
Сравнение кривых показы-
вает, что в цилиндрическом
сосуде при выбранном со-
отношении высоты и диа-
метра взрыв развивается
почти в 3 раза медленнее,
чем в сферическом сосуде
такого же объема.
Для описания более об-
щего случая сгорания газа
в сосуде вытянутой формы,
когда зажигание осуществ-
ляется не в геометрическом
центре, а в произвольном
сечении, необходимо рас-
смотреть движение газов
не только вблизи фронта
пламени, но и в любой
точке сосуда. Динамика
движения газов в сосуде
при сгорании, как будет
показано ниже, имеет и са-
мостоятельное важное прак-
тическое приложение.
В качестве основных ис-
ходных уравнений для рас-
чета скоростей движения га-
зов следует использовать зависимости (2.2) и (2.3). Они по-
зволяют определять скорость движения горючего газа и про-
дуктов сгорания вблизи фронта пламени в замкнутой полости
произвольной формы. Чтобы определить скорость движения
газа в любом сечении, удаленном от фронта пламени, можно
принять следующие допущения для замкнутых полостей отно-
сительно простой формы.
1. Скорость движения газа в произвольном сечении, удален-
ном на расстояние х от фронта пламени (рис. 2.5,а), во столь-
ко раз меньше скорости газа перед фронтом пламени, во сколь-
ко раз объем полости за выбранным произвольным сечением
меньше объема полости, ограниченной фронтом пламени. С уче-
том (2.2) сказанное можно выразить соотношением (при 7с = 7п)
vx = Vc(Vx!Vc) = u(e — 1) (Vx/V), (2.22a>
где V — полный объем сосуда.
Аналогичным образом можно выразить и скорость движе-
ния продуктов сгорания в произвольном сечении на расстоянии
у от фронта пламени с учетом (2.6)
= On (Vyl Уд) = и(е - 1) (Vy/ V). (2.226)
Полученные соотношения (2.22а) и (2.226) позволяют строить
эпюры скоростей газов, наиболее наглядно и полно характери-
зующие распределение скоростей газов в сосуде в любой мо-
мент времени. На рис. 2.5, а приведена такая эпюра при задан-
ном положении фронта пламени.
Соотношения (2.22а) и (2.226) показывают, что скорость
газов в заданном сечении не зависит от положения фронта
пламени и имеет постоянное значение в течение всего времени
от момента зажигания (если считать, что зажигание осуществ-
ляется не в точке, а по плоскости) до момента подхода пламе-
ни к выбранному сечению. Трансформацию эпюры скоростей
(см. рис. 2.5, а) по мере распространения пламени можно пред-
ставить как скольжение вертикальной линии, изображающей
постоянный скачок скорости vc—vn во фронте пламени, по па-
раллельным наклонным линиям, ограничивающим эпюры. Это
свойство эпюр, во-первых, значительно упрощает их построе-
ние, а во-вторых, — и это главное — отражает важную физи-
ческую особенность динамики движения газов при распростра-
нении пламени.
2. Если фронт пламени имеет искривленную форму, как по-
казано на рис. 2.5,6, то скорости газов ип и ис направлены по
нормали в каждой точке его поверхности, однако на некотором
удалении от фронта пламени скорости газов выравниваются по
величине и направлению, и их можно характеризовать некото-
рыми средними значениями vn и vc, равномерно распределен-
ными по поперечному сечению сосуда. Причем, в соответствии
с так называемым «законом площадей» для пламени можно за-
писать
= v„(FIS) = u(e — 1) (Vn/V) (F/S)} (2.23)
vc = oc(F/S) = u(e- 1) (VJV) (FIS). (2.24)
3. При построении эпюр скоростей газов можно условно
принять, что скорости vn и Vc наблюдаются в некотором сред-
нем сечении А-А (см. рис. 2.5,6), расположенном таким обра-
зом, чтобы оно делило объем сосуда в соотношении, равном
действительному соотношению объемов продуктов сгорания и
несгоревших газов в данный момент времени. На рис. 2.5, б по-
строена эпюра скоростей газов в сосуде для рассматриваемого
случая. Используя это допущение, можно строить эпюры ско-
ростей газов в сосудах любой конфигурации при произвольном
положении очага пламени.
27
Рис. 2.6. Схема процессов распро-
странения пламени и движения га-
зов в длинном сосуде при поджи-
гании в произвольном сечении
4. Скорость газа в лю-
бом сечении сосуда, вы-
званная различными факто-
рами, включая и горение на
нескольких фронтах пламе-
ни, обладает свойством ад-
дитивности.
Описанная методика
расчета динамики движения
газов при взрывах в замк-
нутых сосудах позволяет
определять средние по се-
чению значения. Она не
учитывает действительное
распределение скоростей га-
зов по сечению сосуда. Од-
нако это распределение до-
статочно хорошо изучено и
описано в широко распространенной литературе по гидродина-
мике потоков в каналах как для ламинарных, так и для турбу-
лентных режимов. В рамках рассматриваемой упрощенной мо-
дели процесса распространения пламени это распределение
можно не учитывать и пользоваться только средними по сече-
нию значениями скоростей.
Предположим, что зажигание горючей смеси происходит на
расстоянии А от левого торца длинного цилиндрического сосу-
да (рис. 2.6). Несмотря на существенное различие скоростей
движения обоих фронтов пламени и на их взаимное влияние,
на каждом из них в единицу времени сгорает объем горючего
газа, равный произведению поверхности фронта пламени на
нормальную скорость горения.
Используя свойство аддитивности скоростей движения га-
зов, построим сначала эпюры, обусловленные горением на каж-
дом из фронтов в отдельности, а затем построим суммарную
эпюру. Последовательность построения подробно показана на
рис. 2.6. При этом необходимо условиться в выборе положи-
тельного направления скорости. Будем условно считать поло-
жительным направлением (и откладывать вверх от оси абс-
цисс) скорость слева направо, как это уже было принято и на
рис. 2.5.
На эпюре а (см. рис. 2.6) показаны скорости, обусловленные
перемещением только правого фронта пламени, имеющего поверх-
28
ность Fy. Скорости горючей смеси v'zy и продуктов сгораниж
v'ny в сечении у описываются уравнениями (2.2) и (2.3), кото-
рые при Yc = 7n и замене отношения объемов отношением со-
ответствующих координат можно записать в виде
»'« = (е-l)u(Fv/S) [(I — А — у)/1\;
v'„y = - (в - 1) и(Fy/S) [ (Л + у)//],
а скорость газов в сечении х, вызванная правым фронтом пла-
мени,
v'yt = v'ny(A — x)/(A +у) =-(e-l)u(Fy/S)[(A-x)/l].
Аналогичным образом построена и эпюра б для левого фронта
пламени с поверхностью Fx, для которой скорости газов в со-
ответствующих характерных сечениях выражаются как
= (е - 1) и(Fx/S) [ (А - х) Ц];
v"n* = - (в - 1)и (Fx/S) [ (/ - А + х) //];
V" ху = - (е - 1) и (Fx/S) [(l-A-y)/l\.
Эпюру в действительных скоростей движения газов при од-
новременном перемещении обоих фронтов пламени можно по-
строить как сумму эпюр а и б. При этом интересующие нас
абсолютные значения скоростей движения горючих газов не-
посредственно перед фронтами пламени можно выразить со-
ответственно
vex = v'yx + v"cx = (е — 1) (иу + йх) [(А — x)/J;
Vcy = v'xy + v"ху = (в- 1) (llx + Uy) [(/ - А У)Ц],
где йх и йу — эффективные значения нормальных скоростей пламен соответст-
венно для Fx и Fy.
Теперь динамику перемещения каждого из фронтов легко вы-
разить как
dx/di = йх + ёхх-=-йх+ (€-1)(ах+ йв) [(А — х)/(] (2.25)
dy/dt = йу + vCy = йу + (в — 1) (йх + йу) [(/ — А — у)/1]. (2.26),
Для динамики роста давления уравнение (2.8) применитель-
но к рассматриваемому случаю дает
1 -Ц* + у)/1] = [(Лпах-^ЛЛпах-Л))] (Р/₽о)Лс• (2-27)
Уравнения (2.25), (2.26), (2.27) и (2.7) представляют собой:
систему, полностью описывающую динамику развития взрыва
в длинном цилиндрическом сосуде при произвольном месте-
возникновения очага пламени.
Если, как и раньше, принять 8=const, то дифференциаль-
ные уравнения (2.25) и (2.26) можно решить с учетом началь-
29>
(2.28)
яых условий t=0, х=0, у = 0 и выразить в явном виде
t _________________£ In Г1 - (S~~ (цх + цД_*
(в — 1) («х+ иу) L 1их + (8 — О («х+ иу)А
I Г (8— l)(ux+uu)y 1
t = —--------=---— In 1 - —----------1 \_х^-_у)У (2.29)
(е—1) («x + uj,) L 1иу+ (8 — 1) («х + Uy) (Z — A) J
Уравнения (2.28) и (2.29) описывают движение обоих фрон-
тов пламени до тех пор, пока один из них достигнет торцовой
стенки. Допустим, что в нашем случае первым достигнет тор-
цевой стенки левый фронт Fx, тогда указанное граничное усло-
вие применимости уравнений (2.28) и (2.29) можно выразить
как х=А, а время до достижения этого условия можно опре-
делить из (2.28)
Z ~1их
t л = —------=---=— In ----------= -----.
(8— 1) (Ux + Uy) lUx+ (8 — 1) (иж+ Uy) А
Далее, начиная с момента ti, левый фронт пламени пере-
стает существовать, а характер движения правого фронта Fy
существенно изменяется, поскольку в уравнении (2.29) появ-
ляется йх — 0.
На рис. 2.7 приведены графики перемещения обоих фронтов
пламени со временем при различных значениях А, построенные
по уравнениям (2.28) и (2.29) для случая /=1 м, йх = йу =
= 0,4 м/с, е = 6. Из графиков видно, что в момент исчезновения
одного из фронтов движение второго резко замедляется. Кро-
ме того, рис. 2.7 показывает, что с уменьшением А скорость
движения правого фронта значительно увеличивается и дости-
гает максимума в самый начальный момент движения. Из
(2.26) видно, что
Wm(dyldt) = 8(Дх + йу) — йх.
А -> О
U-+0
Если же Д = 0, т. е. с самого начала происходит поджог смеси
около торца, и существует только один фронт пламени, то
уравнение (2.26) запишется в виде
dyldt = йу + йи (в — 1) [ (Z — у)Ц\
и следовательно
Wmfdy'idt) = ему,
А = 0
у-+о
что указывает на большое различие начальных скоростей пла-
мени при поджигании у закрытого торца сосуда вытянутой
формы, или «почти» у торца. Если йто эти скорости от-
личаются в (2е—1)/е раз.
30
- - b.*
Рис. 2.7. Графики перемещения правого (/, .,
2, 3 и 4) и левого (Г, 2' и 3') фронтов пла-
мени при А/1, равных соответственно 0,5; по
0,2; 0,1 и 0
0,8
Второе приближение. Во вто-
ром приближении будем учитывать Dil.
теплообмен продуктов сгорания со '
стенками сосуда. Динамика пере- 02
дачи тепла от газов к твердой стен- '
ке, учитывающая конвекцию, теп-
лопроводность и радиацию, весьма . о
сложна, и поэтому для инженерно-
го решения поставленной задачи неизбежны значительные уп-
рощения.
Для определенности будем рассматривать случай сгорания
газов в длинном цилиндрическом сосуде, хотя форма осно-
вания сосуда и в этом случае принципиального значения не
имеет. Теплообмен продуктов сгорания со стенками сосуда, во-
первых, приводит к уменьшению их объема, а значит и иска-
жает картину движения газов, описанную при решении задачи
в первом приближении, а во-вторых, к снижению давления в
сосуде в процессе сгорания, включая и конечное давление
взрыва.
Дифференциальное уравнение движения фронта пламени в
длинном цилиндрическом сосуде (рис. 2.8) можно записать в
виде
+й(е—1) [(/ — *)//] 4-п, (2.30)
где v — составляющая скорости движения горючего газа вблизи фронта пла-
мени, обусловленная остыванием продуктов сгорания.
Скорость v можно связать со скоростью изменения объема
продуктов сгорания соотношением
где S=n,D2/4 — площадь поперечного сечения сосуда. _
Температуру продуктов сгорания на расстоянии у от левого
торца сосуда можно характеризовать некоторым средним зна-
чением Ту. Будем считать, что остывание продуктов сгорания
происходит по экспоненте
Ту = Ть - (П - То) [1 - е~*У1х} = То + (Т4 - То) е~‘у/Х,
где Ть — температура пламени или максимальная температура продуктов сго-
рания (до остывания); Тй — температура стенок сосуда; ty— текущее время,
отсчитываемое от момента сгорания газа в сечении у, х — постоянная времени
экспоненты.
Полная (не удельная) теплоемкость стенок сосуда обычно
во много раз превышает теплоемкость содержащегося в нем
3*
Рис. 2.8. Расчетная схема распростра-
нения пламени в длинном цилиндри-
ческом сосуде
газа, поэтому температуру стенок можно принять постоянной.
Это позволяет исключить из рассмотрения теплообмен стенок
сосуда с окружающей средой и значительно упростить задачу.
Чтобы перейти от ty к «единому» текущему времени t, отсчи-
тываемому от момента поджога смеси у левого торца сосуда,
будем считать, что время ty прямо пропорционально расстоя-
нию сечения у от фронта пламени. Тогда
ty = (х — у) tlx
И
Ту = То + (Ть — Toje-*1-»)'/". (2.31)
Изменение объема элемента продуктов сгорания dy (см. рис.
2.8) можно связать с изменением его температуры
dVy = (SdylTy)dTy.
Тогда
dv = [(l — x)/l](dydTylTydt).
Значение dTyldt можно получить дифференцированием уравне-
ния (2.31)
dTy
dt
x—y
x У <T T \ p x
------ (Tb — To) e
XX
Тогда
l-x
dv =----
*~У
(Tь — To) e x
X
То+(ТЬ-Т,)е « ’ т
Температура пламени Ть в процессе сгорания газа не оста-
ется постоянной, так как изменяется температура горючей сме-
си вследствие ее сжатия. Однако в рамках данного прибли-
женного решения задачи Ть можно считать постоянной и, пре-
небрегая изменением числа молей газа при сгорании, принять
Tfc/7'0=v, где v — степень повышения давления в сосуде при
адиабатическом сгорании газа, которая связана с е соотноше-
нием (2.15). Тогда скорость газа v, обусловленную охлаждени-
32
ем продуктов сгорания на всем участке сосуда длиной х, мож-
но выразить интегралом
I — ху(е- 1)е (х — у) ехх
v = — i lx J :
"° 1 + У (в— 1) е~*!хехх
(2.33)
Таким образом, уравнение (2.30) для перемещения фронта
пламени с учетом теплообмена продуктов сгорания со стенка-
ми сосуда можно записать в виде
dx —
dt =зи
I — х
г~
(8 — 1) U —
t
уе~*1х р {х — у) ехх У
хх J 1+у (е-1)
о
dy .(2.34)
На рис. 2.9 приведены графики перемещения фронта пламе-
ни при различных постоянных времени т, полученные решени-
ем дифференциального уравнения (2.34) на ЭВМ.
Чтобы связать перемещение фронта пламени с давлением в
сосуде, введем понятие средневзвешенной температуры продук-
тов сгорания
ТСР= (1/х)*ЗД.
в
Подставляя значение Ту из уравнения (2.31) и производя ин-
тегрирование, получим
Т р = То + (x/t) {Ть е~‘/т). (2.35)
Что касается температуры свежего газа, то в рамках этой
задачи ее, очевидно, нельзя принимать изменяющейся в зави-
симости от давления по закону адиабаты, так как и свежий
газ тоже находится в состоянии теплообмена со стенками со-
суда. В результате температура свежего газа в длинном сосу-
де изменяется незначительно и для упрощения задачи ее мож-
но принять постоянной и равной То. Тогда можно записать
Рис. 2.9. Перемещение фронта пламе-
ни (кривые 1, 2, 3) и изменение дав-
ления (кривые 1', 2' и 3') при сгора-
нии газа в цилиндрическом сосуде
во втором приближении; /=6 м, ц=
=0,4 м/с, е=6:
/ и Г— т=1 с; 2 и ?-г=3 с; 3 и 3' —
т = 10 с
3—566
33
уравнения состояния до и после сгорания в текущий момент
времени:
для продуктов сгорания
Рап/То = Р(х/1')/Тср- (2.36)
для свежего газа
Ро(1 — п) = Р(1 — xll), (2.37)
где п — массовая доля газа, сгоревшего в данный момент времени.
Решим уравнения состояния газов (2.36) и (2.37) совмест-
но, исключив из них и. При этом получим
Р ______________1__________
Ро 1- (х/l) (1 -Т0/Тср) ’
или, если подставить Тср из формулы (2.35) и 7i,/7'0 = v = l +
+ 7(е—1)
(2.38)
Уравнение (2.38) совместно с (2.34) полностью описывает ди-
намику роста давления в длинном цилиндрическом сосуде. На
рис. 2.9 в качестве примера построены графики изменения дав-
ления в сосуде при различных т. Кривые Г, 2' и 3' роста дав-
ления соответствуют кривым 1, 2 и 3 перемещения фронта пла-
мени.
Анализируя влияние т на характер изменения давления,
можно видеть, что теплообмен продуктов сгорания со стенками
сосуда приводит не только к существенному изменению макси-
мального (конечного) давления взрыва, но и полностью изме-
няет характер роста давления. При достаточно малых т (или
достаточно больших Z) процесс горения выходит на некоторый
стационарный режим, при котором скорость перемещения пламе-
ни становится постоянной и равной и, а роста давления практи-
чески не происходит. Это означает, что выделение энергии при
горении полностью компенсируется ее отводом от продуктов
сгорания к стенкам сосуда. Очевидно, что тенденция процесса
к выходу на такой стационарный режим определяется не толь-
ко постоянной времени т, но и длиной сосуда I. Из соображе-
ний размерности можно составить критерий подобия для опи-
санного процесса сгорания газа в длинном цилиндрическом со-
суде
W = //тй.
Постоянную времени т можно выразить как
т = cm/af = ср(л£)2/4)х/алВх = срО/4а,
34
где tn — масса продуктов сгорания; с — средняя удельная теплоемкость про-
дуктов сгорания; р — средняя плотность продуктов сгорания; а — коэффици-
ент теплоотдачи газа к стенкам сосуда; f — площадь поверхности теплообмена.
Конечно, это выражение для т является весьма приближен-
ным и усредненным, так как величины сир переменны вдоль
х, а а зависит от скорости движения газа относительно стенок
сосуда, которая тоже различна вдоль х. Тем не менее, для дан-
ной задачи можно принять т = const и критерий подобия вы-
разить
№=(//£)) (4а/срй). (2.39)
Здесь отношение 1/D выражает естественный критерий геомет-
рического подобия, а второй член определяет физическое по-
добие процесса.
Если условия сгорания газов в различных сосудах характе-
ризуются одинаковым критерием подобия W, то степень повы-
шения давления в конце сгорания будет одинаковой, а время
полного сгорания можно определить как Wx.
Для канала, имеющего, например, прямоугольное сечение
размерами А и В, можно получить аналогичным образом выра-
жения для постоянной времени
г = cm/af = срЛВ/2а(Л + В)
и для критерия подобия
IV = /(1/Л _ 1/В) (2а/ср«).
Более точно величину т можно легко определить экспери-
ментально, сжигая газ в сосуде соответствующей формы, при-
чем для этого достаточно лишь измерить максимальное (ко-
нечное) давление Рк и полное время горения tK. Действитель-
но, если в уравнение (2.38) подставить х = 1, то получим
Рк/Ра = 1 + (т//к) у (е - 1) (1 - е~‘“h , (2.40)
откуда можно однозначно определить т, которое, как видно из
эюй формулы, не зависит ни от Z, ни от и .
Пользуясь экспериментальными значениями т, легко опреде-
лить также среднее значение коэффициента теплоотдачи а, ко-
торый можно рассматривать как физическую константу, харак-
теризующую процесс теплообмена продуктов сгорания со стен-
ками сосуда, и использовать для расчетов динамики развития
взрывов в сосудах с различной формой поперечного сечения и
различным соотношением продольных и поперечных размеров.
Говоря о границах применения рассматриваемой задачи по
величине 1/D, следует подчеркнуть, что они не могут быть оп-
ределены однозначно. Можно лишь указать, что максимальное
значение этого отношения ограничивается принятым условием,
что давление во всех точках объема по его длине одинаково.
3*
3S
мые скачки). Нижняя граница //£>
Рис. 2.10. Эпюры скоростей дви1-
жения газов при сгорании в
длинном сосуде с учетом тепло-
обмена продуктов сгорания со
стенками
Следовательно, модель
длинного сосуда предпо-
лагает пренебрежение
гидравлическим сопро-
тивлением движению га-
за. В этом смысле мож-
но сказать, что верхняя
граница //£> — это гра-
ница между «сосудом» и
«трубой» в том смысле,,
что для трубы характе-
рен градиент давления по
длине (включая и пря-
митируется тем, что пла-
мя с самого начала рассматривается не «точечным», а занима-
ющим все поперечное сечение объема, и тем, что теплообмен
с торцовой стенкой объема принят несущественным по сравне-
нию с теплообменом с боковыми стенками.
На рис. 2.10 показаны эпюры скоростей движения газов в
процессе распространения пламени в длинном сосуде с учетом
теплообмена продуктов сгорания со стенками сосуда. В начале
процесса, когда фронт пламени прошел незначительное рас-
стояние Xi, теплообмен не играет существенной роли, и эпюры
практически не Отличаются от показанных на рис. 2.5 и 2.8.
Незначительная роль теплообмена в данном случае объясняет-
ся, во-первых, малым временем теплообмена, а во-вторых, ма-
лой площадью контакта продуктов сгорания со стенками.
При положении фронта пламени на расстоянии Хз время и
поверхность контакта продуктов сгорания со стенками уже
весьма существенны, что приводит к уменьшению скорости го-
рючей смеси и определяет криволинейный характер эпюры ско-
ростей продуктов сгорания. При еще большем перемещении
фронта пламени, например, на расстояние хз поверхность кон-
такта продуктов сгорания увеличивается настолько, что она
уже не лимитирует процесс теплообмена. Теплообмен, а зна-
чит и перемещения газов наблюдаются лишь на участке Д, а
на всех других участках газ находится в покое: не перемеща-
ется ни горючий газ впереди фронта пламени, ни продукты
сгорания на достаточном удалении от фронта пламени. В это
время процесс сгорания уже не сопровождается повышением
давления в сосуде. При этом следует заметить, что, поскольку
36
кривая эпюры скоростей продуктов сгорания имеет асимптота-
ческий характер, величина Д может быть определена лишь ус-
ловно и приближенно. Как особенность эпюр скоростей газов
с учетом теплообмена в сосуде следует заметить, что величина
vc уменьшается, a va увеличивается по сравнению со случаем
пренебрежения теплообменом, а сумма rc+rn при этом остается
также неизменной и равной (е—1)и, как и во всех других слу-
чаях распространения пламени, будь то в закрытом, открытом
объеме или даже в свободном пространстве.
Несмотря на то, что учтены, казалось бы, все существенные
факторы, действительная картина процесса распространения
пламени все же отличается от теоретической. В качестве пер-
вого отличия можно указать на то, что кривая изменения дав-
ления во времени имеет не гладкий, а ступенчатый характер.
Специальные эксперименты в стеклянной цилиндрической бом-
бе с внутренним диаметром 150 мм и высотой 530 мм (объем
9,36 л) позволили произвести временное совмещение осцилло-
грамм давления и кинограмм процесса распространения пла-
мени. Результаты обработки таких совмещений приведены в
табл. 2.2 и на рис. 2.11.
Эксперименты показали, что осциллограмма давления в об-
щем случае имеет два перегиба. Совмещение с кинограммой
ТАБЛИЦА 2.2.
Экспериментальные данные исследования динамики сгорания газа
в стеклянной цилиндрической бомбе
№№ точки поджога Данные осциллограмм Данные киносъемок*
tl, С 11. С 1к. С Р1, МПа Рз. МПа МПа Т1, с Т2» С t3. с
1 0,36 0,72 0,175 0,38 0,125 0,687
1 0,31 — 0,72 0,16 — 0,41 0,125 0,687
1 0,39 — 0,78 0,17 — 0,38 0,156 — 0,781
1 0,39 0,83 0,14 — 0,36~ ‘“0,156 — 0,781
2 0,16 0,28 0,36 0,14 0,33 0,52 0,094 0,281 0,375
2 0,16 0,24 0,28 0,15 0,37 0,54 0,094 0,219 0,312
3 0,35 — 0,44 0,12 — 0,38 0,094 0,469 0,469
3 0,32 — 0,51 0,13 0,42 0,094 0,531 0,469
4 0,28 0,33 0,52 0,20 0,25 0,35 0,094 0,500 0,281
4 0,42 — 0,42 0,094 0,406 0,281
4 0,39 0,92 0,16 — 0,30 0,094 0,875 0,312
5 0,58 — 0,35 0,125 0,563 _—
5 1,18 — 0,36 0,125 1,09 .—
5 1,82 — 0,32 0,156 1,75 —
6 0,36 — 0,51 0,219 0,344 0,312
6 __ 0,42 0,49 0,250 0,375 0,344
6 — — 0,49 — — 0,46 0,219 0,469 0,344
* Ть Та, т3 —интервалы времени от момента поджога до момента касания соответ-
ственно боковой, ннжией н верхней стенок бомбы.
37
Рис, 2.11. Экспериментальные данные исследования динамики сгорания газа в
стеклянной цилиндрической бомбе:
а — расположение точек поджога; б — общий вид осциллограммы
позволяет установить, что перегибы соответствуют моментам
подхода пламени к торцевым стенкам бомбы. Момент касания
пламени боковых стенок наблюдается при весьма незначи-
тельных увеличениях давления и перегибов кривой давления
не вызывает. В некоторых случаях, например при поджоге у
верхнего торца бомбы, осциллограмма перегибов не имеет, а
при поджоге в центре возникает один перегиб. Момент перво-
го перегиба Л не имеет четко выраженного характерного по-
ложения фронта пламени. Можно предположить, что он обу-
словлен соприкосновением пламени с боковыми стенками бом-
бы, но проявляется не в момент касания, а когда площадь кон-
такта (теплообмена) достигает определенного значения. При
сопоставлении характерных интервалов времени по осцилло-
грамме и кинограмме необходимо иметь в виду, что осцилло-
грамма позволяет вести непрерывный отсчет времени, а кино-
съемка велась со скоростью 32 кадра в 1 с, и поэтому время
должно отсчитываться дискретно с точностью до ~0,03 с.
Из данной серии экспериментов можно сделать также вы-
вод, что максимальное давление взрыва существенно зависит
от точки поджога и в любом случае не превышает 0,54 МПа,
что значительно меньше давления взрыва этой же горючей сме-
си в сферической бомбе (0,64 МПа). Нормальная скорость пла-
мени данной горючей смеси составляет 0,25 м/с.
В цилиндрических сосудах с большим отношением 1/D про-
является вторая особенность действительного процесса сгора-
ния газов — появление колебаний, которые наиболее характер-
ны для горения газовых смесей с избытком горючего компо-
нента. В этом отношении представляет интерес серия экспери-
ментов, проведенных в вертикальном цилиндрическом сосуде
диаметром 150 мм и высотой 6,5 м. По длине сосуда на рас-
38
стоянии 1 м один от другого и на торцах были расположены
датчики давления. Горючую смесь зажигали у верхнего торца,
пользуясь свечой. Чтобы иметь возможность в процессе экспе-
риментов варьировать длину сосуда I, в него заливали воду до
требуемого уровня. Таким образом, длину рабочей части со-
суда I можно было устанавливать любой в диапазоне от 0 до
6,5 м. Эксперименты проводили на наиболее быстрогорящей
бензоловоздушной смеси при концентрации паров бензола
3,9% (об.).
Большое число датчиков давления по высоте сосуда обу-
словлено тем, чтобы найти границу между «сосудом» и «тру-
бой», о которой речь шла выше. Предполагалось, что если все
датчики будут «выписывать» на осциллограмме одинаковые
кривые (с учетом индивидуальной тарировки каждого датчи-
ка), то емкость с такой длиной I будет относиться к понятию
«сосуд», а если кривые давления отдельных датчиков будут
смещены во времени или вообще будут отличаться по виду, то
такая емкость будет относиться к понятию «труба». Однако в
данной серии экспериментов все кривые давления полностью
совпадали при всех значениях I, поэтому границы между «со-
судом» и «трубой» найти не удалось.
Результаты исследования динамики развития взрыва в со-
судах различной длины наиболее полно иллюстрируются гра-
фиками изменения давления во времени (рис. 2.12). Уже при
/ = 1 м на осциллограммах давления появляются колебания.
Вид колебаний показан на кривой 7, на всех остальных кривых
для упрощения рисунка значком (звездочкой) отмечен только
Рис. 2.12. Изменение давления во времени при взрывах в цилиндрическом со-
суде различной длины /:
/ — /=92 мм; 2 —/ = 250 мм; <3 —/ = 500 мм; 4 — /=1 м; 5 — / = 1,5 м; 6 — 1 = 2,0 м; 7 — 1 =
=3,0 м; 8 — 1 = 4,0 м; 9 — 1 = 5,0 м; 10 — 1=6,0 м
39
момент начала колебаний, а сама кривая проведена по сред-
нему давлению, относительно которого происходят колебания.
Амплитуда колебаний давления достигает 0,05 МПа, а частота
определяется акустическими характеристиками сосуда, т. е.
она равна половине отношения скорости звука в газе к длине
сосуда. Колебания давления в сосуде сопровождаются соот-
ветствующими колебаниями столба газа в нем, а значит и
фронта пламени. Все эти явления вызывают дополнительные
искривления фронта пламени, увеличение его поверхности и
ускорение процесса горения. Ускорение горения на конечной
стадии процесса приводит к некоторому повышению конечно-
го давления, что хорошо видно на рис. 2.12.
Что касается причин возникновения колебаний в вытянутых
сосудах, то они заключаются в неустойчивости самого процесса
горения по отношению к внешним воздействиям [25]. Даже не-
большое местное изменение давления в зоне пламени приводит
к соответствующему изменению массы сгорающего в единицу
времени газа, что в свою очередь приводит к изменению давле-
ния в зоне пламени. Причем, связь в данном случае оказывает-
ся положительной, т. е. увеличение давления приводит к уве-
личению массовой скорости, поэтому местное давление в зоне
пламени еще больше возрастает. И наоборот — уменьшение
давления приводит к снижению массовой скорости, что вызы-
вает- еще большее снижение давления в зоне горения. Наличие
такой положительной обратной связи и является главной пред-
посылкой неустойчивости процесса к внешним воздействиям и
возникновения колебания.
Процесс возбуждения колебаний легко представить следую-
щим образом. Первоначально слабые акустические колебания,
многократно проходя через фронт пламени, каждый раз усили-
ваются, и амплитуда колебаний увеличивается. Ограничением
для роста амплитуды колебаний являются силы трения при
движении газового столба и вязкость самой газовой среды.
Возможны и другие механизмы возбуждения колебаний.
В частности [5], взаимосвязанную цепочку колебаний парамет-
ров можно представить в следующем виде:
0 Дф л/2
dv —« dF —> dq —► dP —► dv —► dF,
f л/2—Дф I
oc
где представлены акустические возмущения скорости газа dv,
поверхности фронта пламени dF, тепловыделения dq и давле-
ния dP. Над стрелками обозначены фазовые соотношения меж-
ду соответствующими параметрами. Обратная связь ОС явля-
ется откликом возмущения поверхности фронта пламени на
возмущение скорости. Согласно критерию Рэлея, усиление ко-
40
лебаний тем больше, чем меньше сдвиг фаз между dq и dP.
При этом он не должен превышать л/2. В целом усиление ко-
лебаний зависит как от фазовых, так и от амплитудных соот-
ношений между параметрами, а также от акустических потерь
в резонаторе. В этом смысле система вибрационного горения —
это типичная автоколебательная система, включающая источ-
ник энергии (энергия горения), собственную колебательную си-
стему (сосуд с определенными акустическими характеристика-
ми), прямую и обратную связь параметров.
Однако, несмотря на перечисленные важные особенности
действительного процесса распространения пламени в сосудах
сильно вытянутой формы, описанная идеализированная модель
этого процесса позволяет достаточно точно определить и время
процесса горения, и конечное давление взрыва в замкнутом
сосуде. На рис. 2.12 штриховой линией показана расчетная
зависимость конечного давления от времени сгорания, которая
весьма хорошо согласуется с экспериментальными кривыми.
Основной же вывод, который необходимо сделать при ана-
лизе экспериментальных данных, заключается в том, что с уве-
личением длины сосуда существенно уменьшается максималь-
ное давление взрыва. Это весьма важное свойство объемов
сильно вытянутой формы должно учитываться при решении
практических задач их взрывозащиты.
ТАБЛИЦА 2.3.
Обработка экспериментальных данных по сжиганию бензоловоздушной смеси
в цилиндрическом сосуде диаметром 100 мм с изменяющейся высотой
Номер опыта 1, мм кПа с т, с, по фор- муле (2.40) а, Вт/(м2 К)
1 10 600 0,04
2 17 680 0,05 —
3 28 710 0,055 — —
4 37 750 0,05
5 62 765 0,06 —
6 92 830 0,С62 — —
7 152 855 0,07 — ш—
8 207 840 0,08 —
9 250 830 0,092 0,49 101
10 340 790 0,19 0,625 79
11 500 750 0,17 0,485 102
12 750 705 0,22 0,375 132
13 1000 670 0,242 0,340 146
14 1500 645 0,37 0,450 ПО
15 2000 565 0,53 0,44 ИЗ
16 3000 480 0,87 0,50 99
17 4000 400 1,20 0,56 88
18 5000 370 1,60 0,57 87
19 6000 340 2,00 0,65 76
41
Как отмечалось, каждый эксперимент по сжиганию'газов в
цилиндрическом сосуде дает возможность рассчитать постоян-
ную времени т для процессов теплообмена продуктов сгорания
со стенками сосуда, а следовательно, и коэффициент теплоот-
дачи а. В табл. 2.3 сведены данные серии экспериментов и ре-
зультаты расчетов т по формуле (2.40) методом последователь-
ных приближений для сосудов с 0=150 мм. Кроме того, в таб-
лице приведены также расчетные значения а. Расчеты тиа
проводили только для случаев, когда длина сосуда была уже
существенно больше его диаметра.
Из табл. 2.3 видно, что для данного сосуда при (/£>Э>1 по-
стоянная времени находится в пределах 0,34—0,65 с. Следова-
тельно, приближенно можно считать, что для стальных цилинд-
рических сосудов теплообмен продуктов сгорания со стенками
можно характеризовать постоянным коэффициентом теплоот-
дачи а. Если условно принять теплоемкость и плотность газов
для горючей смеси при начальных условиях с=1020 Дж/(кг-К)
и р= 1,3 кг/м3, то из данной серии экспериментов можно опре-
делить а, характеризующий процесс сгорания газов в стальных
цилиндрических сосудах; при этом а = 754-150 Вт/(м2-К). Если
принять среднее значение а=110 Вт/(м2-К), что соответствует
для данного сосуда т=0,45 с, то можно построить графическую
зависимость Рк от tK, например, по формуле (2.40), приняв
Ро=1, v = 9. Эта зависимость и показана на рис. 2.12 штрихо-
вой линией.
2.4. ДИНАМИКА СГОРАНИЯ ГАЗА
В ЦИЛИНДРИЧЕСКОМ ОБЪЕМЕ ПРИ //О<1
Основное упрощение, которое можно принять для цилиндриче-
ских объемов с малым отношением длины к диаметру, состоит
в предположении, что зажигание осуществляется на линии 00,
являющейся осью симметрии цилиндра (рис. 2.13). Задача о
распространении пламени в таком сосуде в адиабатической по-
становке решается легко, что обусловлено практически полной
аналогией с рассмотренными ранее
задачами о горении в сферическом
и цилиндрическом объемах. Поэто-
му целесообразно сразу рассматри-
вать задачу с учетом теплообмена
продуктов сгорания
объема,
случае
со стенками
Многие уравнения и в этом
могут быть записаны без
Рис. 2.13.
Схема распространения пламени в
цилиндрическом объеме при l/D<^l
42
выводов по аналогии с соответствующими уравнениями из
предыдущей задачи. В частности, составляющую скорости дви-
жения свежего газа вблизи фронта пламени вследствие охлаж-
дения продуктов сгорания по аналогии с (2.33) можно выра-
зить как
D2— 4г2 у(е—1)е /-'т Г (г — у) у
D- гх .1 1 4-/(s—1) ё~у
о
а основное уравнение динамики перемещения цилиндрического
пламени можно записать в виде
dr — — О2 — 4л2
—1= и 4- и (е — 1)--— 4- v =
dt ,D2
_ 4r2 \ _ ye (* (r — y) e(i/xr'l У
= 1/4- (8- 1)^1 -—J u- —— j 1+/(8_])е-/Ле(/Дг)г/ •
L о J
(2.41)
Средневзвешенная температура продуктов сгорания
ГСР = (1/лл2/) 5 Tv2nyldy = (2/r2) $ Tuydy
о о
или, подставляя
Ту = Г» 4- (Га-Гд)е-иг-«)^1'
и произведя интегрирование, получим
Гер = Го 4- 2т2//2 (Гр - Го) (//т - 1 4-
(2.42)
Относительное повышение давления связано с объемной до-
лей продуктов сгорания соотношением
Р
Ро
44 /
1 ” D2 (’ “
или, подставляя Тср,
Р
Рв - 4г2
1 — D2
(2.43)
Постоянная
и критерий
разится
т2
t2
— Чх
времени процесса охлаждения продуктов сгорания
т = cmfas = слг2/р/а2№ = ср//2а
подобия рассматриваемого процесса сгорания вы-
«7= (£>/2)/тв = (£>//) (а/ерй).
(2.44)
t
43
Для определения т по экспериментальным данным мойсйб ре-
комендовать формулу, аналогичную (2.40)
Рк/Ро= 1 + 2(т2Л?)1(е - 1) (Ь/т — 1 + (2.45)
Формулы (2.40) и (2.45) можно преобразовать к виду:
для сосуда с
= (т/f,) (1 (2.46)
для сосуда Z/£><1
(Рк/Ро - 1)/(V— 1) = 2(t//k)2(/Jt- 1 4- е-‘*'2). (2.47)
Параметр (к/т можно считать относительным временем раз-
вития взрыва в данном объеме, а величина (Рк/Ро—l)/(v—1)
характеризует отношение конечных значений давления взрыва
в объеме данной формы и в сферическом сосуде, и ее можно
считать степенью снижения давления взрыва, обусловленного
формой сосуда.
Эксперименты по сжиганию газов в цилиндрическом сосуде
при Z/D<C1 были проведены в специальной бомбе, которая име-
ла внутренний диаметр 380 мм, а длину можно было варьиро-
вать вставными кольцами различной толщины. Данные неко-
торых экспериментов приведены в табл. 2.4.
Данные этой серии экспериментов подтверждают, что и
для цилиндрических сосудов, имеющих //£)<С1, коэффициент
теплоотдачи а тоже можно считать одинаковым при различных
значениях 1/D.
2.5. ГОРЕНИЕ В ТРУБАХ
Наиболее простым является механизм распространения пламе-
ни по трубе, закрытой с одного конца, при поджигании горю-
чей смеси у открытого конца. Продукты сгорания имеют сво-
бодный выход, давление в трубе не повышается, а свежая го-
рючая смесь представляет собой покоящийся столб газа. Теп-
ловое расширение во фронте пламени вызывает непрерывный
поток продуктов сгорания к открытому концу (рис. 2.14). Этот
ТАБЛИЦА 2.4.
Обработка экспериментальных данных по сжиганию
бензоловоздушной смеси в цилиндрическом сосуде при 1/D </, D=380 мм
4 мм Р,,, кПа <к> С т, с, по фор- муле (2.47) а, Вт/(м2, К)
5,4 230 0,14 0,013 275
8,7 430 0,07 0,020 288
15,4 650 0,05 0,036 284
20,6 750 0,03 0,047 290
44
Рис. 2.14. Схема процесса горения газа
в трубе
поток замедляется около стенки, что обусловлено вязкостью,
и ускоряется в центре трубы. Ускорение вызывает некоторый
перепад давлений, под воздействием которого несгоревший газ
в центре трубы проталкивается вперед. Взаимодействие пламе-
ни и неравномерного по сечению трубы потока приводит к то-
му, что фронт искривляется.
Форма стационарного пламени в горизонтальной трубе ис-
кажается и под влиянием гравитационных сил вследствие раз-
ности плотностей свежей смеси и продуктов сгорания. Это при-
водит к тому, что фронт пламени становится наклонным, как
показано на рис. 2.14.
Искривлению фронта пламени способствует также уменьше-
ние скорости горения вблизи стенок вследствие теплоотдачи.
Около самой стенки нормальная скорость сильно уменьшается,
и поэтому в этом месте получается «завихрение пламени». При
этом фронт пламени не касается стенки и заканчивается на не-
котором расстоянии от нее. Следовательно, определенный слой,
лежащий около стенки, вообще не охватывается пламенем; это,
конечно, не означает, что эта часть смеси вообще не сгорает,
она смешивается с горячими продуктами сгорания и догорает
после прохождения пламени. Но если все-таки в трубе остается
некоторая часть газа, не охватываемая пламенем, то приумень-
шении диаметра трубы в конце концов эта часть заполнит
все ее сечение, не оставляя места для поверхности пламени.
Это подтверждается опытом: в узких каналах пламя не
распространяется. Численные предельные (критические) зна-
чения диаметров каналов для различных смесей различны и
в большинстве случаев составляют несколько миллиметров.
Поскольку механизм гашения пламени в узких каналах име-
ет тепловую природу, на первый взгляд кажется очевидным,
что критический диаметр трубы должен сильно зависеть от
теплопроводности и теплоемкости ее материала. Однако это
не так, и критический диаметр, например, стеклянных и мед-
ных труб практически одинаков, хотя теплопроводность этих
материалов различается в несколько сот раз. Это объясняет-
ся тем, что и теплоемкость, и теплопроводность всех твердых
материалов все-таки несоизмеримо больше соответствующих
величин для газов. К тому же, процесс теплопередачи от фрон-
та пламени к данному участку стенки происходит в течение
очень малого промежутка времени, и в общем процессе тепло-
передачи основную роль играет теплоотдача от газа к стенке,
4S
а не передача тепла от внутренней поверхности стенки вглубь
теплопроводностью.
Необходимо отметить, что описанный стационарный про-
цесс распространения пламени может сохраняться лишь на от-
носительно небольшом участке трубы. В дальнейшем же уси-
ливающееся трение о стенки при истечении продуктов сгора-
ния начинает приводить к поджатию горючей смеси на вели-
чину, определяемую гидравлическим сопротивлением участка
трубы, занятого истекающими продуктами сгорания, а по-
скольку длина этого участка непрерывно увеличивается по ме-
ре распространения пламени, увеличивается и степень поджа-
тия горючей смеси. Если же труба открыта и с другого конца,
то описанный выше механизм трения истекающих продуктов-
сгорания о стенки трубы приводит в движение и столб горю-
чего газа. Причем между скоростями движения горючего газа
и продуктов сгорания устанавливается такое динамическое рав-
новесие, что гидравлические сопротивления движению каждого
из газов по своим участкам трубы одинаковы.
В трубе, открытой с одного конца или с обоих концов, то-
же создаются условия для возбуждения колебаний. Причины
колебаний и механизмы положительной обратной связи при
этом практически не отличаются от описанного выше случая
горения в вытянутом сосуде. При этом надо иметь в виду, что
и полузакрытая, и полностью открытая труба представляют
собой акустическую (колебательную) систему, а открытый ко-
нец трубы тоже обладает свойством отражать акустические
волны. Различия в отражающей способности открытого и за-
крытого торцов заключаются в том, что на открытом конце
выполняется постоянное граничное условие Р = 0, а на закры-
том— и = 0. Внутри трубы параметры Р и v могут совершать
гармонические колебания.
Итак, даже в простейшем случае поджигания горючей сме-
си у открытого конца трубы пламя распространяется стацио-
нарно относительно недолго. При поджигании же смеси у за-
крытого конца трубы или в середине трубы стационарного
режима горения вообще не наблюдается, так как расширение
продуктов сгорания сразу же создает поток свежего газа, кото-
рый быстро становится турбулентным. Фронт пламени, который
в ламинарном потоке является гладким, сильно искривляется
турбулентностью и даже может быть раздроблен на отдель-
ные островки горящего газа [6]. Все это приводит к значи-
тельному увеличению поверхности фронта турбулентного пла-
мени по сравнению с ламинарным.
Таким образом, при горении в трубах происходит взаимо-
действие пламени и потока, которое можно себе представить
следующим образом: турбулентность потока, которая первона-
чально может быть слабой, вызывает искажение поверхности:
4в
Рис. 2.15. Схема процесса возбуж-
дения и распространения ударных
волн в трубах
пламени, а значит и увели-
чение скорости горения,
что, в свою очередь, приво-
дит к увеличению скорости
потока и еще большей его
турбулизации и т. д. [9].
Таким образом, распростра-
нение пламени по трубе
становится нестационарным
цесс в конце концов может
и самоускоряющимся. Этот про-
стабилизироваться и будет наблю-
даться квазистационарное горение с некоторой большой сред-
ней скоростью, возможно с колебаниями, или же может перей-
ти в детонацию, которая тоже является стационарным про-
цессом.
Механизм возникновения и распространения детонационно-
го режима горения тесно связан с механизмом возникновения
и распространения ударных волн в газах, который наглядно
иллюстрируется рис. 2.15. Предположим, что поршень, закры-
вающий один конец длинной трубы, первоначально покоящий-
ся, внезапно начал двигаться с большой постоянной ско-
ростью V. Для большей определенности будем считать, что
скорость v больше скорости звука в газе. Тогда газ, заполняю-
щий трубу, тоже придет в движение, но не весь одновременно,
а сначала лишь некоторая его часть, примыкающая к поршню
(рис. 2.15,а, штриховка). Возмущение на остальную часть га-
за в трубе распространиться не успеет. Между движущимся и
еще покоящимся газом существует резко выраженная граница,
называемая фронтом ударной волны. На рис. 2.15, а, бив по-
казаны различные положения поршня и фронта ударной вол-
ны в различные моменты времени после начала движения
поршня. Очевидно, что, если газ в заштрихованном объеме дви-
жется вместе с поршнем со скоростью и, то фронт волны дол-
жен перемещаться со скоростью D>y, так как в движение по-
стоянно вовлекаются новые слои ранее покоящегося газа. При-
чем, ударная волна может существовать только в том случае,
если она движется со сверхзвуковой скоростью, и это накла-
дывает известные условия на скорость перемещения поршня,
достаточную для образования впереди него ударной волны.
Очевидно, что газ в заштрихованном объеме сжат и нахо-
дится под большим давлением, чем покоящийся, поэтому по-
нятно, что фронт ударной волны является границей раздела не
только скоростей, но и параметров термодинамического со-
стояния газа. При этом связь между термодинамическими па-
47
раметрами газа описывается так называемой ударной адиаба-
той Гюгонио, и, в частности, связь между давлением и темпе-
ратурой ударно сжатого газа выражается формулой:
т (у-г 1) - (V- 1)
(T_l)P + (v+l)Po
(Т + 1)^+(У-1)Ро
То
(т+ 1) - (у- 1)
(т+1)Р + (у-1)Р„
Ударное сжатие не является изэнтропическим процессом и в
этом состоит основное принципиальное отличие адиабаты Гю-
гонио от адиабаты Пуассона, дающей связь между этими же
параметрами в виде
Т/Та = (Р/Л>)<т-1)/т.
Из этого основного различия вытекает второе: изэнтропическое
сжатие по диабате Пуассона обратимо, а ударное сжатие по
адиабате Гюгонио необратимо, т. е. часть энергии сжатия рас-
ходуется на необратимый нагрев газа. В координатах Р—V
(давление—объем) адиабата Гюгонио изображается более
крутой кривой, чем адиабата Пуассона, т. е. при одной и той
же степени сжатия давление по адиабате Гюгонио значительна
больше. Существует и ряд других различий процессов ударно-
го и изэнтропического сжатия, которые здесь не рассматрива-
ются.
Ударная волна в трубах
может возникнуть не толь-
ко при движении толкаю-
щего поршня, но и под воз-
действием движущихся га-
зов. На рис. 2.16 показана
схема так называемой удар-
ной трубы, специально пред-
назначенной для получения
ударных волн в газах. По-
скольку теория процессов,
происходящих в ударной
трубе, разработана очень,
хорошо, то такие трубы ши-
роко используются в лабо-
раторной практике для ис-
следования многих вопро-
сов газодинамики.
Рис. 2.16. Схема ударной трубы и.
эпюры давления и температуры при.'
прохождении прямой и отражен^
ной ударной волны
48
Труба разделена мембраной на две неравные части: мень-
шая часть — это камера высокого давления, а в большей части
находится газ под значительно меньшим давлением, который
предполагается подвергнуть ударному сжатию. Если предста-
вить себе, что в какой-то момент мембраны мгновенно разру-
шаются, то газы высокого давления Рт и низкого Ро окажутся
неразделенными и начнут двигаться. Газ высокого давления,,
действуя как поршень, начнет ударно сжимать газ низкого дав-
ления, и в некоторый текущий момент времени распределение
давления в трубе будет таким, как показано на первой эпюре.
Степень сжатия можно определить по формуле:
Р/Ро = [2чо/(Чо + 1)]М2 — (то- 1)/(То + 1).
где Чо — показатель адиабаты сжимаемого газа; М — число Маха ударной
волны, равное отношению скорости ударной волны к скорости звука в сжи-
маемом газе; величина М находится в трансцендентной зависимости от отно-
шения Рт/Ра,
Рт ( 2Vo ш Vo- IV
----= ---------М2 —-------- X
\ Vo + 1 Vo + 1 /
2Чт/(Ут 1)
l-lftm-lWo+OlyHM-l/M)
Чт, ст и Со — показатель адиабаты и скорости звука соответственно для тол-
кающего и сжимаемого газов.
На эпюре давлений штриховой линией условно отмечена
место положения так называемой контактной поверхности,
т. е. поверхности раздела толкающего и сжимаемого газов в
предположении, что они не смешиваются. При этом следует
заметить, что давление по обе стороны контактной поверхно-
сти одинаково, но на контактной поверхности наблюдается
скачок температуры, как это показано на эпюре температур:
температура толкающего газа понижается вследствие его рас-
ширения, а сжимаемого — повышается, причем
Т (v«Ma - М* +11
~й = ро+АУцЕ
\ 2 }
Когда ударная волна, пройдя по всей трубе, приблизится к
ее правому торцу, произойдет отражение волны с соответству-
ющим изменением всех термодинамических параметров состоя-
ния газа. На следующей эпюре, в частности, показано распре-
деление давления в трубе после отражения ударной волны от
торца. Из эпюры видно, что отражение сопровождается допол-
нительным скачком давления до величины Р'
Р' _ (Yo+1)/(Yo-1) + 2-P0/P
р l + l(Yo+l)/(Vo-l)](W
4—566
4»
При этом происходит также и дополнительный скачок темпе-
ратуры, как показано на эпюре температур
Т' _Р' (ь +!)/(?<,-1)+Р'/Р
Т Р ‘ 1 + [(% -г 1)/(То - 1)1 (Р'/Р) ’
Теперь переход дефлаграционного горения в длинной трубе
в детонацию можно представить следующим образом. Вследст-
вие турбулизации и соответствующего увеличения поверхности
пламени скорость его распространения увеличивается, и оно
толкает впереди себя горючий газ с.большей скоростью, что в
свою очередь еще больше увеличивает турбулентность горю-
чей смеси впереди фронта пламени.
Таким образом, процесс распространения пламени становит-
ся самоускоряющимся с усиливающимся поджатием горючей
смеси. Поджатие горючей смеси в виде волны давления и по-
вышенной температуры (температура в волне повышается по
закону адиабаты Пуассона) распространяется вперед со ско-
ростью звука. А всякое новое дополнительное возмущение со
стороны ускоряющегося фронта турбулентного пламени распро-
страняется по уже нагретому поджатием газу с большей ско-
ростью (скорость звука в газе пропорциональна ф'Т) и поэто-
му оно вскоре догоняет фронт предыдущего возмущения и сум-
мируется с ним. Заметим при этом, что обогнать фронт преды-
дущего возмущения оно не может, так как местная скорость
звука в горючем газе, расположенном перед невозмущенным
газом, значительно ниже.
Таким образом, на переднем фронте первого акустического
возмущения происходит сложение всех последующих; амплиту-
ды давления на фронте увеличиваются, а сам фронт из перво-
начального пологого становится все более крутым и в конечном
итоге из акустического превращается в ударный. При даль-
нейшем росте амплитуды ударного фронта температура в нем
достигает температуры самовоспламенения горючей смеси, что
и означает возникновение детонации. Детонация — это удар-
ная волна, в которой происходит воспламенение горючей
смеси.
Рассматривая описанный механизм возникновения детона-
ции, важно отметить, что его нельзя понимать как непрерыв-
ный переход от дефлаграции в результате постоянного ускоре-
ния фронта пламени: детонация возникает скачкообразно перед
дефлаграционным пламенем, когда там создаются соответству-
ющие критические условия. В дальнейшем детонационная вол-
на, представляющая собой единый комплекс ударной волны и
волны химической реакции, распространяется стационарно с
постоянной скоростью по невозмущенному горючему газу, не-
зависимо от породившего ее дефлаграционного пламени, кото-
50
рое при встрече с продуктами детонации вскоре перестает су-
ществовать.
Направление движения газов в ударной волне совпадает с
направлением движения самой волны, хотя скорости их движе-
ния существенно различны. Как на одно из важных отличий
детонации от дефлаграции в связи с этим следует указать на
то, что продукты детонации вблизи фронта движутся в том же
направлении.
Скорость распространения детонационной волны относитель-
но продуктов сгорания точно равна скорости звука в продуктах
сгорания. Это важное свойство детонации, известное в лите-
ратуре как условие Жуге, позволяет сделать вывод о том, что
скорость детонации однозначно определяется теплотой сгора-
ния горючей смеси, так как именно ею определяется темпера-
тура продуктов сгорания, а значит и скорость звука в них.
Итак, скорость детонации D составляет
D = c + v, (2.48)
где с — скорость звука в продуктах сгорания; v — скорость движения продук-
тов сгорания.
Если бы детонационная волна двигалась со скоростью, мень-
шей, чем в соответствии с (2.48), то идущая от продуктов сго-
рания вслед за ней со скоростью звука волна разрежения до-
гнала бы детонационную волну и ослабила ее. А если бы дето-
национная волна двигалась быстрее, чем это следует из (2.48),
то идущая вслед за ней волна химической реакции отстала бы
от нее и не смогла бы подпитывать ее энергией, так как воз-
мущения от зоны химической реакции тоже распространяются
со скоростью звука.
Таким образом, ударная волна, волна химической реакции
и волна разрежения в продуктах сгорания движутся с одина-
ковой скоростью и вместе представляют собой единый комп-
лекс, обусловливающий распределение давления в зоне детона-
ции в соответствии с эпюрой на рис. 2.17. Зона химической ре-
акции отстоит на некотором расстоянии от фронта удар- ной волны, так как про- цесс самовоспламенения возникает не сразу же по- сле ударного сжатия го- рючей смеси, а по исте- чении определенного пе- Рис. 2.17. Эпюра распределения давления в трубе в зоне детонаци- онной волны. /ff4 / 1! / ТГ ро Ш11111111111, И I I11 lj
4'
5К
триода индукции и имеет некоторую протяженность А, по-
скольку химическая реакция происходит хотя и быстро, но
не мгновенно. Однако ни начало химической реакции, ни ее
конец на эпюре давления никаких характерных изломов не
определяют, так как расширение газов при этом происходит
со скоростью, не превышающей местной скорости звука.
На рис. 2.17 пик давления в детонационной волне несколько
утрированно показан довольно пологим с левой стороны. При
экспериментах датчики давления фиксируют детонацию в виде
очень острых пиков, причем инерционность датчиков не позво-
ляет проводить достоверных измерений не только профиля
волны, но даже и ее амплитуды. Для грубых оценок амплиту-
ды давления PD в детонационной волне можно считать, что оно
в 2 раза превышает максимальное давление взрыва данной го-
рючей смеси в замкнутом сосуде. Если детонационная волна
подходит к закрытому торцу трубы, то происходит ее отраже-
ние, в результате которого давление еще увеличивается, этим
и объясняется большая разрушительная сила детонации. Воз-
действие детонационной волны на препятствие очень специ-
фично: оно носит характер жесткого удара.
Скорость D распространения детонационной волны можно оп-
ределить по следующей приближенной формуле:
D= 1/2? (у2 - 1), (2.49)
где q — теплота сгорания единицы массы горючей смеси.
Следовательно, скорость детонации определяется лишь со-
ставом горючей смеси и практически не зависит ни от давле-
ния, ни от начальной температуры. Абсолютное значение ско-
рости распространения детонационной волны составляет
1000—3500 м/с и даже более.
Рассматривая трубы как «генераторы детонации», следует
отметить, что для формирования детонации необходим доста-
точно протяженный участок разгона пламени, называемый
преддетонационным расстоянием. При всех прочих равных ус-
ловиях преддетонационное расстояние сильно зависит от диа-
метра трубы, поэтому его принято выражать в относительных
единицах, кратных диаметру. Для гладких труб оно, как пра-
вило равно нескольким десяткам диаметров. В шероховатых
трубах оно может сокращаться до 2—4 диаметров. Естественно
также, что преддетонационное расстояние для одной и той же
горючей смеси сильно зависит от места поджога: у открытого
или закрытого конца трубы. Таким образом, не всякая труба
представляет опасность в отношении возникновения детонации,
а лишь та, длина которой превышает преддетонационное рас-
стояние для данной горючей смеси в данных условиях возник-
новения пламени.
J52
2.6. ДИНАМИКА СГОРАНИЯ ГАЗА В СООБЩАЮЩИХСЯ СОСУДАХ
На практике технологические аппараты обычно соединены
один с другим трубопроводами, по которым возможно распро-
странение пламени из одного аппарата в другой. Динамика
развития взрыва в нескольких соединенных между собой ем-
костях имеет ряд особенностей, в результате которых давление
взрыва в некоторых из них может существенно (иногда даже
многократно!) превышать максимально возможное давление
взрыва данного продукта в отдельной емкости. Этот эффект
качественно можно объяснить следующим образом.
При распространении пламени в сосуде объемом У) (рис.
2.18) при перетоке по соединительному трубопроводу происхо-
дит рост давления и в сосуде V2, хотя и с определенным за-
паздыванием во времени, определяемым пропускной способ-
ностью соединительного трубопровода. Поэтому к моменту про-
хождения пламени в сосуд V2 давление в нем будет повышен-
ным, что и обусловит больший прирост давления при горении.
На рис. 2.18,6 показан качественный ход кривых изменения
давления в обеих емкостях во времени. Из графиков, в част-
ности, видно, что к моменту п окончания горения в сосуде Vi
давление в нем будет Pimax<Pmax, где Ртах — максимальное
давление взрыва данной горючей смеси в отдельном замкнутом
сосуде. Но в сосуде V2 в этот момент будет давление Р'2>Ра.
Это и определит дальнейший более интенсивный рост давления
в сосуде V2 до давления Р2тах>Ртах- После окончания горения
в обеих емкостях в момент т2 давления в них начнут
выравниваться, приближаясь к одному пределу, в идеальном
случае (в случае полной адиабатности) равному Ртах-
Если Pmax/Po=v, то при Vi>V2 и соответствующей пропуск-
ной способности соединительного трубопровода возможен рост
давления в сосуде V2 в пределе до P2max = Po‘v2- Из общих
соображений можно заключить, что в случае трех последова-
Рис. 2.18. Динамика сгорания газа в сообщающихся сосудах:
а —схема распространения пламени; б —изменение давления в сосудах
тельно соединенных емкостей с соотношением объемов Vi^>
>V2>V3 возможно в пределе P3max = Pov3. В общем случае п
последовательно соединенных емкостей при ТЛ^Уг^ЙзЭ»..,
...^Vn давление в последней емкости в пределе может до-
стичь Рп max = Povn. Этот своего рода «кумулятивный» эффект
представляет серьезную опасность при распространении пламе-
ни по цепочке последовательно соединенных емкостей.
В рассмотренных примерах описан предельный случай, ког-
да, во-первых, объемы емкостей несоизмеримо различны, а во-
вторых, когда обратным перетоком газа из последующего со-
суда в предыдущий можно пренебречь, что реально возможно
разве что при наличии обратных клапанов. Говоря о возмож-
ности обратного перетока продуктов сгорания, следует под-
черкнуть, что при указанном соотношении объемов времена,
отводимые на наполнение последующих сосудов и на обрат-
ный переток, тоже существенно различны, особенно, если
учесть, что, например, во втором сосуде (см. рис. 2.18) к мо-
менту прихода в него пламени горючая смесь будет сущест-
венно турбулизирована, что значительно ускорит процесс сго-
рания в нем [15]. Однако, если даже перечисленные выше ус-
ловия не выполняются, распространение пламени по цепочке
последовательно соединенных емкостей чревато аномально
большим ростом давления в некоторых из них.
Уравнение динамики перемещения пламени в сосуде Vi
(см. рис. 2.18) в первом приближении можно записать в виде:
dx/dt = й + й(е — 1) (V'i + Vi) + t)(ST/S) (V'i/Vi),
где у —скорость истечения газа по соединительному трубопроводу в данный
текущий момент времени; ST, S — площадь поперечного сечения соответствен-
но соединительного трубопровода и сосуда; V/ — объем горючей смеси в со-
суде в данный текущий момент времени; в рассматриваемом конкретном
слмчае
V\ = Vi — Sx.
В этом уравнении наиболее важным параметром, определя-
ющим описанные выше особенности процесса, является послед-
ний член. Величина v зависит от соотношения текущих значе-
ний давлений в емкостях Vi и У2 и гидравлического сопротив-
ления соединяющего их трубопровода. Само же соотношение
давлений, кроме динамики развития взрыва, тоже в большой
мере зависит от характеристик трубопровода и объемов
Vi и V2.
2.7. УСЛОВИЯ САМОВОСПЛАМЕНЕНИЯ СМЕСИ
ПРИ ЕЕ ГОРЕНИИ В ЗАМКНУТОМ ОБЪЕМЕ
Рост давления в замкнутом объеме обусловливает повышение-
температуры горючей смеси в соответствии с уравнением адиа-
баты. При определенных условиях это может привести к са—
54
мовоспламенению горючей смеси на соответствующей стадии
процесса ее сгорания. Кроме того, как уже отмечалось в раз-
деле 2.1, при повышении температуры смеси существенно уве-
личивается нормальная скорость пламени, что может привести
к значительному самоускорению процесса развития взрыва.
Оба эти явления в некоторых случаях могут оказаться весьма
важными в практическом отношении.
Имеющиеся в литературе эмпирические степенные зависи-
мости нормальной скорости пламени от температуры вида:
«т = (Т/Гн)*И
вполне удовлетворительно согласуются с опытом при относи-
тельно невысоких температурах. При температурах же, близ-
ких к температуре самовоспламенения, расхождения оказыва-
ются довольно существенными. Правда, и сами эксперимен-
тальные данные при этих температурах оказываются весьма
сомнительными, что связано с термическими превращениями
горючих веществ. Приведенная степенная зависимость позволя-
ет рассчитать нормальную скорость пламени и при температу-
ре выше температуры самовоспламенения, что, конечно, проти-
воречит физическому смыслу.
В связи с этим предложено [7] выражать зависимость нор-
мальной скорости пламени «т от температуры Т горючей смеси
.следующей эмпирической формулой:
и 1п(1-7/7св)
“in (1 — Тн/Тсв)’
(2.50)
где Тсв — температура самовоспламенения смеси; Гн~300К — нормальная ком-
натная температура, при которой определяется и.
На рис. 2.19 для сравнения приведены графики, построен-
ные по формуле (2.50) при 7^8 = 800 К, « = 0,4 м/с и по степен-
ной зависимости при 6=1,5. При температурах от 0 до 600 К
обе зависимости дают практически совпадающие результаты;
при более высоких температу- и
рах ход кривых становится
принципиально различным.
Таким образом, формула
(2.50) более достоверно опи-
сывает зависимость и(Т) во
всем возможном диапазоне
температур. Явление самовос-
Рис. 2.19. Зависимость нормальной
скорости пламени от температуры го- 7
рючей смеси:
! — по степенной зависимости при показа-
теле степени 1,5; 2 —по формуле (2.50)
вб
пламенения горючей смеси формула (2.50) описывает как рас-
пространение пламени с бесконечно большой скоростью, что-
хорошо согласуется с физическим представлением процесса са-
мовопламенения как воспламенения смеси одновременно во
всем объеме.
При подстановке в формулу (2.50) температуры смеси выше
Тсв значение скорости пламени определить невозможно (полу-
чается логарифм отрицательного числа), что тоже хорошо со-
гласуется с физическим смыслом. Характерной особенностью
формулы (2.50) является отсутствие каких-либо опытных коэф-
фициентов.
Описанные преимущества формулы (2.50) позволяют исполь-
зовать ее для анализа некоторых фундаментальных закономер-
ностей при сгорании газа в закрытых емкостях. В частности,
если температура горючего газа в емкости изменяется по зако-
ну адиабаты
Т/То = (Р/Рау<-м,
где То — начальная температура газа,
то изменение нормальной скорости пламени можно выразить
как
1п[1 -—(Р/Ро^-^
L св
In (1 - Тн/Тсв)
(2.51)
Тогда, например, основное уравнение (2.20) динамики разви-
тия взрыва в замкнутом объеме сферической формы можно за-
писать в виде (при 7с = уп = 1):
ji Г / гЗ \ ”1
“МП [1 + (Е0 - 1) (1 - —
Тсв /
X1П Г1 — — (Р/Ро)(¥-1,/Я.
L Тсв J
(2.52)
На рис. 2.20 приведены графики изменения радиуса сфери-
ческого пламени и давления в сосуде объемом 10 л во времени
с учетом влияния температуры горючего газа на нормальную
скорость пламени для случая ц = 0,4 м/с, 7’CB = 800K, v=10, 7 =
= 1,41. Как видно из рис. 2.20, с ростом начальной температу-
ры скорость нарастания давления сильно увеличивается и уже
при 7’о = 5ООК в конце взрыва становится бесконечной. Это зна-
чит, что последние порции горючей смеси самовоспламеняют-
ся. Это происходит тогда, когда давление в сосуде достигает
критической величины
Ркр = Ро(7'св/То)^^-1>. . (2.53>
50
Р_ г.
ра’п
Рис. 2.20. Изменение относительного
радиуса пламени и давления при
взрыве в сферической емкости объ- д„
емом 10 л (цифры со штрихом отно- '
сятся к rIR):
Г, 1 — 73=300 К; 2', 2 —Го=4ОО К; 3’, 3— 0,6
'Л=500 К; 4', 4 — То=6ОО К
Формула (2.53) справедли- а,‘>
да не только для сферическо-
го объема, а для объемов лю- 0,2
бой формы при условии адиа-
батичности процесса сгорания 0
в них.
При экспериментах явление самовоспламенения смеси в про-
цессе развития взрыва может восприниматься как возникнове-
ние детонации, хотя между ним и детонацией есть принципи-
альные различия: при детонации смесь воспламеняется от удар-
ного сжатия по адиабате Гюгонио, а в описанном случае — от
изэнтропического сжатия по адиабате Пуассона; детонация
распространяется в виде волны с некоторой конечной ско-
ростью, а описанный процесс самовоспламенения происходит
одновременно во всем оставшемся объеме горючей смеси.
Кстати, тот факт, что самовоспламенение происходит одно-
временно в некотором объеме газа, может приводить к воз-
никновению неравновесных газодинамических явлений: в этом
локальном объеме может происходить скачок давления с амп-
литудой выше Ртах. Правда, такое давление может наблюдать-
ся лишь кратковременно, после этого давление должно вырав-
ниваться во всем объеме до Ртах, что может сопровождаться
распространением и многократным отражением волн давления
и разрежения. Все это придает еще большее сходство описан-
ного процесса с детонацией, и тем с большей настоятельностью
следует подчеркнуть, что это лишь сходство внешних проявле-
ний и что их внутренняя природа существенно различна.
Возможность самовоспламенения горючей смеси в процессе
развития взрыва в замкнутом объеме необходимо учитывать
при решении практических вопросов взрывозащиты технологи-
ческого оборудования. При этом основная задача должна со-
стоять в том, чтобы не допустить самовоспламенения, так как
после этого любые средства взрывозащиты (мембраны, взрыв-
ные клапаны и автоматические системы подавления взрывов)
становятся неэффективными по быстродействию.
Возможность перехода обычного дефлаграционного горения
газообразной смеси в самовоспламенение определяется в ос-
новном ее начальной температурой. Используя уравнения адиа-
баты, можно выразить условие, при котором существует опас-
57
ность такого перехода
То > Tc,v<'-t>/t. (2.54)
Так, для сероуглерода, у которого TCBi»390 К и v = 7,8 самовос-
пламенение может наступить при начальной температуре сме-
си 7’о>215 К, т. е. даже при нормальных условиях.
Чтобы не допустить перехода горения в самовоспламенение
смеси в технологическом оборудовании, давление срабатыва-
ния предохранительных устройств необходимо принять не выше
Ркр, определяемого по формуле (2.53). Например, для сероуг-
лерода при начальном атмосферном давлении и температуре
То = 300 К это давление должно составлять не более 0,147 МПа
(1,47 кгс/см2).
Как уже отмечалось в разделе 2.5, для явления самовоспла-
менения характерно наличие периода индукции, предшествую-
щего началу химической реакции, и некоторое вполне конечное
значение собственно времени самой реакции. Поэтому, если
описанные выше условия самовоспламенения будут созданы на
самой конечной стадии процесса дефлаграционного сгорания
газа в замкнутом сосуде, процесс самовоспламенения и особен-
но «бесконечно быстрое» сгорание последних порций горючей
смеси со скачками давления выше Ртах могут просто не успеть
реализоваться, и дефлаграционное пламя успеет достигнуть
стенок сосуда. Вопрос о том, успеет или не успеет произойти
самовоспламенение смеси, связан не только с особенностями
кинетики химической реакции, но и с абсолютными размерами
сосуда [8]: в сосудах больших размеров самовоспламенение и
связанные с ним аномальные импульсы давления более веро-
ятны. В этом смысле приведенные оценки (2.53) и (2.54) сле-
дует рассматривать как предельные.
2.8. ОСОБЕННОСТИ ГОРЕНИЯ В СОСУДАХ,
ЧАСТИЧНО ЗАПОЛНЕННЫХ СЫПУЧИМ МАТЕРИАЛОМ
Емкостное технологическое оборудование обычно частично за-
полнено каким-либо продуктом, причем даже в случае полной
загрузки аппарата в верхней его части имеется свободное про-
странство объемом около 1/4 объема аппарата. Если заполняю-
щий продукт — жидкость, то, исходя из динамики развития
взрыва, следует рассматривать лишь свободное газовое про-
странство с учетом его объема и формы. Если же заполняющий
продукт — сыпучий материал, то динамика взрыва в таком ап-
парате имеет ряд весьма существенных особенностей.
В задаче о динамике сгорания газов в замкнутом сосуде,
частично заполненном зернистым материалом, следует разли-
чать два случая: когда слой зернистого материала непрони-
цаем для пламени и когда он проницаем. Причем, можно априо-
58
Рис. 2.21. Схема процесса горения в сосуде, частично
заполненном сыпучим материалом
ри принять, что это зависит исключитель-
но от крупности пор в зернистом материа-
ле. Характерной и наиболее важной осо-
бенностью динамики развития взрыва в
таком сосуде является существенно более
низкое конечное давление взрыва.
Рассмотрим сначала случай пламене-
проницаемой засыпки. Предположим, что
в цилиндрическом сосуде длиной I (рис.
2.21) высота слоя зернистой засыпки со-
ставляеет х, и поджигание горючей газо-
образной смеси осуществляется в верхней
части сосуда. Будем считать, что давление газов во всех
точках сосуда, в том числе и в порах зернистой засыпки, в про-
цессе сгорания одинаково. Это предположение по существу
равносильно пренебрежению гидравлическим сопротивлением
зернистой засыпки и тоже накладывает определенные ограни-
чения на величину пор в зернистом материале.
Если фронт пламени ограничивает объем продуктов сгора-
ния У„, то горючая смесь занимает объем УГ = У—Уп—У.1;-Е
— Ул = ср, где Ух — объем, занимаемый зернистым материалом,
а Ф — пористость зернистого материала, представляющая со-
бой отношение суммарного объема всех пор к УЛ. В этом слу-
чае уравнение (2.8), устанавливающее связь между объемом
продуктов сгорания и давлением в замкнутом сосуде, примет
.вид:
[V-14 - 14(1 - Ф)]/[Е-14(1-Ф)] =
= 1 (Ртах - Р) / (Ртах ~ Р<|) ] (Р/Р0) Лс •
Такое соотношение справедливо, если горючий газ, содер-
жащийся в порах, сжимается адиабатически. Однако интенсив-
ность теплообмена в порах позволяет предположить (вследст-
вие большого отношения поверхности теплообмена к объему
газа), что процесс сжатия в них осуществляется изотермиче-
ски. Тогда конечное давление взрыва Рк в сосуде, частично за-
полненном зернистым материалом, можно получить, приняв
ус = 1, и Уп= У—Vx:
—-°— . 11 _ р /р \ ____
Ртах + U 'O/^maxl V-Vx(l — <р)
Если продукт, содержащийся в сосуде, представляет собой
ючень тонко измельченный пылеобразный материал (например,
5»
мука, крахмал и др.), гидравлическим сопротивлением пор ко-
торого пренебречь нельзя, то конечное давление взрыва в со-
суде может существенно превышать рассчитанное по формуле
(2.55). В этом случае динамику роста давления при взрыве
следует определять экспериментально. Формула (2.55) приме-
нима для крупнозернистых порошкообразных материалов, а так-
же материалов в виде бисера и мелких гранул.
В случае крупных гранул, шариков и кусков, когда пламя
способно распространяться в порах засыпки, необходимо рас-
сматривать процессы сгорания газа в свободном пространстве
и в порах засыпки отдельно. Процесс сгорания в свободном
пространстве можно считать адиабатическим, а процесс сгора-
ния в порах следует рассматривать с учетом теплообмена про-
дуктов сгорания со стенками каналов в порах.
Если предположить, что весь сосуд (см. рис. 2.21) заполнен
пламепроницаемой засыпкой (т. е. х = 1), то для определения
степени повышения давления при сгорании в нем газа с учетом
теплообмена можно воспользоваться формулой (2.40). Если
x=H=Z, то конечное давление взрыва в таком сосуде можно при-
ближенно определить как средневзвешенную величину между
Ртах/Ра И Рк/Ро для случая х = 1, т. е.
(1/_ух) + Г1 + (s _ 1) (1 vx
ио____________L____ш-------------------=!__. (2.56)
Ро & V
Величину /к можно приближенно выразить как
tK = х/Ku, (2.57)
где и — нормальная скорость пламени; К — некоторый постоянный коэффи-
циент, учитывающий расширение газов при сгорании и турбулизацию фронта
пламени при его движении в порах.
Величины т и К, являющиеся в основном характеристиками
засыпки, можно определить экспериментально при сжигании
газов в полностью засыпанном сосуде (х = 1). При этом tK аРк
легко определяются из осциллограммы, а т и К можно рассчи-
тать по формуле (2.40) и (2.57). Затем для всех других значе-
ний конечное давление взрыва можно рассчитать по фор-
мулам (2.40), (2.57) и (2.56).
Величину т можно выразить через параметры газов и за-
сыпки
т = ср<р/сх/, (2.58)
где р — средняя плотность продуктов сгорания; f — удельная поверхность за-
сыпки.
Экспериментальная проверка полученных расчетных зависи-
мостей показывает, что их вполне можно рекомендовать для
практических инженерных расчетов. Интересно отметить, что в
«о
случае пламенепроницаемой засыпки конечное давление (и во-
обще динамика развития взрыва) практически не зависит от
того, поджигается ли горючая смесь в верхней части сосуда,,
как показано на рис. 2.21, или снизу непосредственно над уров-
нем засыпки, хотя процессы сгорания газов при этом сущест-
венно различаются: в первом случае в поры засыпки входит
горючий газ, где он становится недоступным для пламени, а во
втором случае в поры входят продукты сгорания, где они
весьма быстро охлаждаются. Это можно объяснить тем, что и
горючий газ, и продукты сгорания при попадании в поры сразу
же охлаждаются до начальной температуры.
Что касается случая сгорания газа в пламепроницаемой за-
сыпке, то такая засыпка, с одной стороны, поглощает большое
количество тепла продуктов сгорания, ослабляя взрыв, а, с дру-
гой стороны, турбулизирует пламя, интенсифицируя взрыв. От-
носительная «весомость» этих двух противоборствующих фак-
торов во многом определяется видом засыпки. В этом смысле
можно себе представить такую засыпку, интенсифицирующие
свойства которой доминируют. К таким засыпкам, как показы-
вает опыт, относятся кольца Рашига, широко используемые в
химическом машиностроении в качестве насадок для интенси-
фикации различных теплообменных и массообменных техноло-
гических процессов. Аппарат с насадкой — это один из наибо-
лее распространенных и типичных для химических производств
разновидностей оборудования, поэтому динамика развития
взрыва в нем заслуживает специального рассмотрения в качест-
ве особого частного случая сосуда, частично заполненного сы-
пучим материалом.
Задача о динамике развития взрыва в аппаратах с насад-
ками теоретически еще не разработана. Имеются лишь некото-
рые экспериментальные исследования. Эксперименты проводи-
ли с насадками в виде стеклянных шариков диаметром 20 мм
и колец Рашига 24x24x2. Во всех случаях насадка была про-
ницаемой для пламени. Экспериментальная установка пред-
ставляла собой вертикальный цилиндрический сосуд с внутрен-
ним диаметром 200 мм, высотой 1080 мм. На обоих торцах со-
суда устанавливались датчики давления. В процессе экспери-
ментов варьировали высоту насадки и место ее расположения
по высоте сосуда. В качестве горючей смеси использовали бен-
золовоздушную смесь с концентрацией бензола 3,9% (об.),,
максимальное избыточное давление взрыва которой в сфери-
ческой бомбе составляло Ртах = 0,9 МПа. Эксперименты прово-
дили при комнатной температуре и начальном атмосферном:
давлении.
Результаты всех серий экспериментов сведены в табл. 2.5.
Эксперименты показали, что пламепроницаемая насадка мо-
жет не только значительно ускорять процесс горения, но и по-
6ft
Результаты исследования динамики развития взрыва
в сосуде с насадкой
ТАБЛИЦА 2.5.
Высота насадки h, мм Расстояние от источни- ка зажига- ния до на- садки Н, мм Р , МПа, (стеклянные ша- ры d=20 мм) Рк, МПа, (металлические кольца Рашига 24X24X2 мм)
номер опыта верхний датчик НИЖНИЙ датчик номер опыта верхний датчик НИЖНИЙ датчик
270 40 1 0,06 0,08 25 0,50 0,48
2 0,05 0,10 26 0,50 0,48
270 270 3 0,37 0,40 27 0,50 0,47
4 0,39 0,40 28 0,68 0,41
270 400 5 0,49 0,51 29 1,06 0,51
6 0,42 0,46 30 0,98 0,52
270 540 7 0,45 0,39 31 1,10 0,65
8 0,435 0,38 32 1.00 0,58
270 810 9 1,44 0,60 33 1,90 0,58
10 1,63 0,70 34 1,76 0,60
540 40 11 0,235 0,22 35 0,77 0,37
12 0,215 0,21 36 0,77 0,32
540 270 13 0,31 0,24 37 0,77 0,34
14 0,43 0,26 38 0,80 0,40
540 540 15 1,18 0,51 39 1.90 0,320
16 1 ,44 0,67 40 1 ,95 0,42
810 40 17 0,20 0,17 4! 0,25 0.25
18 0,29 0,13 42 0,37 0,14
810 130 19 0,42 0,25 43 1,14 0,34
20 0 51 0,27 44 0.95 0.22
810 270 21 0,64 0,42 45 0,62 0,325
22 0,53 0,37 46 0.79 0,38
1040 I 40 23 0,34 0,18 47 0,79 0,33
1 24 0,40 0,23 48 0,95 0,30
зысить конечное давление взрыва, которое в некоторых случа-
ях более чем в 2 раза превышает максимально возможное в
сферическом сосуде. В последнем случае показания обоих дат-
чиков давления сильно различаются, что указывает на явную
газодинамическую нестаЦпипароОСхъ с.рсщессе. \к.дз.ду.ные осо-
бенности динамики развития взрыва в сосуде с насадкой могут
интерпретироваться как переход дефлаграционного турбулент-
ного горения в детонацию, хотя и относительно небольшой рост
давления, и недостаточно крутой характер его нарастания вы-
зывают сомнение в такой интерпретации.
Более вероятным представляется объяснение, аналогичное
описанному в разделе 2.6: насадка, представляющая собой зна-
чительное гидравлическое сопротивление, разделяет сосуд на
две полости, которые в данном случае можно рассматривать
как два сообщающихся сосуда. Более того, и саму насадку
можно рассматривать состоящей из множества соединенных
между собой полостей малых объемов. Процесс горения газов
62
в насадке с большим гидравлическим сопротивлением можно
условно представить себе также как горение в пустом сосуде
газа, обладающего аномально большой вязкостью, поэтому дав-
ление в процессе горения не успевает выравниваться по длине
сосуда. При этом газ в окрестности пламени, в том числе и го-
рючая смесь вблизи него, имеет повышенное давление, в ре-
зультате этого при сгорании локальное давление может значи-
тельно превышать Ртах. Такую условную физическую модель
можно использовать для математического описания процесса
горения в пламепроницаемой насадке. При этом величина ус-
ловной аномально большой вязкости газа может служить ха-
рактеристикой гидравлического сопротивления насадки.
Глава 3
УСТРОЙСТВА ДЛЯ СБРОСА ВЗРЫВА
Сброс давления взрыва через предохранительные устройства,
роль которых могут играть взрывные клапаны различной кон-
струкции или разрушающиеся мембраны, представляет собой
один из наиболее распространенных способов взрывозащиты
технологического оборудования. Чтобы такая взрывозащита
была достаточно надежной, необходимо выполнить два усло-
вия: обеспечить срабатывание предохранительных устройств
при заданном давлении и обеспечить их достаточную пропуск-
ную способность. Поэтому выбор предохранительных устройств
и расчет их основных характеристик являются очень ответст-
венными этапами проектирования оборудования, и они должны
базироваться на научно обоснованных методиках и рекоменда-
циях.
3.1. ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ МЕМБРАНЫ
Предельная простота конструкции и исключительно высокое
быстродействие предохранительных мембран характеризуют их
как самые надежные из всех существующих средств взрывоза-
щиты технологического оборудования. Мембраны меньше дру-
гих устройств подвержены влиянию кристаллизации, полиме-
ризации среды (в известных пределах), обеспечивают полную
герметичность оборудования (до срабатывания), не имеют
ограничений по пропускной способности. Пожалуй, единствен-
ный, но весьма существенный недостаток мембран заключает-
ся в том, что после их сбрасывания оборудование остается от-
крытым до замены сработавшей мембраны, а это, как правило,
вз<
приводит к остановке технологического процесса и выбросу из-
лишне большого количества вредных продуктов в атмосферу.
Все это конечно вполне может быть оправдано тем, что
предотвращено разрушение оборудования и, следовательно, еще
более серьезная катастрофа. Однако при неправильном приме-
нении или при нарушении сроков замены мембраны могут сра-
батывать самопроизвольно в отсутствие аварийной ситуации.
Такие ложные срабатывания могут наносить большие ущербы
производству и окружающей атмосфере. Все это необходимо
учитывать при назначении давления срабатывания мембран,
предусматривая достаточную разность между давлением сра-
батывания и максимально возможным рабочим давлением при
нормальном технологическом режиме, и при установлении пе-
риодичности замены мембран.
3.1.1. Конструктивные разновидности мембранных
предохранительных устройств
В промышленности применяют большое число типов и конст-
руктивных разновидностей предохранительных мембран [14,
19]. Наиболее характерным признаком, по которому обычно
классифицируют мембраны, является характер их разрушения.
Различают разрывные, ломающиеся, срезные, хлопающие и
специальные предохранительные мембраны.
Наиболее простым и распространенным типом являются
разрывные мембраны, изготавливаемые из тонколистового ме-
таллического проката (рис. 3.1). Мембранный узел, как прави-
ло, состоит из собственно мембраны 1 и пары зажимных ко-
лец 2 и 3. Мембрана между кольцами зажимается без приме-
нения каких-либо прокладок, что обусловливает весьма жест-
кие требования к качеству уплотнительных поверхностей колец
(правильность геометрической формы и чистота обработки).
Для удобства сборки мембранного узла во фланцевом соеди-
нении кольца скрепляют одно с другим двумя диаметрально
расположенными планками 4 и винтами 5. Одно из отверстий
под винты в планке имеет продолговатую форму для того, что-
бы наличие планок не препятствовало равномерному и герме-
тичному защемлению мембраны между зажимными кольцами
при затяжке фланцевого соединения.
На рис. 3.1, а показана конструкция мембранного узла,
предназначенного для установки во фланцах с уплотнительной
поверхностью шип — паз. Для других фланцев конструкция
мембранного узла аналогична, за исключением формы поверх-
ностей колец, контактирующих с фланцами, которые в каждом
случае должны полностью соответствовать форме уплотнитель-
ных поверхностей фланцев.
Й4
Б
Рис. 3.1. Разрывные предохранитель-
ные мембраны:
а — с плоским зажимом; б — с коническим
зажимом; в — с линзовым зажимом
На рис. 3.1,6 и в показаны конструкции мембранных узлов
соответственно с коническим и линзовым зажимом разрывной
мембраны. Некоторые основные размеры узлов приведены в
табл. 3.1. При линзовом зажиме дополнительные зажимные
кольца не применяются, мембрану устанавливают непосредст-
венно под линзу, которая при этом отличается от стандартной
лишь наличием радиуса скругления R.
При нагружении рабочим давлением мембрана испытывает
большие пластические деформации и приобретает ярко выра-
женный купол, по форме очень близкий к сферическому сег-
менту. Чаще всего куполообразную форму мембране придают
заранее при изготовлении, подвергая ее нагружению давлени-
ем, составляющим около 90% от разрывного. При этом факти-
чески исчерпывается почти весь запас пластических деформа-
ций материала, поэтому еще больше увеличивается быстродей-
ствие мембраны.
Разрывные мембраны изготавливают обычно из тонколисто-
вого проката пластичных металлов, таких как алюминий, ни-
кель, нержавеющая сталь, латунь, медь, титан, монель и др.
Известны случаи применения неметаллических мембран из по-
лиэтиленовой и фторопластовой пленок, из бумаги, картона,
паронита, асбеста и даже из фанеры. Однако эти материалы
5—566 65
Основные размеры предохранительных узлов с разрывными
мембранами (обозначения см. рис. 3.1). мм
ТАБЛИЦА 3.L
D D1 оа Оз Di Di R
6 0,5
10 — — — — — 0,5
15 — 1,0
25 48 60 — 1,0
32 56 70 — — 1,5
40 66 80 60 61 80 1,5
50 76 90 70 71 90 2,0
65 96 110 85 86 НО 2,0
80 112 128 100 101 128 2,0
100 138 148 120 121 148 2,5
125 166 178 145 146 178 2,5
150 188 202 170 171 202 3,0
175 210 232 195 196 232 3,0
200 240 258 220 221 258 3,0
225 260 282 245 246 282 —
250 300 312 270 271 312 —
300 356 365 320 321 365 —
350 410 415 370 371 415
400 462 465 420 421 665 —
450 516 520 470 474 520 —
500 568 570 520 521 570 —
характеризуются очень нестабильными механическими свойст-
вами, мембраны из них имеют большой разброс давления сра-
батывания и для широкого использования не рекомендуются,
хотя в некоторых случаях их применение является единственно
возможным. Обычно это мембраны больших размеров (диамет-
ром около метра и более), иногда квадратной или прямоуголь-
ной формы и с весьма низким давлением срабатывания, т. е.
предназначенные для взрывозащиты малопрочного оборудова-
ния. Применение асбеста обычно оправдывается высокой тем-
пературой внутри оборудования, т. е. в случае взрывозащиты
топок, печей и других высокотемпературных реакторов.
Номенклатура выпускаемого тонколистового металлопрока-
та сильно ограничивает возможности изготовления разрывных
мембран на низкое давление срабатывания. Поэтому находят
применение разрывные мембраны с радиальными (рис. 3.2, а)
или круговыми (рис. 3.2,6) рисками. Радиальные риски более
просты в изготовлении, однако такая мембрана часто при сра-
батывании разрывается по одной-двум рискам и не обеспечи-
вает полного раскрытия проходного сечения. Мембрана с
окружной риской, как правило, раскрывается полностью. Для
предотвращения отрыва [16] риску наносят по незамкнутому
круговому контуру, а со стороны, противоположной источнику
вв
давления, у концов риски устанавливают сегментный упор 3,
хорда которого стягивает большую дугу окружности чем хорда,
соединяющая концы риски, как показано на рис. 3.2,6. Одна-
ко технология нанесения рисок строго заданной глубины пока
несовершенна, и поэтому такие мембраны часто имеют неста-
бильные характеристики. В этом отношении более предпочти-
тельны мембраны с прорезями (рис. 3.2,в). Они всегда двух-
слойны, так как содержат дополнительно герметизирующую
подложку 2 из коррозионностойкого и малопрочного мате-
риала.
Если защищаемый аппарат подвергается периодическому
вакуумированию, и куполообразная разрывная мембрана, не
выдерживая вакуума, сминается, то для ее нормальной работы
необходимо устанавливать вакуумную опору. Одна из таких
опор показана на рис. 3.2, г.
Одним из наиболее перспективных средств защиты периоди-
чески вакуумируемых аппаратов являются хлопающие мембра-
ны. Основное отличие хлопающей мембраны 4 (рис. 3.3, а) от
описанных выше разрывных состоит в том, что она выпуклой
поверхностью обращена в сторону повышенного давления
Рис. 3.2. Разновидности разрывных мембран:
а — с радиальными рисками; б — с круговой риской; в —с прорезями, г —с вакуумной
опорой; 1 — мембрана; 2— герметизирующая подложка; 3 — упор; 4 — вакуумная опора
5*
67
Рис. 3.3. Хлопающие предохранительные мембраны:
а —с плоским зажимом и зубчатым ножом; / — нож; 2, 3, 5 —зажимные кольца; 4 —
мембрана; 6 — пленка; 7 — прокладка; 8 — винт; б —с коническим зажимом и гладким
ножом; в — хлопающая мембрана с переменной кривизной и свободной заделкой; / —
мембрана; 2 —пленка; 3t 4 — кольца
(внутрь защищаемого аппарата). При повышении давления
сверх критического сферический купол теряет устойчивость и
очень резко с хлопком выворачивается в обратную сторону.
При этом мембрана ударяется о крестообразный нож 1
(р(ис. 3.3, а и б) и разрезается на четыре лепестка. Давление
срабатывания хлопающей мембраны определяется не проч-
ностью материала, а устойчивостью ее сферического купола.
Критическое давление потери устойчивости тонкостенной сфе-
рической оболочки под действием внешнего давления намного
(примерно, на порядок) меньше критического внутреннего дав-
ления ее разрыва, поэтому хлопающие мембраны дают возмож-
ность значительно снизить давление срабатывания при одной
и той же толщине металлопроката.
Если хлопающая мембрана рассчитана на весьма низкое
избыточное давление срабатывания, даже значительно меньше
0,1 МПа, она может легко выдерживать полное вакуумирование
защищаемого аппарата. Именно эту особенность хлопающих
мембран используют при защите оборудования, постоянно или
периодически подвергаемого вакуумированию. Другая их осо-
68
бенность состоит в том, что даже при давлениях, весьма близ-
ких к давлению срабатывания, материал мембраны испытыва-
ет напряжения, значительно меньшие предела прочности, а ча-
сто даже не выходящие за пределы упругости. Это значительно
увеличивает срок службы хлопающих мембран по сравнению с
другими типами при одинаковом соотношении рабочего дав-
ления и давления срабатывания.
Иногда защемление хлопающих мембран осуществляют не
по плоской отбортовке, а по конической поверхности, являю-
щейся касательной к сферическому куполу, как показано на
рис. 3.3,6. Такое защемление при прочих равных условиях не-
сколько повышает давление срабатывания мембраны и улуч-
шает условия герметизации узла. Некоторые размеры устройств
с хлопающими мембранами приведены в табл. 3.2.
Наличие крестообразных разрезных ножей значительно ус-
ложняет конструкцию предохранительного устройства и снижа-
ет его надежность. Поэтому на практике иногда применяют
хлопающие мембраны со свободной заделкой. Мембрана 1
(рис. 3.3, в) свободно вставляется в выточку кольца 4, а для
ее удержания и герметизации узла между кольцами 3 и 4 за-
жимается тонкая коррозионностойкая малопрочная пленка 2,
например, из полиэтилена или фторопласта. При срабатывании
мембрана 1 теряет устойчивость, сминается и вылетает из коль-
ца 4, а пленка 2 легко разрывается. Свободная заделка созда-
ет менее стабильные условия работы мембраны по сравнению
с жестким защемлением, и поэтому такие мембраны имеют
больший разброс давления срабатывания. Чтобы этого избе-
ТАБЛИЦА 3.2.
Основные размеры предохранительных узлов
с хлопающими мембранами (обозначения см. рис. 3.3, а и б), мм
VD1 D D3 при Ру, МПа о3 Dt h
до 0,6 1,0 1.6
50 54 90 102 102 80 84 8
65 69 НО 122 122 100 103 8
80 84 128 138 138 115 120 8
100 104 148 158 158 137 140 8
125 131 178 188 188 166 168 10
150 156 202 212 212 191 193 10
175 181 232 242 242 223 220 10
200 206 258 268 — 249 246 10
225 231 282 295 — 276 270 10
250 256 312 320 — 303 298 10
300 308 365 370 — 356 350 12
350 358 415 — 406 400 12
400 408 465 456 450 14
450 458 520 — — 509 503 14
500 508 570 — — 561 554 16
6»
жать, купол мембраны делают переменной кривизны, так что
радиус г периферийной части значительно меньше радиуса R
в центре. Это приводит к упрочнению периферий по сравнению
с центром, и условия заделки перестают сказываться на работе
мембраны.
В зарубежной практике используют хлопающие мембраны,
припаиваемые или приклеиваемые к зажимному кольцу, одна-
ко в отечественной промышленности такой способ крепления
мембран не нашел распространения.
До недавнего времени примерно половина потребности про-
мышленности удовлетворялась за счет ломающихся мембран.
В настоящее время в ряде случаев их с успехом заменяют раз-
рывными. Ломающиеся мембраны изготавливают из хрупких
материалов: чугуна, графита, эбонита, поливинилхлорида,
стекла и др. Срабатыванию этих мембран не предшествуют за-
метные пластические деформации, поэтому они являются наи-
менее инерционными. Ломающиеся мембраны хорошо работа-
ют в условиях динамических, пульсирующих и даже знакопере-
менных нагрузок. Изготавливают их обычно путем токарной
обработки, поэтому толщина, а значит и давление срабатыва-
ния, может задаваться в процессе изготовления, что совершен-
но исключено при изготовлении разрывных мембран из стан-
дартного тонколистового проката.
Наиболее распространены ломающиеся мембраны из чугуна
с выточкой (рис. 3.4,а). Такие мембраны крепятся во фланце-
вом соединении чаще всего без применения специальных про-
межуточных колец. Ломающиеся мембраны, особенно из таких
хрупких материалов, как стекло, графит, весьма чувствительны
к равномерности затяжки фланцевого соединения; при несоблю-
дении этого условия мембрана может разрушаться при монта-
же, либо получает настолько большие начальные напряжения,
Рис. 3.4. Ломающиеся мембраны:
а — с выточкой; б — со свободной заделкой; / — мембрана; 2— фланцы; 5 —прокладки;
4 — кольцо; 5 — пленка
70
Рис. 3.5. Срезные мембраны:
а —с утолщением; б —с накладными дисками; / — мембрана; 2, 3 — кольца; 4 — диски
что может произойти ее ложное срабатывание сразу же при на-
гружениии рабочим давлением. Наиболее стабильные в этом
смысле характеристики имеет незащемленная мембрана
(рис. 3.4,6). Мембрана 1 свободно вставлена в выточку коль-
ца 4, а для герметизации узла применена мягкая малопрочная
пленка 5.
В зарубежной практике широко применяют ломающиеся
мембраны из специальных графитов, пропитанных органиче-
скими смолами для устранения их газопроницаемости. Из гра-
фитов отечественного производства для изготовления мембран
можно рекомендовать графит АГ-1500, как наиболее плотный
и однородный. Основные достоинства графитовых мембран —
это устойчивость против коррозии, переменных нагрузок и ис-
ключительно большая термостойкость (выше 2000 °C), причем
нагрев до 1000 °C практически не вызывает изменения давле-
ния срабатывания. Основной недостаток мембран из чистого
графита — газопроницаемость. Пропитка графита органически-
ми смолами лишает мембраны их основного преимущества —
термостойкости, так как в этом случае она уже не превышает
180—210 °C. В этом смысле хорошие результаты дает метод уп-
лотнения графита пироуглеродом, так как он не снижает тер-
мостойкости графита. Однако следует иметь в виду, что высо-
кой термостойкостью графит обладает лишь в нейтральных и
восстановительных средах, а в средах, содержащих кислород,
в том числе и в воздухе, его термостойкость не превышает
300 СС.
Основной недостаток ломающихся мембран — большой раз-
брос давления срабатывания, поэтому во многих случаях они
не обеспечивают надежной защиты оборудования, особенно,
71
Рис. 3.6. Отрывная мембрана:
1 — мембрана; 2 — патрубки; 3 — фланцы
если их изготавливают в неспециа-
лизированных ремонтно-механиче-
ских мастерских. Например, чугун-
ные мембраны, изготовленные од-
ним из химических заводов для соб-
ственных нужд на давление сраба-
тывания 0,35—0,375 МПа, фактиче-
ски срабатывали при давлении
0,05—0,9 МПа.
Срезные мембраны (рис. 3.5)
при срабатывании срезаются по острой кромке прижимного
кольца 3, полностью освобождая проходное сечение для выхода
газов. Мембрана, показанная на рис. 3.5, а, изготовлена из мяг-
ких материалов и имеет утолщение по всей рабочей части, что-
бы максимально снизить деформации изгиба и тем самым
создать условия работы материала на чистый срез.
Мембрана, представленная на рис. 3.5,6, изготовлена из мяг-
кого листового проката, а для увеличения изгибной жесткости
в рабочей части имеет накладные диски 4. Накладные диски и
зажимные кольца делают калеными из качественных сталей с
остро заточенными режущими кромками. Основной недостаток
мембран этого типа состоит в большом разбросе давления сра-
батывания, так как оно определяется не только механическими
свойствами материала мембраны, но и состоянием режущих
кромок деталей узла.
Отрывные мембраны (рис. 3.6) чаще всего имеют вид кол-
пачка с проточкой, образующей в нем ослабленное сечение.
Давление срабатывания такой мембраны определяется раз-
ностью диаметров Di и D. Отрывные мембраны используют
обычно для защиты аппаратов работающих при весьма высо-
ком давлении, в частности, в производстве полиэтилена высо-
кого давления. Отрывные колпачковые мембраны с высоким
давлением срабатывания рекомендуется устанавливать в ос-
новном для защиты гидравлических систем, так как при сра-
батывании такой мембраны в газовых системах оторвавшийся
колпачок приобретает большую скорость и становится опасным
для оборудования и персонала. Поэтому на линиях сброса га-
зов необходимо предусматривать устройства для улавливания
колпачка.
В промышленности применяют большое число других типов
предохранительных устройств с использованием мембран. По-
иск новых конструктивных решений обычно диктуется необхо-
димостью повысить точность срабатывания устройства, создать
72
возможность регулирования давления срабатывания, увеличить
быстродействие, срок службы, устойчивость к высоким темпе-
ратурам и рядом других специфических требований.
В практике в последнее время получают все более широкое
распространение мембраны, разрушаемые принудительно от
постороннего источника энергии. На рис. 3.7, а в качестве при-
мера показана одна из таких конструкций [17]. Устройствосо-
держит мембрану 4 из закаленного стекла (сталинита) и удар-
ный механизм 5. Ударный механизм может представлять собой
электромагнитное устройство, плунжер с пиротехническим за-
рядом или другой быстродействующий механизм. При его сра-
батывании боек 6 наносит удар по кромке стекла. Закаленное
стекло обладает большой скоростью трещинообразования при
появлении источника концентрации напряжения и дробится на
множество мелких осколков, что позволяет надежно раскры-
вать все сбросное отверстие мембраны.
Для фиксации стекла при нанесении удара бойком с про-
тивоположной стороны установлен заостренный упор 9, кото-
рый тоже способствует дроблению стекла. Для разгрузки стек-
лянной мембраны от возможного вакуума в защищаемом ап-
парате предусмотрена опора 3 в виде решетки. Со стороны опо-
ры установлены пружины 2, которые даже в отсутствие давле-
ния в аппарате при срабатывании мембраны обеспечивают рас-
крытие сбросного отверстия. Пленка 7 из эластичного материа-
ла наклеена на мембрану концентрично и на небольшом участ-
ке за выступ защемлена между мембраной и зажимным коль-
цом 8. При срабатывании мембраны пленка вместе с наклеен-
ными на ней осколками отворачивается и уменьшает унос ос-
колков вместе со сбрасываемыми газами.
Известны и другие конструктивные решения устройств с
принудительным разрушением мембраны. На рис. 3.7, б пока-
зано устройство для разрушения металлической мембраны 4
ножом, укрепленным на штоке плунжера 10, приводимого в
движение при сгорании пиротехнического заряда 11.
Рис. 3.7. Устройства с принудительно разрушаемой мембраной:
а — со стеклянной мембраной; б —с металлической мембраной; / — прокладка; 2 — пру-
жина; 3 —опора; 4 — мембрана; 5 —ударный механизм; б — боек; 7 —пленка; 8 — зажим-
ное кольцо; 9 — упор* 10 — плунжер; 11 — пиротехнический заряд
7Х
д
Рис. 3.8. Устройство с мембраной многократно-
го использования:
1 — диск; 2 — герметизирующая подложка; 3 — надре-
зы на диске
Для формирования электрического
командного импульса на срабатыва-
ние описанных устройств могут быть
использованы высокочувствительные
датчики давления, устанавливаемые в
полости защищаемого аппарата; тогда
давление срабатывания можно уста-
новить с высокой степенью точности.
Для формирования командного элект-
рического импульса можно использо-
вать и другие датчики, например, реагирующие на излучение
пламени в аппарате, сопровождающее взрыв технологической
среды, которое может быть зарегистрировано значительно
раньше, чем рост давления.
Серьезным недостатком предохранительных мембран и
устройств с разрушаемым чувствительным элементом является
то, что никакими экспериментами не удается заранее точно
определить давление их срабатывания без разрушения данно-
го образца. В этой связи особый интерес представляет мем-
бранное предохранительное устройство [18], показанное на
рис. 3.8. Оно состоит из диска 1, изготовленного из пружинной
ортали или другого материала с аналогичными упругими свой-
ствами, и герметизирующей подложки 2 из малопрочной кор-
розионностойкой полимерной пленки. Диск 1 свободно разме-
щается в проточке верхнего кольца. При повышении давления
снизу диск упруго деформируется до тех пор, пока не выйдет
из проточки в верхнем кольце, после этого герметизирующая
подложка разрывается, а диск вылетает вверх вместе со сбра-
сываемыми газами.
Для улучшения условий деформйрования диска на его пе-
риферийную часть наносят надрезы 3, поэтому деформации
происходят только в упругой области, т. е. при срабатывании
устройства никаких остаточных деформаций диск не получает.
Это дает возможность использовать его многократно и прове-
рять давление срабатывания экспериментально, заменяя лишь
герметизирующую подложку, которая на работу устройства
существенного влияния не оказывает.
При одной и той же толщине материала диска давление
срабатывания устройства можно изменять в широких преде-
лах глубиной проточки верхнего кольца и длиной надрезов на
диске.
Поскольку при работе предохранительного устройства, изо-
74
браженного на рис. 3.8, ни одна из его деталей не работает на
пределе прочности, давление срабатывания этого устройства
можно назначать весьма близким к рабочему, не опасаясь его
ложного срабатывания вследствие усталости или ползучести
материала.
В литературе [19] описано много других конструктивных
разновидностей предохранительных устройств с разрушающей-
ся мембраной. Еще большее их количество можно встретить на
предприятиях различных отраслей промышленности. В частно-
сти, довольно часто встречаются предохранительные мембраны
квадратного или прямоугольного сечений из таких материа-
лов, как полиэтиленовая пленка, картон, паронит, асбест и др.
И это несмотря на то, что никакими нормами и правилами при-
менение таких мембран не предусматривается. Основной не-
достаток мембран из указанных материалов очевиден: большой
диапазон разброса величины давления срабатывания вследст-
вие нестабильности механических характеристик материалов.
Поскольку эти материалы вообще не являются конструкцион-
ными, их прочностные характеристики стандартами не регла-
ментированы и сертификатами не гарантированы. Тем не ме-
нее применение таких мембран во многих случаях вполне оправ-
дывается тем, что никакими другими их заменить не удается.
Такими сугубо практическими соображениями может быть оп-
равдано применение мембран больших размеров (порядка мет-
ра) на низкое давление срабатывания (порядка нескольких де-
сятых долей атмосферы), предназначенных для взрывозащиты
больших малопрочных объектов, например, силосов, бункеров
и другого емкостного оборудования, работающего при атмо-
сферном давлении.
3.1.2. Расчет предохранительных мембран
на заданное давление срабатывания
Давление срабатывания мембраны не должно выходить за
пределы диапазона, ограниченного максимальным и минималь-
ным его значениями. Максимальное значение этого диапазона
определяется прочностью защищаемого аппарата — оно долж-
но быть не больше расчетного давления аппарата. Это означа-
ет, что предохранительная мембрана должна быть самым сла-
бым узлом в конструкции оборудования и при неуправляемом
повышении давления в нем мембрана должна разрушаться в
первую очередь.
Минимальное значение диапазона, в котором должно нахо-
диться давление срабатывания мембраны, определяется рабо-
чим давлением в защищаемом аппарате — оно должно быты
больше рабочего давления. Под рабочим давлением в данном
случае следует понимать максимальное давление в аппарате,.
75
в
мембрана не должна
Рис. 3.9. Расчетная схема разрывной мембраны
предусмотренное технологическим рег-
ламентом, т. е. при нормальном (не
аварийном) режиме протекания техно-
логического процесса, что обусловле-
но вполне очевидным соображением —
срабатывать при нормальных условиях
эксплуатации оборудования, а только в аварийном случае.
Таким образом, давление срабатывания предохранительных
мембран устанавливается в диапазоне, например, 1,55—1,7МПа
или 12,5—13,2 МПа. Если защищаемый аппарат работает при
атмосферном давлении, в частности, если он постоянно сооб-
щается с атмосферой, то нижнюю границу диапазона можно не
указывать и определять лишь максимально допустимое значе-
ние давления срабатывания мембран, например, не более
0,03 МПа или не более 0,08 МПа.
Задачей расчета предохранительной мембраны является оп-
ределение какого-либо характерного ее конструктивного разме-
ра, чаще всего толщины, из условия получения заданного дав-
ления срабатывания.
Расчет разрывных мембран. При нагружении плоской мем-
браны из тонколистового проката пластичного металла пере-
падом давлений она приобретает форму сферического купола.
Таким образом, непосредственно перед разрывом мембрана ра-
ботает как тонкостенная сферическая оболочка радиуса R
(рис. 3.9) и толщиной Д, защемленная по контуру диамет-
ром D. Разрывное давление Рс такой оболочки (давление сра-
батывания мембраны) может быть определено по формуле:
Р с—2Д0аВр//?,
(3.1)
где До'—толщина материала мембраны; авр— временное сопротивление мате-
риала при растяжении (предел прочности).
В формуле (3.1) неизвестной величиной является радиус R
кривизны серединной поверхности оболочки, который пол-
ностью определяется пластическими свойствами материала
мембраны. Очевидно, чем пластичнёе материал (до некоторых
пределов) при всех прочих равных условиях, тем до меньшего
радиуса R сможет выпучиться мембрана перед разрывом, и по-
этому разрушение такой мембраны произойдет при большем
давлении Рс. Общепринятой мерой пластичности материала яв-
ляется относительное удлинение б при разрыве, которое наряду
с аВр приводится в справочной литературе как одна из основ-
ных его механических характеристик. Однако величиной б
можно характеризовать предельно деформированное состояние
материала, нагруженного только одноосным растягивающим
усилием.
76
Таким образом, основные трудности, возникающие при раз-
работке методов прочностного расчета разрывных мембран, оп-
ределяются следующими особенностями.
Во-первых, материал мембран работает далеко за пределом
текучести в области, весьма близкой к пределу прочности, по-
этому законы его деформирования могут быть описаны с ис-
пользованием теории пластичности.
Во-вторых, разрывная мембрана в отношении расчетной
схемы представляет собой тонкостенную оболочку, кривизна
которой при увеличении давления изменяется вследствие зна-
чительных пластических деформаций, что обусловливает нели-
нейность задачи.
В-третьих, расчет должен быть выполнен максимально точ-
но, так как давление срабатывания является своего рода основ-
ной метрологической характеристикой мембраны.
Решение многих задач методами математической теории
пластичности из-за сложностей чисто математического характе-
ра практически получить невозможно. Поэтому наряду с раз-
витием математической теории пластичности, занимающейся
изысканием методов точного решения задач механики твердо-
го тела, деформируемого за пределами упругости, разрабаты-
ваются и широко используются упрощенные методы. Такие ме-
тоды решения задач с введением дополнительных гипотез и до-
пущений составляют предмет прикладной теории пластич-
ности.
Связь между напряжениями и деформациями при пластиче-
ском течении материала неоднозначна и зависит от многих
факторов, включая и «историю» нагружения данной детали,
т. е. временную последовательность приложения нагрузок. Раз-
рывная мембрана в этом смысле нагружается весьма «просто»:
она всегда подвержена растягивающим усилиям, и напряжения
в каждой ее точке являются функцией давления и координа-
ты этой точки. Тем не менее, описание закона деформирования
материала и в этом случае тоже представляет значительные
трудности. Однако для решения поставленной задачи расчета
давления срабатывания разрывной мембраны это и не требу-
ется. Для этого достаточно определить лишь предельные дефор-
мации материала, непосредственно предшествующие его разру-
шению.
Для характеристики предельного состояния двухосно растя-
нутого материала разрывной мембраны можно принять допу-
щение о предельных деформациях, сущность которого заключа-
ется в следующем.
Если элемент прямоугольного сечения с размерами а, b и I
{рис. 3.10, а) нагрузить одноосным растягивающим усилием W
вплоть до разрыва, то к моменту разрушения его длина увели-
77
Рис. 3.10. Предельно напряженные состояния элемента прямоугольного се-
чения:
а — при одноосном растяжении; б — при двухосном растяжении
чится от I до /1 так, что Л = /(1 + 6), где 6 — относительное уве-
личение материала при разрыве.
Можно считать, что относительные уменьшения размеров а
и Ь одинаковы и равны v, тогда из условия сохранения объема
материала при пластической деформации можно записать
abl = a.b^li = а(1 — v)6(l — v)/(l +6),
откуда
l-v=l/yr+S. (3.2)
Таким образом, предельно деформированное состояние одно-
осно растянутого прямоугольного стержня можно характеризо-
зать не величиной 6, а функционально связанной с нейг величи-
ной v. В случае двухосного растяжения в соответствии с ука-
занным допущением разрушение материала произойдет при ус-
ловии, что деформация в направлении, перпендикулярном плос-
кости приложения внешних нагрузок, достигнет величины v,
удовлетворяющей соотношению (3.2). Сказанное удобно пояс-
нить, используя рис. 3.10,6: если элемент размерами а, b и I
подвержен двухосному растяжению силами V и М, то предель-
но деформированное состояние его наступит, когда размер а
подвергнется относительной деформации v.
Для разрывной мембраны принятое допущение означает, что
предел деформации оболочки наступает тогда, когда ее толщи-
на приобретет относительное утонение v. Пренебрегая неравно-
мерностью толщины купола мембраны А, из условия сохране-
ния объема материала при пластической деформации можно
записать (см. рис. 3.9):
(л£)2/4)До = ДД = ДД0(1 — v),
где Д — поверхность купола мембраны на пределе разрыва, которую можно
78
выразить через ее размеры:
S = 2nRH = 2nR [R - У> — (D/2)« ].
Тогда с учетом (3.2) можно выразить минимальный (на пре-
деле разрыва) радиус купола
Я=-7-/(1 +6)/(УТ+б-Г), (3.3)
4
и формула (3.1) для определения давления срабатывания раз-
рывной мембраны примет вид
-8Ao£bp у . (3.4)
с D Г 14-6 v ’
Уравнение (3.4), несмотря на известную условность приня-
того допущения и пренебрежение неравномерностью распреде-
ления деформаций материала, довольно хорошо согласуется с
экспериментальными данными и вполне может быть рекомен-
довано для расчетов давления срабатывания разрывной мем-
браны из тонколистового проката пластичного металла. Ис-
пользуя это уравнение, легко можно также решить обратную
задачу: по заданным величинам давления срабатывания Рс и
диаметра мембраны D определить необходимую толщину ме-
таллопроката До- При этом для расчета достаточно распола-
гать такими основными характеристиками механических
свойств материала, как предел прочности ов₽ и относительное
удлинение 6 в момент разрыва для случая одноосного растяже-
ния, которые приводятся в широко распространенной справоч-
ной литературе. Если мембрана работает при температуре, от-
личной от нормальной (20°C), то в расчетные формулы необ-
ходимо вводить соответствующий поправочный коэффициент.
В частности, толщину проката для мембраны можно рассчи-
тать по формуле:
Д0 = ]/’ (3-5)
где Kt — температурный коэффициент; для некоторых материалов находится
по графикам (рис. 3.11) в зависимости от температуры в месте установки
мембраны.
Следует отметить, что для возможно более точного опреде-
ления давления срабатывания разрывной мембраны (или ее
толщины по заданному давлению срабатывания) необходимо
располагать точными значениями предела прочности и относи-
тельного удлинения при разрыве материала мембраны. Значе-
ния этих основных механических характеристик, содержащиеся
в справочной литературе, а также в ГОСТах и технических ус-
ловиях на материалы, как правило, несколько занижены. При
обычных расчетах на прочность это приводит к некоторому
79
Kt-
Рис. 3.11. Зависимость ко-
эффициента Kt от темпера-
туры для различных мате-
риалов:
1 — алюминий; 2 — нержавеющая
сталь; 3 — титан; 4 — никель;
5 — монель; 6 — бериллиевая
бронза
увеличению фактиче-
ского запаса прочно-
сти конструкций, что
для случая расче-
та предохранитель-
ных мембран весьма нежелательно. Поэтому расчет с исполь-
зованием справочных данных о механических характеристиках
материалов, приведенных в табл. 3.3, может служить лишь для
ориентировочного выбора тонколистового проката для мем-
бран. Значительно более точные результаты могут быть полу-
чены, если значения овр и 6 брать из сертификата на конкрет-
ную партию проката.
Уравнение (3.4) показывает, что давление срабатывания
прямо пропорционально пределу прочности материала и нели-
нейно зависит от относительного удлинения при разрыве. Зави-
симость подкоренного выражения от 6 позволяет сделать очень
важный вывод: чем больше б, т. е. чем более пластичен мате-
риал, при всех прочих равных условиях, тем более стабильно
давление срабатывания изготовленных из него мембран.
Действительно, стабильность срабатывания разрывных мем-
бран полностью определяется стабильностью механических
свойств материала овр и б. Если б мало и для данной партии
проката, например, варьирует в пределах от 0,07 до 0,1, то под-
коренное выражение изменяется от 0,1783 до 0,2112, что обус-
ловливает разброс давления срабатывания, составляющий око-
ло 17% его средней величины; если же б варьирует в пределах
от 0,35 до 0,40, то подкоренное выражение изменяется в преде-
лах 0,3464—0,3619, а разброс давления срабатывания состав-
ляет менее 4,5%. Описанная зависимость точности срабатыва-
ния мембраны от пластических свойств материала полностью
подтверждается на практике. Именно поэтому для изготовле-
ния разрывных мембран рекомендуется металлопрокат в мяг-
ком отожженном состоянии.
Если разрывная мембрана имеет сбросное отверстие прямо-
угольного сечения, то к моменту разрыва она приобретает
форму купола, показанную на рис. 3.12. Для расчета на проч-
ность такой мембраны можно использовать известную форму-
лу Лапласа для тонкостенных оболочек:
Р = А ( Oa/r + OblR), (3.6>
80
Рис. 3.12. Расчетная схема разрывной предохранительной мембраны прямо-
угольной формы
где Р — давление газа на мембрану; Л — толщина оболочки мембраны; аа,
вь — нормальные напряжения в данной точке вдоль меридиана оболочки, со-
ответствующие сторонам А и В; г, Р— радиусы кривизны оболочки в данной
точке.
Определение точной формы купола оболочки при ее пласти-
ческой деформации представляет собой довольно сложную за-
дачу. Но при расчете давления разрыва прямоугольной мем-
браны можно вообще исключить из рассмотрения связь между
давлением и прогибом, а рассматривать лишь крайний слу-
чай— прогиб мембраны на пределе ее прочности. Это значи-
тельно упрощает задачу и позволяет получить простые зависи-
мости, вполне пригодные для инженерных расчетов.
Разрушение прямоугольной мембраны происходит в цент-
ральной ее части, поэтому прочностной расчет следует вести
именно для этого участка купола, который можно характери-
зовать двумя радиусами кривизны г и R (см. рис. 3.12). Причем,
как показывает опыт, радиус г, соответствующий меньшей сто-
роне А прямоугольника, одинаков на всем участке купола в
пределах угла а, а радиус R лишь приближенно можно считать
постоянным в пределах угла (J, так как в действительности он
уменьшается от центра к периферии.
Разрыв оболочки произойдет, когда напряжения в материа-
ле достигнут предела прочности овр, причем при пластическом
течении материала в обоих направлениях напряжения в нем
можно считать одинаковыми, и на пределе разрыва можно при-
нять оа = Об = Овр. Что касается предельных значений радиусов г
и R, то они полностью определяются пластическими свойства-
ми материала мембраны и размерами А и В прямоугольного
контура защемления.
Если предельное относительное удлинение материала обо-
лочки вдоль размера А обозначить е, а вдоль размера В через
6—566
81
Механические Характеристики и сортамент рекомендуемого Металлопроката
ТАБЛИЦА 3.3.
Металлопрокат Состояние поставки материала Предел прочно- сти при одноос- ном растяжении овр, МПа Относитель- ное удлине- ние при раз- рыве 0 Толщина, мм Максимальная ширина, мм
Никель НП1, НП2, НПЗ, НП4 (ГОСТ 2170—73) Мягкий Полутвердый Твердый 400 450 550 0,35 0,10 0,02 0,05; 0,55; 0,06; 0,07; 0,08; 0,09; 0,10; 0,12; 0,13; 0,15; 0,18; 0,20; 0,22; 0,25; 0,30; 0,35; 0,40; 0,45; 0,50; 0,55; 0,60; 0,65; 0,70; 0,75; 0,80; 0,90; 1,00 175 । 200 300
Монель НМЖМ 28— Мягкий 450 0,25 0,10; 0,12; 0,15; 0,18; 175
2,5—1,5 (ГОСТ 5187— 70) Полутвердый 580 0,04—0,015 0,20; 0,22; 0,25; 0,30; 0,35; 0,40; 0,45; 0,50; 0,55; 0,60; 0,65; 0,70; 0,75; 0,80; 0,85; 0,90; 1,0 | 250 | 300
Стали 0Х18Н10Т, 12Х18Н10Т, 12Х18Н9Т, Мягкий Полунагартов. 540 800—900 0,35—0,40 0,15—0,20 0,05; 0,08; 0,10; 0,12; 0,15; 0,70; 0,25; 0,30; | 400
12Х18Н9, 0Х18Н10, (ГОСТ 4988—70) Нагартованный 1000 0,05 0,35; 0,40; 0,45; 0,50; 0,55; 0,60; 0,65; 0,70; 0,75; 0,80; 0,90; 1,00 j 400—800
Алюминий АД1, АД, АДО, А7, А6, А5, АО (ГОСТ 618—73) Мягкий Твердый 'ЗО—40 100—120 0,20—0,25 0,02—0,03 0,005; 0,012; 0,014; 0,018; 0,018; 0,020; 0,025; 0,030; 0,035; 0,040; 0,045; 0,050; 0,060; 0,070; 0,080; 0,10; 0,12; 0,15; 0,18; 0,20 । 800 j 960
Алюминий АДОО, АДО, Мягкий 60
* АД, АД1, А7, А6, А5; АО, А (ГОСТ 13726—78) Твердый 150
Медь Ml, М2, М3 Мягкий 200
(ГОСТ 1173—77) Твердый 300
Бериллиевая бронза Бр. Мягкий 400—600
Б2 (ГОСТ 1789—70) Твердый 600—900
Латунь Л90, Л85; Л80; Мягкий 240—420
Л68, Л63 Полутвердый 300—480
Твердый 380—550
Особотвердый 530
Латунь ЛС59-1, ЛМц Мягкий 390—500
58-2 (ГОСТ 2208—75) Полутвердый Твердый 430—600 не менее 600
Титан ВТ1-0; ВТ1-0М;
СТУ 167—3—69 (OCT
190027—71)
0,20—0,25
0,03—0,04
0,25; 0,30; 0,40;
0,70; 0,80
0,50; 0,60;
0,30
0,03
0,05; 0,09
0,10; 0,12; 0,14;
0,20; 0,22; 0,25;
0,35; 0,40; 0,45;
0,60; 0,65; 0,70;
0,85; 0,90; 1,00
1,05; 1,10; 1,20;
1,50
0,02; 0,10
0,11; 0,16; 0,18;
0,23; 0,25; 0,28;
0,35; 0,40; 0,45;
0,60; 0,65; 0,70;
0,75; 0,80; 0,85;
0,16; 0,18;
0,28; 0,30;
0,50; 0,55;
0,75; 0,80;
1,30; 1,40;
0,20—0,30
0,02—0,03
0,20; 0,22;
0,30; 0,32;
0,50; 0,55;
0;90; 1,00
0,35—0,42
0,10—0,20
0,1—0,03
0,25—0,30
0,15—0,05
0,03—0,04
0,05; 0,09; 0,10;
0,18; 0,20; 0,22
0,25; 0,30; 0,35;
0,50; 0,55; 0,60;
0,75; 0,80; 0,85;
0,10; 0,12; 0,14;
0,22; 0,25; 0,30;
0,45; 0,50; 0,55;
0,70; 0,75; 0,80;
1,00
0,12; 0,14;
0,40; 0,45;
0,65; 0,70;
0,90; 1,00
0,18; 0,20;
0,35; 0,40;
0,60; 0,65;
0,85; 0,90;
0,05; 0,2
0,3; 1,5
300—1000
175
До 300
До 600
100
. 100
250
300
| 175
250—600
। 175
280
175
500X2000
(лист)
со, то из условия сохранения объема материала при его плас-
тической деформации можно записать:
(1 — v) (1 + в) (1 + <о) = 1. (3.7)
Длину дуг соответствующих меридианов можно выразить при-
ближенно
А (1 +е) = у Д2 + — Л21
1/ 16
В(1 + ш) = у В2 + _ Л2,
где h — стрела прогиба обоих меридианов (см. рис. 3.12).
Таким образом,
16 Л2
1 + ~ Л2" ’
У 16 й2
1 + 3 £)2 ‘
Если эти выражения и (3.2) подставить в (3.7), то получим
уравнение
ЗЛ2 9
м + ДГ (л‘+ ва) - Л2В’6 = 0
16 25о
решая которое, можно определить стрелу прогиба, мембраны
на пределе разрыва
<з«)
Из рис. 3.13 видно, что
г2 = (Д/2)=+ (г — ft)2; Ra = (В/2)2+ (R — к)1,
откуда можно выразить г и R, подставляя которые в (3.6), по-
лучим расчетную формулу для разрывных мембран прямоуголь-
ной формы
Рс = 8Д0ЛаВр [1/(4Л2 + R2) + 1/(4й2 + В2)], (3.9)
где Рс — давление срабатывания (давление разрыва) мембраны; До—толщи-
на металлопроката, из которого изготовлена мембрана.
Таким образом, формулы (3.8) и (3.9) позволяют произве-
сти прочностной расчет разрывной мембраны прямоугольной
формы, и определить либо давление срабатывания Рс мембра-
ны с заданными конструктивными размерами, либо толщину
До металлопроката из условия срабатывания мембраны при за-
данном давлении Рс.
Наиболее полное представление о характере деформации
мембраны и о ее сопротивлении давлению дает характеристика
S4
Рис. 3.13. Характеристики разрывных мембран:
а — однослойной; б, г — двухслойной; в — трехслойной
разрывной мембраны, построенная в координатах Р— V,
где Р — текущее значение перепада давлений на мембране,
а V — объем купола, который мембрана приобретает под дей-
ствием перепада давлений Р. Пример такой характеристики
представлен на рис. 3.13, а. Если в начальном состоянии мем-
брана имеет плоскую форму, то ее характеристика проходит
через начало координат (кривая 1). Предварительно выпучен-
ная давлением Рв мембрана (кривая 2) имеет__начальный ку-
пол объемом Vo. Точка С соответствует моменту срабатывания
мембраны, а объем купола при этом достигает максимального
значения Vmax- Особенностью описанной характеристики явля-
ется то, что площадь под кривой соответствует работе, затра-
чиваемой на деформацию мембраны вплоть до ее разрушения.
Характеристикой разрывной мембраны оказывается наибо-
лее удобно пользоваться при рассмотрении работы многослой-
ных мембран. Она дает ключ к пониманию парадоксального на
первый взгляд факта: давление срабатывания многослойной
мембраны не равно сумме давлений срабатывания отдельных
мембран (отдельных слоев). Если две мембраны с характери-
стиками 1 и 2 (см. рис. 3.13,6) установлены совместно в пакете
и представляют собой одну двухслойную мембрану, то они де-
85
формируются совместно и, следовательно, всегда имеют купол
одинакового объема V.
В соответствии с этим характеристику двухслойной мем-
браны следует строить, задаваясь текущими значениями V и
определяя соответствующие им значения Р' как сумму отрез-
ков Р'1 и Р'2. Построенная таким образом характеристика
двухслойной мембраны показана на рис. 3.13,6 штриховой ли-
нией. Абсцисса точки С двухслойной мембраны совпадает с
Vimax, т. е. ее предельная деформация совпадает с предельной
деформацией слоя с наименьшей величиной 6. На рис. 3.13, в
приведен пример характеристики трехслойной мембраны.
Из этого рисунка, в частности, можно видеть, что, несмотря на
то, что слой 3 имеет наибольшую прочность, его влияние на
давление срабатывания трехслойной мембраны весьма незна-
чительно, что объясняется большим различием пластических
свойств слоя 1, определяющего момент срабатывания трехслой-
ной мембраны, и слоя 3.
На рис. 3.13,г показан случай неправильного подбора сло-
ев. Разрыв слоя 1 в данном случае не приводит к срабатыва-
нию двухслойной мембраны; срабатывание произойдет в точке
С2, т. е. будет полностью определено характеристикой слоя 2.
Многослойные разрывные предохранительные мембраны
имеют ограниченное применение, однако они могут оказаться
весьма перспективными при мелкосерийном производстве мем-
бран на неспециализированных предприятиях для собственных
нужд, так как при этом создается возможность, располагая
небольшой номенклатурой металлопроката, изготавливать мем-
браны на различное давление срабатывания. Задача подбора
слоев многослойной мембраны наиболее просто решается, если
материал слоев одинаков или хотя бы имеет одинаковые зна-
чения относительного удлинения б при разрыве. В этом случае
давление срабатывания многослойной мембраны равно сумме
разрывных давлений отдельных слоев. Если же значения &
для слоев различны, то давление срабатывания мембраны нуж-
но определять графически построением характеристик каждо-
го слоя, как было описано выше.
Большой практический интерес представляет другой" край-
ний случай, когда влиянием одного из слоев можно пренебречь.
Типичным представителем таких многослойных мембран явля-
ется мембрана с прорезями. Обычно она состоит из собствен-
но мембраны с прорезями и герметизирующей подложки. Если
на рабочей поверхности мембраны, изготовленной даже из вы-
сокопластичного материала, нанести прорези, то ее деформи-
руемость сильно снижается и величина Утах уменьшается прак-
тически более чем на порядок. Поэтому, если в качестве гер-
метизирующей подложки используются полиэтиленовые, фторо-
пластовые пленки или другие пластичные малопрочные мате-
86
Рис. 3.14. Расчетные параметры разрывной мембраны с прорезями:
а — конструктивные размеры мембраны; б — зависимость Рс от d
риалы, их влиянием на давление срабатывания вполне можно
.пренебречь.
Как показывает опыт, число прорезей существенно не влия-
ет на стабильность характеристик мембран. Обычно делают
шесть, реже четыре или восемь прорезей, которые с обеих сто-
рон заканчиваются небольшими отверстиями диаметром X
(рис. 3.14,а), что значительно облегчает технологию нанесения
прорезей строго определенной длины и повышает стабильность
давления срабатывания мембран. Диаметр концевых отверстий
выбирается обычно Z<3 мм в зависимости от диаметра мем-
браны D, а ширину прорези выбирают минимальной, она обыч-
но составляет сс0,8 мм с таким расчетом, чтобы с<С%. Ширину
прорези определяют инструментом, которым ее выполняют.
Иногда прорезь делают остро заточенным зубилом. В этом слу-
чае ее ширина практически равна нулю.
Периферийные концевые отверстия располагают по окруж-
ности диаметром (2—4)2t, т. е. вблизи контура защем-
ления мембраны, а центральные отверстия по окружности диа-
метром d. Разрушение мембраны при срабатывании происхо-
дит по перемычке шириной Ь, которая при заданных числе про-
резей и диаметре концевых отверстий X определяется величи-
ной d. Как показывает опыт, давление срабатывания мембра-
ны линейно зависит от диаметра d, и поэтому он является тем
параметром, который наиболее удобно варьировать для получе-
ния требуемого давления срабатывания мембраны с прорезями.
Учитывая линейность зависимости Pc=f(d), запишем урав-
нение искомой прямой (рис. 3.14,6), проходящей через дветоч-
ки 1 и 2. Точка 1 имеет ординату Рс = 0, а абсцисса ее должна
соответствовать условию й = 0, т. е. nd^rik, откуда d = n\!a,
87
где п — число прорезей. Точка 2 соответствует максимальному
давлению срабатывания Рстах мембраны с прорезями, когда ве-
личина d достигает максимального значения. Очевидно, что
абсцисса точки 2 соответствует d = Dl\ величину Рс max» как ПО“
называет эксперимент, можно определить по формуле, анало-
гичной уравнению (3.4), т. е.
р . 8Д0овр 1 f У1 + 6 — 1
' с max =* A q I/ 1 + 6 ’
где А — опытный коэффициент, учитывающий ослабление купола мемораны
и концентрацию напряжений в материале, обусловленные сквозными отвер-
стиями на ее рабочей поверхности; рекомендуется принимать 0,5—0,6.
Прямая, проходящая через точки 1 и 2, описывается урав-
нением
8 ЛДодвр (d - пХ/я) ]/ У1~+~б — 1
DfDi-nX/n) V 1 + S " (d’lu'
Чтобы мембраны с прорезями имели более стабильное дав-
ление срабатывания, величина d должна быть по возможности
в середине участка прямой между точками / и 2 (рис.3.14,б).
Для этого толщину металлопроката следует выбирать из стан-
дартного ряда, выполняя условие:
/ ГТб
PCD (яР! — nX) f / ----
______________Iх У ' + 6 — 1 д
8A?Q<rBp (0,15л£>1—гаХ) °"~
PCD (nDi — nX)
вД/С/Твр (О.бпР! — пХ)
Диаметр окружности расположения центральных концевых
отверстий должен определяться из условия получения требуе-
мого давления срабатывания мембраны при температуре t по
формуле
nX PCD (D1—яХ/л) Г 1+6 .
л + 8Л^Д0авр |/ упрё-i •
Чтобы герметизирующая подложка не оказывала влияния
на работу мембраны, ее толщину Ai необходимо выбирать, ис-
ходя из двух условий: подложка не должна разрушаться на от-
верстиях диаметром X, но должна разрушаться на отверстии
диаметром £>. Эти условия можно выразить следующими эмпи-
рическими неравенствами:
для полиэтиленовой и фторопластовой пленки
0,1 РеХ < Д1 < 0,01 PeD;
88
для свинца
0.125РД < Д1 < 0,0067PcD;
для алюминия
0,05РсХ < Д1 < 0,0025Рс£>.
Здесь Рс должно иметь размерность в МПа, а X, D и Ai —
в мм.
Материал герметизирующей подложки для мембран с про-
резями выбирают в зависимости от коррозионной среды, тем-
пературы и давления в месте установки. Кроме того, материал
герметизирующей подложки должен иметь относительное удли-
нение при разрыве не ниже, чем материал мембраны с проре-
зями. Рекомендуемые материалы для герметизирующей под-
ложки с учетом максимальных рабочих температуры и давле-
ния приведены в табл. 3.4.
Пример 1. Рассчитать разрывную мембрану из никеля диаметром
80 мм на давление срабатывания 0,11 МПа при 150 °C.
Решение. Для тонколистового проката никеля в мягком отожженном со-
стоянии по ГОСТ 2170—73 можно принять овр=400 МН/м2, 6=0,35. Темпера-
турный коэффициент /0=0,89 находим по графику на рис. 3.11. Толщину за-
готовки для мембраны на заданные условия найдем по формуле (3.5):
0,11-80 ,/•-----------.
До = „ А------17 V (1 + 0,35)/(Т/1 н- 0,35 - 1) = 0,009 мм.
° 8-0,89-400 ’ v
Никелевый прокат столь малой толщины промышленностью не выпускает-
ся (см., например, табл. 3.3). Поэтому для заданных условий целесообразно
принимать мембрану с прорезями.
Принимая число прорезей п=6, диаметр концевых отверстий Х=2,5 мм,
коэффициент А=0,55.
Диаметр расположения периферийных концевых отверстий —4Z =
=80-4-2,5=70 мм.
Толщина проката для мембраны должна удовлетворять условию (3.11)
0,11-80 (3,14-70 -6-2,5) V (1 + 0,35)/(~|/Г+0Т35- 1)
8-0,55-0,89-400-(0,15-3,14-70 -6-2,5)
> д 0,11 -80 (3,14-70 — 6-2,5) V( 1 + 0,35)/(уТ+~Щ35- 1)
8;0,55-0,89-400-(0,6-3,14-70— 6-2,5)
Это соотношение дает 0,18>Д0>0,028.
Из сортамента никелевого тонколистового проката (см. табл. 3.3), выбираем
До=0,07 мм.
Диаметр окружности расположения центральных отверстий находим по
формуле (3.12):
, 6-2,5 , 0,11-80 (70- 6-2,5/3,14) ,/ 1-4-0,35
d~,3,14 + 8-0,55-0,89-0,07-400 1/ -|Л",П,- - = 20 мм.
г у * “Т" — 1
В качестве герметизирующей подложки принимаем пленку из фторопла-
ста-4. Для выбора ее толщины воспользуемся соотношением
(0,11 • 2,5) /10 <Д i < (0,11 • 80) /100,
которое дает 0,0275<Д1 <0,06. Принимаем Д1=0,05 мм.
89
Рекомендуемые марки и сортамент материалов для изготовления
герметизирующей подложки
ТАБЛИЦА 3.4.
Материал гост Толщина, мм Ширина, мм Максималь- ная рабочая температура, 0°С
на материал на сортамент
Рабочее давление до 0,8 МПа
Пленка фторопластовая: 0,020—0,100 200
Ф-4ЭО 10007—72 12508-^-76 90
Ф-4ЭН 10007—72 12508—76 0,020—0,150 90 200
Пленка фторопластовая кон- денсаторная Ф-4 Пленка фторопластовая: 1007—72 19525—74 0,005—0,040 120 200
Ф-4МБ 6—05—1873—79» П-238—70* П-301—71* 0,030—0,040 0,030—0,050 0,050; 100 0,070; 150 150 150
Ф-4МБ2 6- 05- 041—344— 72* 6-05-041-359—72* 0,010-0,015 0,030 0,020; 90; 140 180; 240 150
Фольга алюминиевая АД1М, АДМ, АДОМ 4784—75 Pat. 618—73 Зочее давление 0,6- 0,005—0,011 -1,0 МПа 10—100 350
Пленка фторопластовая: 0,100 950 150
Ф-4МБ 6—04—1873—79* П-299—71*
Ф-ЗМ 308—71* 6-05-041-353—72* 0,050—0,120 150—550 120
Пленка полиэтиленовая ма- рок А и Б 16338—70 10354—73 0,030—0,200 600 60
Фольга алюминиевая А7М, А6М, А5М, АОМ 11069—74 Pat 618—73 'очее давление 1,0— 0,012; 0,014; 0,016; 0,018; 0,020; 0,025; 0,030; 0,035; 0,040; 0,045; 0,050; 0,060; 0,070; 0,080 1,6 МПа 10—960 350
Фольга алюминиевая А7М, 1 ДАМ ARM АПМ 11069—74 | 618—73 | 0,100; 0,150; 0,180 1 0,200 | 204-960 1 350
Пример 2. Рассчитать толщину разрывной мембраны из мягкой нержа-
веющей стали 12Х18Н10Т прямоугольного сечения с размерами сторон ЮОх
><250 мм на давление срабатывания 1,2 МПа при 20°C.
Решение. Из табл. 3.3 находим <твр=540 МН/м2, 6=0,4. По формуле (3.8)
находим стрелу прогиба мембраны перед разрывом
. УЗ 1002 + 2502 V 1002 + 2502
h = у у (-------------------I + 1002-2502-0,4 —---у---- =24,9 мм.
Из формулы (3.9) выразим толщину проката
1,2
До =----------2------i-------------i-----Г" =0,12 мм.
8•24,9•540 (---------+--------------I
\4-24,92 + 1002 4-24-92 + 2502/
Расчет ломающихся и срезных мембран. На практике встре-
чаются два вида ломающихся мембран, расчетные схемы кото-
рых существенно различаются. В первом случае (см. рис. 3.4, а)
рабочая часть мембраны толщиной Д выполнена как одно це-
лое с ее жестким кольцом для зажима, во втором (см.
рис. 3.4, б) мембрана 7 свободно вставлена в соответствующую
выточку в кольце 4, а для герметизации устройства применена
тонкая малопрочная пленка 5. По схеме на рис. 3.4, а изготав-
ливают обычно мембраны из чугуна. Другие, более хрупкие
материалы, такие как стекло и графит, очень чувствительны
даже к малейшим несовершенствам зажима, и мембраны из
них при небольших перекосах или неравномерной затяжке кре-
пежных шпилек могут выйти из строя уже во время установки.
Для таких материалов более предпочтительна установка по
схеме на рис. 3.4,6.
При расчете мембрану (рис. 3.4, а) можно рассматривать
как круглую пластину, жестко защемленную по контуру. Если
материал является настолько хрупким, что прогиб мембраны,
предшествующий ее разрушению, можно считать малым по
сравнению с толщиной рабочей части Д, то при расчете таких
мембран можно пользоваться формулой
Д=(О/4) 1/ЗРс/<тВр. (3.13)
Наибольшие растягивающие напряжения при этом возника-
ют по контуру защемления на поверхности, обращенной в сто-
рону давления (внутрь защищаемого аппарата), и поэтому раз-
рушение мембраны происходит по окружности защемления.
Мембрану на рис. 3.4,6 можно рассматривать как пластину,
свободно опирающуюся на контур. В этом случае наибольшие
растягивающие напряжения возникают в центре мембраны на
поверхности, не воспринимающей давление в защищаемом ап-
парате. Толщину такой мембраны можно определить по фор-
муле
Д = (D/4) У(ЗРс/2аВр) (З + р.), (3.13а)
91
где ц — коэффициент Пуассона; для большинства хрупких материалов, при-
меняемых для изготовления ломающихся мембран, он составляет 0,2—0,3.
Расчет срезных мембран. Расчетная схема срезных мембран
предельно проста. Чтобы мембраны (см. рис. 3.5) работали на
чистый срез, необходимо соблюдать два основных условия:
кромки зажимного кольца, к которому мембрана прижима-
ется давлением среды, по диаметру D должны быть достаточ-
но острыми;
вся часть мембраны, воспринимающая давление среды,
должна быть достаточно жесткой, чтобы исключить влияние
ее изгиба на работу мембраны.
При этих условиях толщину мембраны в месте среза мож-
но определить по формуле
Д= (Д/4)(Рс/тср), (3.14)
где ТсР — предел прочности материала мембраны на срез.
Расчет хлопающих мембран. Хлопающая мембрана пред-
ставляет собой тонкостенную сферическую оболочку, нагру-
женную внешним давлением; ее расчет базируется на теории
устойчивости пологих сферических оболочек, деформации кото-
рых описываются дифференциальными уравнениями, решае-
мыми на ЭВМ. Для практических инженерных расчетов устой-
чивости тонкостенных оболочек можно рекомендовать следую-
щее простое приближенное уравнение:
Ркр = Л£(Д’/Л2),
где РКр — критическое внешнее давление, определяющее предел устойчивости
оболочки; R — радиус кривизны оболочки; Е — модуль упругости материала
оболочки; К — опытный коэффициент.
Величина опытного коэффициента зависит от способа за-
щемления оболочки по контуру.
Для создания наиболее благоприятных условий разрушения
хлопающей мембраны после потери устойчивости купола ради-
ус кривизны R должен быть минимальным. В случае изготов-
ления мембраны методом свободного выпучивания купола дав-
лением жидкости или газа, который в дальнейшем будет опи-
сан более подробно, предел уменьшения R ограничивается в
основном пластичностью материала мембраны. Для мембран
с коническим защемлением (рис. 3.15, а) минимальный радиус
можно найти по формуле:
Rmln = 2Э/2 COS фгп!п.
Если мембраны изготавливают из таких пластичных мате-
риалов, как алюминий, никель, нержавеющая сталь, латунь и
монель, то угол <pmin может быть принят в пределах 45—50°.
Для мембран с плоским защемлением (см. рис. 3.15,6) пре-
дел свободного выпучивания купола принято характеризовать
92
Рис. 3.15. Расчетные схемы хлопающих мембран:
д —с коническим зажимом; б — с плоским зажимом
предельным отношением высоты купола Н к диаметру защем-
ления D; для указанных выше материалов (///£)) тах~ 0,2.
С учетом этих соотношений для расчета толщины металлопро-
ката До можно рекомендовать формулу
До = О.ЗЗоУРс/К^. (3.15)
Эта формула справедлива, если материал мембраны вплоть
до момента потери устойчивости купола (до срабатывания мем-
браны) работает в области упругих деформаций, т. е. когда
Рс < К^Е/Кл.
Если же
Рс > К22£/К,,
то на некоторых участках купола, в частности, вблизи кромки
защемления наблюдаются пластические деформации материа-
ла, и для расчета хлопающих мембран рекомендуется следую-
щая эмпирическая формула:
До = 0,850 (Рс/К2£). (3.16)
Значения опытных коэффициентов К\ и Ki, а также модуля
упругости Е и предельно допустимых температур для мембран
из различных материалов приведены в табл. 3.5.
ТАБЛИЦА 3 5.
Значения опытных констант для хлопающих мембран
из различных материалов
Материал Тип уплот- нения Ki Е. МПа Максималь- ная рабочая температу- ра, °C
Алюминий Плоский 0,30 1,4-IO'3 0,7-10» 100
Конический 0,40 1,6-Ю-з 0,7-10» 100
Никель Плоский 0,40 2,7-10-з 2,1-10» 300
Конический 0,48 3,210-» 2,1-10» 300
Нержавею- Плоский 0,40 3,5-10-з 2,1-10» 450
щая сталь Конический 0,45 4,2-10-з 2,1-10» 450
93
До указанных в табл. 3.5 значений температура не оказы-
вает существенного влияния на давление срабатывания хлопаю-
щих мембран, поэтому вводить какие-либо температурные по-
правочные коэффициенты в расчет не требуется.
Хлопающие мембраны, как и разрывные, изготавливают из
серийно выпускаемого тонколистового металлопроката, поэто-
му найденную из расчета величину До приходится округлять до
ближайшей из стандартного ряда (см. табл. 3.3). Чтобы при
этом сохранить неизменным давление срабатывания мембраны
допускается в некоторых пределах изменять степень ее выпу-
чивания, т. е. высоту Н. Варьируя величину Н, можно в очень
широких пределах изменять давление срабатывания хлопаю-
щих мембран, изготовленных из одного и того же проката.
В этом состоит одно из преимуществ мембран этого типа по
сравнению, например, с разрывными. Однако эту возможность
варьирования высоты купола И в значительной мере ограничи-
вает условие саморазрушения хлопающей мембраны. Дело в
том, что потеря устойчивости купола сама по себе еще не озна-
чает срабатывания мембраны. Для этого еще необходимо, что-
бы произошло разрушение материала мембраны: разрыв или
разрезание на ножках.
Основные закономерности явления разрушения хлопающих
мембран и его зависимость от величины Н удобно рассмотреть,
пользуясь' характеристикой мембраны в координатах Р—V;
.причем следует иметь в виду, что величины Н и V функцио-
нально связаны между собой.
Экспериментально снять характеристику хлопающей мем-
браны, нагружая ее давлением газа, невозможно, поэтому для
этих целей в качестве рабочего тела рекомендуется использо-
вать жидкости. Примерный вид построенной таким образом
характеристики мембраны показан на рис. 3.16, а. Участок ОС
Рис. 3.16. Характеристики хлопающих мембран:
а — теоретическая; б — экспериментальные характеристики никелевых мембран диамет-
ром 100 мм и толщиной 0,12 мм:
1 _ Н = 0; 2 —/7 = 12 мм; 3 — // = 18 мм; 4 — Н =24 ми
94
описывает процесс нагружения мембраны до момента потери
устойчивости купола, т. е. до срабатывания мембраны в точ-
ке С. Участок СА описывает переход оболочки из предельно
устойчивого состояния к началу выворачивания. Участки АВ,
а затем BD характеризуют процесс полного выворачивания
оболочки вплоть до образования сферического купола обрат-
ной кривизны. На участке DE мембрана работает как разрыв-
ная до полного разрушения в точке Е. Заштрихованная пло-
щадь под характеристикой, как и в случае разрывных мембран,
представляет собой работу на деформацию и разрушение хло-
пающей мембраны.
Реальные условия работы хлопающей мембраны отличают-
ся аг условий их испытания на гидравлической установке тем,
что рабочим телом является газ, и объем защищаемого сосуда
значительно превышает изменение объема купола мембраны
при его выворачивании. Это приводит к тому, что по достиже-
нии критического давления в точке С в момент срабатывания
мембраны давление в сосуде не падает до значения Рь а ос-
тается постоянным; мембрана же скачкообразно с хлопком пе-
реходит из состояния С в состояние С' по прямой СС'. При этом
вследствие разности движущих сил и сил сопротивления мем-
браны процесс выворачивания купола происходит с ускорени-
ем, и в точке С' наблюдается максимум скорости перемещения
материала мембраны.
Если процесс рассматривать идеализированно, т. е. пренеб-
речь сопротивлением воздуха, разогревом металла и другими
второстепенными факторами, то можно считать, что на ускоре-
ние процесса деформации расходуется энергия, эквивалентная
площади фигуры САВС'С. Торможение оболочки, начинающее-
ся после точки С', может происходить только за счет напряже-
ний в материале оболочки, которые вызовут его деформацию.
В первом приближении можно считать, что этот процесс будет
описываться кривой C'DE, хотя подъем этой кривой обуслов-
лен не увеличением давления под мембраной, а пластическими
деформациями, обусловленными резким торможением оболоч-
ки, а площадь фигуры C'DEC"C' описывает работу сил тор-
можения.
По закону сохранения энергии работа на торможение обо-
лочки должна быть равна работе на ее разгон. Отсюда выте-
кает практически важный вывод: если площадь фигуры
C'DEC"C' меньше площади фигуры САВС'С, то хлопающая
мембрана с такой характеристикой после срабатывания при
давлении Рс разрушается сама без применения каких-либо спе-
циальных приспособлений; если же площадь C'DEC'C' боль-
ше площади САВС'С, то такая мембрана после потери устойчи-
вости при давлении Рс, вывернется в обратную сторону и оста-
нется целой, т. е. не обеспечит защиты оборудования, так как
95
разрыв такой мембраны может наступить только при давлении
Ре^>Рс, которое может значительно превышать прочность за-
щищаемого аппарата.
На рис. 3.16,6 в качестве примера приведены три характе-
ристики мембран диаметром 100 мм из никеля толщиной
0,12 мм. Мембрана 1 имеет Н = 0, т. е. является не хлопающей,
а разрывной; мембрана 2 имеет купол высотой 12 мм, а мем-
брана 4— 24 мм. Мембраны изготовлены методом пневматиче-
ского свободного выпучивания купола из плоской заготовки.
Приведенные характеристики наглядно показывают различие
между мембранами, отличающимися только высотой купола.
Мембрана 4 имеет почти предельный купол, обладает наиболее
высоким давлением срабатывания и после срабатывания сама
разрушается, в то время как для разрушения мембран 2 и 3
необходимы специальные разрезные ножи. Однако и для раз-
резания хлопающей мембраны на ножах тоже требуется значи-
тельная энергия. Поэтому существуют предельно низкие дав-
ления срабатывания хлопающих мембран, ниже которых энер-
гии хлопка не хватает на то, чтобы мембрану разрезать.
В частности, для мембран, изготовленных из отечественного
проката (см. табл. 3.3) свободной вытяжкой заготовки при уп-
лотнении ее по плоской поверхности и предназначенных для
разрезания зубчатым ножом (см. рис. 3.3,а), предельно низ-
кие давления срабатывания составляют 0,02 МПа для алюми-
ниевых 0,03 МПа для никелевых и 0,06 МПа для стальных
мембран.
Как показывают формулы (3.15) и (3.16), из всех механиче-
ских характеристик материала только модуль упругости Е ока-
зывает влияние на давление срабатывания хлопающей мембра-
ны. Для большинства металлов эта величина является наибо-
лее стабильной. Следовательно, в отличие от разрывных, раз-
брос давления срабатывания хлопающих мембран определя-
ется в основном не разбросом механических характеристик ма-
териалов, а непостоянством формы купола. Поэтому можно
считать, что совершенствуя форму купола, можно достичь су-
щественного повышения точности срабатывания мембран этого
типа. Если же купол получается методом свободного выпучи-
вания, как это в основном и делается в настоящее время, то
неоднородности механических свойств материала как раз и
сказываются на форме купола и таким образом косвенно влия-
ют на нестабильность давления срабатывания мембран. Поэто-
му можно считать, что свободное выпучивание — это простей-
ший, но не самый лучший способ изготовления хлопающих
мембран.
Между тем, поскольку совершенство формы купола опреде-
ляющим образом влияет на стабильность давления срабатыва-
ния хлопающих мембран, это означает их большую чувстви-
96
тельность даже к незначительным повреждениям купола,
в частности к вмятинам на нем. Хлопающие мембраны с таки-
ми повреждениями к эксплуатации непригодны.
Пример 3. Рассчитать толщину никелевого проката для изготовления
хлопающей мембраны диаметром 125 мм на давление срабатывания 0,087 МПа.
Решение. Предположим, что в соответствии с конструктивными особен-
ностями выбрано устройство с плоским уплотнением мембраны (см. рис. 3.3, а).
Условие
X?£7Ki = (2,7-10~3)2-2,1-105/0,4 = 3,8 > Ре
указывает на то, что для расчетов необходимо пользоваться формулой (3.15):
1 / 0,087
5^ = 0,85-125 у ~п л п i ins' => 0,108 мм.
F V |*i j 1 * 1
Округляем до Д0=0,1 мм.
Пр и м е р 4. Рассчитать толщину алюминиевого проката для изготовле-
ния хлопающей мембраны с коническим зажимом диаметром 80 мм на давле-
ние срабатывания 0,50 МПа.
Решение. Условие
К22Е/К,= (1,6-10“*)2-0,7-105/0,4 = 0,448 < Рс
указывает на необходимость использования формулы (3.16)
До = 0,85-80(0,5/1,6-10-3-0,7-105) = 0,303 мм.
Принимаем До=0,3 мм.
3.1.3. Динамика срабатывания предохранительных мембран
Для решения вопроса о возможности применения предохрани-
тельной мембраны в качестве устройств взрывозащиты обору-
дования часто бывает необходимо знать время, в течение кото-
рого происходит полное раскрытие сбросного отверстия. Умно-
жая это время на скорость нарастания давления в аппарате в
аварийной ситуации, можно оценить возможное превышение
давления, обусловленное инерционностью мембран. Кроме того,
эксперименты показывают, что и само давление срабатывания
мембран в некоторых случаях тоже может зависеть от скоро-
сти нарастания давления.
Расчет времени срабатывания разрывных мембран. Опыты
показывают, что разрыв мембран всегда начинается в центре.
Это можно наблюдать, разрушая мембрану не под давлением
газа, а используя жидкость, причем, когда объем плоскости
перед мембраной мал. При этом вследствие несжимаемости
жидкости разрыв мембраны не сопровождается ее полным рас-
крытием, а наблюдается лишь небольшой разрыв в центре. При
разрушении мембраны давлением газа можно видеть, что ее
куски неправильной формы не отрываются в месте защемления,
а отгибаются по направлению потока газа. Иногда происходит
и полный отрыв некоторых осколков в центральной части мем-
7—566 97
Рис. 3.17. Расчетная схема для определения времени раскрытия разрывных,
мембран:
а — вид мембраны в процессе ее раскрытия; б — форма сектора оболочки мембраны
браны, но тем не менее отрыв по контуру защемления не про-
исходит. Такие отрывы могут происходить, если внутренняя
кромка верхнего зажимного кольца выполнена острой. Однако
для разрывной мембраны это не допускается, и указанная
кромка должна скругляться радиусом, величина которого уста-
навливается именно из условия, чтобы мембрана в этом месте
не срезалась [14], так как это отрицательно сказывается на
стабильности давления срабатывания.
Расчетная схема для определения времени раскрытия про-
ходного сечения разрывных предохранительных мембран пока-
зана на рис. 3.17. Процесс разрыва мембраны здесь идеализи-
рован тем, что оболочка разделена на правильные, близкие к
треугольнику секторы, а движение каждого из них мы будем
рассматривать как поворот вокруг основания h. Причем высо-
та треугольника равна D/2, а толщина равномерна по всей пло-
щади и равна До.
Если пренебречь силами сопротивления повороту сектора,
то его движение под действием перепада давлений Рс будет
описываться уравнением:
М =
где М — момент сил от давления воздуха, поворачивающий треугольный сек-
тор вокруг основания Л; /— момент инерции сектора относительно основа-
ния Л; со — текущее значение угла поворота сектора.
Исходя из понятия момента инерции тела, для рассматри-
ваемого сектора можно записать:
0/2 D/2
С С ( 2Й \ ЛД,р£>3
/ = j у\а dxpx2 = J ( Л — — хJ рД0х2 dx = —,
о о
где р— плотность материала мембраны.
Вращающий момент
0/2 0/2
Г ’ С ( 2h \ hPcD2
М = \ у dxPcx = ) I h — — х I Рсх dx =———
в о
98
'Тогда уравнение движения сектора примет вид:
d^ldt* = 4Рс/£)Д0р.
После интегрирования получим
= (2Рс/ОрД0) Р + С + С2.
Для выяснения значений и физического смысла постоянных
интегрирования и С2 рассмотрим состояние оболочки в мо-
мент начала разрыва, т. е. при t = 0. В этот момент угол может
быть принят равным
«о = С2 = arctg (2/7/D) « 2HD,
где И — высота купола мембраны перед разрывом, т. е. постоянная С2 пред-
ставляет собой угол со0 в момент разрыва мембраны.
Для определения С] рассмотрим первую производную
das/dt — (4PJDp&0)t + Ct
в момент / = 0. При этом получим (daldt)t=o = Ci, т. е. Ci — это
скорость перемещения оболочки в момент разрыва мембраны.
Поскольку при статическом или «не слишком быстром» нагру-
жении плоской мембраны скорость ее выпучивания обычно не-
соизмеримо мала по сравнению со скоростью раскрытия мем-
браны после разрыва, можно принять Ci = 0. Для предвари-
тельно выпученной мембраны это утверждение является спра-
ведливым и при весьма больших скоростях нагружения.
Подставляя значения постоянных интегрирования, получим
уравнение динамики раскрытия разрывной мембраны;
ш = 2H/D + (2Рс//)рДо) Р. (3.17)
Для определения времени тр полного раскрытия сбросного
отверстия разрывной мембраны необходимо принять сотах=л/2,
тогда
= у У(лО-4Я)рД0/Рс . (3.18)
Идеализация рассмотренного механизма раскрытия мембра-
ны состояла, главным образом, в пренебрежении силами сопро-
тивления повороту секторов. Эти силы сопротивления склады-
ваются не только из сопротивления воздуха и сопротивления
изгибу сектора в месте защемления, которые действительно пре-
небрежимо малы. Значительно более существенными оказыва-
ются силы на разрыв оболочки мембраны на отдельные секто-
ры. Предположили, что в самый начальный момент срабатыва-
ния мембраны на ней сразу же образуется серия радиальных
трещин от вершины до защемления (см. рис. 3.17,а), а затем
начинается поворот отдельных секторов. В действительности
же в начальный момент происходит разрыв оболочки в центре,
-как наиболее слабом участке, а затем одновременно происхо-
7* 99
дит процесс распространения начальных трещин от центра ж
защемлению и поворот секторов. Влияние сил сопротивления
разрыву оболочки на полное время раскрытия мембраны ока-
зывается весьма существенным и может быть учтено опытным
коэффициентом, примерно равным 1,8—1,85.
Высота купола Н мембран составляет около 25% от рабоче-
го диаметра. Тогда можно приближенно записать:
Тр яв 1,35УРрДв/Рс. (3.19)1
Сказанное относительно влияния сил сопротивления разры-
ву оболочки не относится к разрывным мембранам с прорезя-
ми, так как их рабочая поверхность уже разрезана на секторы,
поэтому для них в полной мере справедлива формула (3.18).
Высота же купола мембран с прорезями перед разрывом обыч-
но не превышает 10% от рабочего диаметра.
Поскольку разрывные предохранительные мембраны явля-
ются одним из самых быстродействующих средств защиты, при-
веденный расчет по существу позволяет определить предел эф-
фективного применения взрывозащитных устройств, работаю-
щих по принципу сброса давления взрыва.
Расчет времени срабатывания хлопающих мембран. Про-
цесс срабатывания хлопающей мембраны удобно рассматри-
вать состоящим из двух стадий: выворачивание оболочки до-
момента ее разрушения и раскрытие сбросного отверстия пос-
ле разрыва или разрезания оболочки.
На рис. 3.18 показаны два типичных случая выворачивания
хлопающих мембран. Вид а схематически изображает после-
довательность стадий выворачивания от положения 1, харак-
теризующего момент образования начальной вмятины, до поло-
жения 4, характеризующего конец выворачивания и являюще-
гося зеркальным отображением начального положения мембра-
ны; на видах бив представлены фотоснимки соответственно
промежуточной стадии выворачивания и его конца.
Рассматривая характер движения оболочки и имея в виду,,
что оно происходит с большим ускорением, а в конце вывора-
чивания происходит почти мгновенное торможение, легко по-
нять, что наибольшая нагрузка (наибольший рывок) в конце
выворачивания приходится на точку М, т. е. на ту часть кром-
ки защемления оболочки, которая диаметрально противополож-
на месту образования начальной вмятины. Это подтверждается
опытом: разрыв оболочки происходит именно в этом месте; это
же можно видеть на фотографии в.
Принципиально отличный от описанного процесс выворачи-
вания показан на схеме г. В данном случае происходит потеря
устойчивости не сферического купола, а переходного участка
у кромки защемления, что определяет и весь дальнейший про-
цесс выворачивания от положения 1 до положения 4. Фотогра-
мм
Рис. 3.18. Стадии выворачивания хлопающих мембран
фии д и е иллюстрируют соответственно некоторое промежуточ-
ное и конечное положение оболочки. Рассматривая характер
движения оболочки по схеме г, можно заметить, что первона-
чально в движение вовлекается сразу вся оболочка, а затем по
мере выворачивания, начиная с области потери устойчивости,
все большая часть оболочки останавливается. Наибольшую ско-
рость, а затем и наибольший рывок, получает оболочка в райо-
не точки Af; здесь, как показывает опыт и фотография е, про-
исходят значительные деформации растяжения, искажающие
симметричность формы вывернутого купола, и здесь обычно
начинается разрыв оболочки.
По схеме г выворачиваются обычно только толстостенные
мембраны с относительно высоким давлением срабатывания,
т. е. те, для расчета которых справедлива формула (3.16) <
В остальных случаях, т. е. подавляющее большинство встре-
чающихся в практике хлопающих мембран выворачиваются по
схеме а, причем в некоторых случаях (значительно реже) на-
чальная вмятина образуется не у кромки защемления, а в цент-
ральной части купола. Однако, как показывает опыт, как бы
ни происходило выворачивание купола, полное время вывора-
чивания от этого практически не зависит. Это можно объяс-
нить тем, что и движущие силы, и полный путь оболочки при
ее выворачивании практически во всех случаях одинаковы,
к тому же выворачивание по схеме г можно считать «обратным»
101
зуемся идеализированной
Рис. 3.19. Схема выворачивания хлопающей
мембраны
по отношению к схеме а, суммар-
ный же эффект при этом, естест-
венно, должен быть неизменным.
Для составления уравнения,
описывающего динамику процесса
выворачивания оболочки, восполь-
схемой на рис. 3.19. В текущий мо-
мент времени t оболочка, потеряв устойчивость, деформируется
под действием внешнего давления. Вершина купола перемеща-
ется на величину х, движение совершает только часть купола
диаметром d, а остальная часть находится в покое. На учас-
ток диаметром d действует сила
F = P(nd2/4),
где Р=РС — Pi — разность между давлением срабатывания мембраны и давле-
нием, затрачиваемым на выворачивание купола после начала деформации (см.
характеристику хлопающей мембраны рис. 3.16, а).
Эта сила уравновешивается силой, придающей ускорение
движущемуся элементу; сопротивлением воздуха и силой, во-
влекающей новые части мембраны в движение из неподвижной
части оболочки.
Рассмотрим эти силы. В текущий момент времени в движе-
нии участвует масса:
т — (nd2/4)A0p.
На ускорение этой массы затрачивается сила
Fi = m(dxldP) = (nd2/4)Aop(d2x/d/2).
Сопротивление воздуха пропорционально квадрату скоро-
сти движения и выражается как
F2= (nd3/4)pa(dxfdt)\
где рв — плотность воздуха.
При перемещении элемента на бесконечно малую величину
dx в движение вовлекается масса в объеме кольца шириной dl.
Эта масса из состояния покоя за время dt приобретает скорость
v = dx/di, и поэтому ей сообщается ускорение
(о — v0)/dt = (dx/dt — Q)fdt = dx^dt)3,
-где uo=0 — начальная скорость элементарной массы.
Такое ускорение сообщается массе
mi = dptbOdl.
Для dl можно записать приближенно dl« (D/4H)dx, тогда
' да, = (ndDAop/4ff)dx,
,102
и сила, затрачиваемая на вовлечение в движение покоящихся
масс,
Дз = rn,a = (лсЮД0р/4Я) (dxldty.
Тогда условие равновесия сил Fi+Fz+Fz=F можно записать
в виде
dtxldt? + (рв/АоР + DIHd) (dx/dt)2 = Р/Дор. (3.20)
Величина d является переменной и может быть выражена в
функции х
d = ~[/[(D2— 4Н2}/2Н]х — х2 .
Численно решая дифференциальное уравнение (3.20), можно
получить закон перемещения вмятины купола мембраны во вре-
мени вплоть до полного его выворачивания. Однако, чтобы по-
лучить эту зависимость хотя и приближенно, но в явном виде,
можно упрощенно принять
dxD/2 = const,
и. тогда с учетом начальных условий 1 = 0, х = 0 решение урав-
нения (3.20) можно представить в виде:
, _ -»**_ сЬ Г 1/-Д. f-fa + Л) ,1. (3 21)
Ярв+2Д0р LV рД0\рДв ' Н) J 1 ’
Уравнение (3.21) полностью описывает динамику процесса
выворачивания купола хлопающей мембраны. Из него, в част-
ности, можно определить время тв, необходимое для полного
выворачивания оболочки. Для этого достаточно подставить х =
= 2/7 и выразить
РЛ« , (2Нрв
тв =»---г Аг сп ехр ----—|- 4
На практике обычно 2//рв/рД0<с4 и 2рД0//7^>рв, поэтому выра-
жение для тв можно значительно упростить, пренебрегая малы-
ми величинами
тв «2 У 2//рД0/Р.
Практика показывает, что Р«0,85Рс. Тогда с учетом того, что
для большинства пластичных металлов, применяемых для изго-
товления хлопающих мембран, 77—0,25/), получим
тв « l,55VDpA0/Pc. (3.22)
Полное время срабатывания хлопающей мембраны включает
время на выворачивание купола и время раскрытия сбросно-
103-
го отверстия после разрезания ножами, определяемое форму-
лой (3.19):
Тщах — Тв + тр « 2,9 У£)рД0/Рс.
(3.23)
Это выражение можно использовать в качестве основной
расчетной формулы для определения максимального времени
срабатывания хлопающих мембран. Независимо от того, разру-
шается ли мембрана сама после выворачивания купола или
для этого используются разрезные ножи, действительное вре-
мя срабатывания может быть не больше найденного по форму-
ле (3.23), так как она по существу описывает предельный слу-
чай, когда после выворачивания оболочка полностью останав-
ливается, а затем следует ее разрушение и раскрытие проход-
ного сечения. Это условие было принято при выводе расчетной
формулы для тр и выразилось пренебрежением постоянной Ci.
В действительности, хотя в конце выворачивания и проис-
ходит сильное торможение оболочки, в момент разрыва (или
разрезания) она все-таки имеет некоторую начальную скорость,
определить которую трудно, а для многих практических целей
и не требуется, поскольку достаточно знать максимально воз-
можное время срабатывания мембраны по формуле (3.23).
Пример 5. Определить время срабатывания разрывной мембраны из
алюминия с рабочим диаметром 600 мм и давлением срабатывания 0,15 МПа.
Решение. Толщину алюминиевого проката определим по формуле (3.5),
приняв по табл. 3.3 аар=30 МПа, 6=0,25, К;=1:
Время срабатывания разрывной мембраны определим по формуле (3.19)
с учетом того, что плотность алюминия р=2700 кг/м3:
тр = 1,35 У0,5-2700-0,00012/150000 = 0,0014 с.
П р и м е р 6. Определить время срабатывания хлопающей мембраны с пло-
ским зажимом из алюминия с рабочим диаметром 500 мм и давлением сраба-
тывания 0,06 МПа.
Решение. Условие
KJE/Ki = (1,4-10-»)2-0,7-105/0,3 = 0,457 МПа > Рс
указывает на необходимость использования формулы (3.15) для определения
толщины проката:
Де = 0,85-500уО.06/0,3-0,7-105 «0,7 мм.
Максимальное время срабатывания хлопающей мембраны определим по
формуле (3.23):
тт„ = 2.9У0,5-2700-0,0007/60000 = 0,0115 с.
1М
3.1.4. Зависимость давления срабатывания мембран
от скорости нарастания давления
Зависимость давления срабатывания разрывных мембран от
скорости повышения давления объясняется различием диаграм-
мы растяжения (зависимость между напряжением и деформа-
цией образца при одноосном растяжении) материала при раз-
личных скоростях нагружения. В частности, при большой ско-
рости нагружения пределы текучести и пределы прочности ма-
териала увеличиваются.
Существенное различие поведения металла при статическом
и динамическом нагружении подтверждается многочисленными
экспериментами. Однако объяснение поведения мембран при
повышенных скоростях нагружения только различием диаграмм
динамического растяжения материала представляется недоста-
точным. Эксперименты показывают, что если на плоскую мем-
брану воздействует ударная волна, то мембрана приобретает
не сферический купол, как при статическом нагружении,
а близкий к коническому. Кроме того, экспериментально и тео-
ретически доказано, что при относительно быстром нагружении
плоской мембраны к моменту разрушения температура мате-
риала повышается на несколько десятков градусов.
Это объясняется тем, что почти вся работа на деформацию
металла переходит в тепловую энергию, а выравнивание тем-
пературы мембраны с окружающей средой за столь малый про-
межуток времени не происходит. Какое влияние такой нагрев
может оказать на давление срабатывания, видно из графиков
на рис. 3.11. Для разрывных мембран с предварительно выпу-
ченным сферическим куполом эффектом саморазогрева мате-
риала можно пренебречь, поскольку их разрыву предшествуют
весьма незначительные пластические деформации.
Таким образом, при динамическом нагружении мембраны
играет роль ряд факторов, влияние которых неоднозначно. По-
этому имеющиеся в литературе некоторые экспериментальные
данные по этому вопросу следует рассматривать как частные
случаи. К тому же методики описанных в литературе экспери-
ментов не позволяют отделить в «чистом виде» эффект увели-
чения давления срабатывания мембраны, обусловленный дина-
микой ее нагружения, от роста давления уже в процессе рас-
крытия сбросного отверстия, т. е. обусловленного конечным
временем срабатывания мембраны.
Специально поставленные эксперименты [20] позволили
установить и рекомендовать для практических расчетов неко-
торые эмпирические зависимости. В частности, для разрывных
мембран всех типов, включая плоские и с предварительно вы-
пученным куполом, а также мембраны с прорезями, коэффи-
циент динамичности Кя, представляющий собой отношение
105
давления срабатывания мембраны при динамическом нагруже-
нии к давлению срабатывания Рс при статическом нагружении,
можно определить по формуле:
, dP/dt — 10 /0,0115 0,126 \
'+ -3-0 -
где dP/dt — скорость роста давления в момент срабатывания мембраны,
МПа/с.
Величина Рс должна иметь размерность МПа. Приведенная
формула справедлива при Рс<0,5 МПа и dP/d/>10 МПа/с.
В случае dP/dtМПа/с коэффициент динамичности можно
принимать равным единице (/Сд=1).
Для хлопающих мембран из никеля и алюминия можно ре-
комендовать следующую эмпирическую формулу:
Кд = 1 + ~ • КН (dPIdt - 20),
О
где п — опытный коэффициент, который для никеля следует принимать п=2,
а для алюминия n= 1.
Эта формула для хлопающих мембран справедлива при
dPldt^2Q МПа/с. Для dP/dK^f} MYlalc. следует принимать
3.1.5. Срок службы предохранительных мембран
Если разрывная мембрана достаточно продолжительное время
находится под постоянной нагрузкой, весьма близкой к преде-
лу ее прочности, то в конце концов она разрушится, т. е. про-
изойдет ложное срабатывание мембраны (срабатывание в от-
сутствие аварийного превышения давления). Преждевременное
срабатывание мембран приводит к потере ценного продукта,
загазованности окружающего пространства, остановке произ-
водства. Поэтому важно знать, через какой промежуток вре-
мени должна производиться профилактическая замена мембра-
ны, чтобы предотвратить ее ложное срабатывание.
Основными факторами, влияющими на срок службы мем-
бран, являются следующие:
коррозионная стойкость материала в среде защищаемого
аппарата;
температура;
степень нагружения (соотношение между рабочим давлени-
ем и давлением срабатывания мембраны);
характер нагрузки (статическая, знакопеременная, пульси-
рующая) .
Коррозия мембран недопустима, поэтому материал мембра-
ны должен выбираться из условия его максимальной коррози-
10в
онной стойкости в данной среде. Причем, чем меньше давле-
ние срабатывания, тем тоньше должна быть мембрана, и, сле-
довательно, тем больше должна быть ее коррозионная стой-
кость.
Увеличение толщины мембраны на коррозию, как это дела-
ется обычно в химическом машиностроении, недопустимо. В за-
висимости от скорости коррозии должен соответственно сокра-
щаться срок службы мембран. Скорость коррозии закладных
образцов из различных материалов в некоторых агрессивных
средах, наиболее типичных для химической промышленности,
приведена в специальной литературе [14].
В случае необходимости для защиты предохранительных
мембран от коррозии обычно применяют полимерные покрытия
или пленки. Из полимерных материалов наиболее универсаль-
ной химической стойкостью обладают фторопласты и пентапла-
сты. Причем, для коррозионной защиты рекомендуется приме-
нять только ориентированные фторопластовые пленки, так как
неориентированные пористы и не обеспечивают требуемую за-
щиту материала мембраны от коррозии.
Пентапласты обладают хорошими механическими свойства-
ми, повышенной по сравнению с другими термопластами тепло-
стойкостью и высокой химической стойкостью. По химической
стойкости пентапласты уступают лишь фторопластам: они водо-
стойки, устойчивы к воздействию щелочей, кислот (кроме силь-
но окисляющих) и большей части органических растворителей.
Предел рабочей температуры пентапластов 120 °C, а в некото-
рых случаях достигает 140 °C. Важной особенностью пентапла-
стов является возможность нанесения покрытия в виде суспен-
зии и лака, например методом вихревого напыления.
В качестве материалов для антикоррозионных покрытий
можно также использовать свинец, серебро, золото и платину.
Свинец легко прокатывается в тонкие листы. Он хорошо сопро-
тивляется воздействию серной кислоты концентрацией до 80%
и не растворяется в плавиковой, фосфорной и "хромовой кисло-
тах, в большинстве органических кислот и щелочах. Кроме
того, свинец как в сухой, так и во влажной средах хорошо со-
противляется воздействию газов: хлора, сероводорода, сернис-
того газа и ангидрида серной кислоты.
Золото и серебро легко поддаются механической обработке,
прокатываются в тончайшую фольгу и легко сплавляются с дру-
гими металлами. Они не взаимодействуют с кислородом как
при комнатной, так и при высоких температурах. Серебро рас-
творяется в серной и азотной кислотах и практически не рас-
творяется в соляной кислоте. Золото не растворяется ни в од-
ной из минеральных кислот, но растворяется в смеси азотной и
соляной кислот. Золото и серебро растворяются в растворах
107
тиосульфата и в цианистых растворах, золото растворяется
также в тиомочевине.
Платина обладает хорошей усталостной прочностью и теп-
лостойкостью до 400 °C, хорошо прокатывается в тонкие листы,
обладает высокой коррозионной стойкостью. При комнатной
температуре она устойчива ко всем реагентам, кроме царской
водки и брома. Медленно реагирует с горячей концентрирован-
ной азотной кислотой и с кипящей серной кислотой. В рас-
плавленных щелочах платина корродирует, особенно в присут-
ствии кислорода и других окислителей.
Для защиты предохранительных мембран от коррозии мож-
но применять лакокрасочные покрытия. Такие покрытия полу-
чают нанесением на поверхность металла слоя лакокрасочных
материалов, который полностью изолирует металл от корро-
зионной среды. Покрытие может быть однократным и много-
кратным для получения газонепроницаемого защитного слоя.
Для защиты от атмосферных воздействий применяют по-
крытия на основе перхлорвиниловых смол, полиакриловые ла-
ковые и эмалевые покрытия, пентафталевые, алкидно-мелами-
новые эмали и др.
К химически стойким относятся покрытия на основе пер-
хлорвиниловых, эпоксидных, фторорганических и фенольных
смол, а также полиэтилена, сополимера хлорвинила и хлорви-
нилидена, хлоркаучука и др. Указанные лакокрасочные покры-
тия используют, главным образом, для защиты от воздействия
неконцентрированных кислот, щелочей, растворов солей и про-
мышленных газов.
Для защиты мембран, работающих при высоких темпера-
турах, необходимо применять термостойкие лакокрасочные по-
крытия. При температурах до 100 °C удовлетворительно сохра-
няют защитные свойства этилцеллюлозные покрытия, до 120—
150 °C — алкидные на высыхающих маслах, до 200 °C — алкид-
ные на полувысыхающих маслах, а также фенольно-масляные,
полиакриловые и полистирольные, до 230—250 °C — эпоксид-
ные, до 250—280 °C — поливинилбутиральные, до 350—550 °C —
полисилоксановые покрытия.
Температура оказывает существенное влияние на механиче-
ские свойства материалов и, следовательно, на давление сра-
батывания мембран (см. рис. 3.11). С повышением температу-
ры увеличиваются также скорость коррозии и ползучесть ме-
талла. Все это приводит к значительному влиянию температу-
ры на срок службы мембран. Для мембран из различных ма-
териалов установлены предельные значения температур, приве-
денные в табл. 3.6. Необходимо помнить, что в данном случае
подразумевается температура самой мембраны, которая в об-
щем случае не равна температуре среды в защищенном аппа-
рате. Это связано с тем, что мембрану устанавливают на шту-
108
ТАБЛИЦА З.б.
Лредельные значения температур для материалов мембран, °C
Материал Мембраны Материал Мембраны
разрывные хлопающие разрывные хлопающие
Алюминий 120 100 Полиэтилен* 60 60
Алюминий* 350 350 Серебро 120 —
Медь 160 160 Свинец* 150 150
Монель 450 300 Титан 300
Нержавеющая 400 450 Фторопласт* 200 200
сталь
Никель 400 300
* Данные относятся только к случаю применения в качестве защитных покрытий для
мембран или в качестве герметизирующих подложек для мембран с прорезями.
цере аппарата, и поэтому около нее всегда имеется застойная
зона. Кроме того, мембрана одной стороной контактирует с по-
лостью аппарата, а другой — с окружающей средой или с по-
лостью сбросного трубопровода. Все это необходимо учитывать
при оценке рабочей температуры мембраны. Более того, тем-
пературный режим мембраны можно изменять искусственно,
применяя различные устройства теплоизоляции или, наоборот,
интенсифицирующие теплообмен.
Ползучесть материала заключается в увеличении деформа-
ций со временем при постоянной нагрузке. Она наблюдается
даже в случае, когда напряжения в материале не превышают
предела его упругости. Пределом ползучести, как правило, яв-
ляется разрушение детали.
При ползучести принято различать стадии деформации:
мгновенную, возникающую сразу же при нагружении образца;
неустановившейся ползучести, при которой скорость деформа-
ции непрерывно понижается; установившейся ползучести, при
которой деформация идет с постоянной скоростью; стадию ус-
корения ползучести, оканчивающуюся разрушением. Напряже-
ние, при котором разрушение происходит за некоторый зара-
нее установленный интервал времени, часто называют дли-
тельной прочностью.
Установлено, что на ползучесть материалов большое влия-
ние оказывают предварительная деформация образца и его
термообработка, однако в отношении предохранительных мем-
бран, технология изготовления которых одинакова (свободное
выпучивание купола давлением жидкости или газа без после-
дующей термообработки), основными факторами, определяю-
щими ползучесть, являются степень нагружения и температура.
109
В табл. 3.7 приведены предельные значения температур и степе-
ни нагружения. Под степенью нагружения здесь понимают от-
ношение постоянного рабочего давления в защищаемом аппа-
рате к давлению срабатывания мембраны. В более тяжелых ус-
ловиях, чем указано в табл. 3.7, срок службы мембран настоль-
ко мал, что они оказываются практически неработоспособ-
ными.
Усталость металла наблюдается у мембран, работающих
при пульсирующей или знакопеременной нагрузках. Усталость,
материала проявляется в образовании микротрещин, которые
затем быстро прогрессируют вплоть до полного разрушения из-
делия. В наиболее трудных условиях (в отношении усталости
материала) находятся мембраны на аппаратах, периодически
работающих под давлением и под вакуумом. Весьма неблаго-
приятным является режим работы мембран, устанавливаемых
на различных ступенях насосов и компрессоров: нагрузка
здесь, хотя обычно и не является знакопеременной, изменяет-
ся с очень большой частотой, поэтому усталостное разрушение
наступает довольно быстро.
Многие аппараты, защищенные предохранительными мем-
бранами, работают в режиме повторно статических нагрузок.
В этом случае кривая напряжение — время состоит из трех
участков: медленного нагружения, выдержки при определен-
ном напряжении и медленной разгрузки. В этом режиме рабо-
тают многие аппараты периодического действия. Обычно весь,
цикл нагружения составляет несколько часов, и в течение од-
ного— двух лет усталость материала не проявляется, поэтому
в первом приближении режим работы такой мембраны можно
считать статическим. Предварительное выпучивание разрывных
мембран оказывает положительное влияние на их долговеч-
ность в условиях повторно статических нагрузок. При этом дав-
ление выпучивания должно быть несколько выше максимально-
го рабочего давления в защищаемом аппарате.
ТАБЛИЦА 3.7.
Предельная степень нагружения мембран при различных температурах
Рабоч-ая температура, °C
Материал 20 40 60 80 100 120 150 200 250 300 350 400 450
Алюминий 0,67 0,59 0,53 0,48 0,43 0,4
Медь 0,77 0,74 0,71 0,69 0,67 0,63 0,6 — — — — — —
Монель 0,96 0,95 0,94 0,93 0,92 0,92 0,91 0,88 0,87 0,85 0,83 0,82 0,80
Нержавеющая сталь 0,91 0,9 0,89 0,88 0,88 0,86 0,85 0,83 0,82 0,81 0,79 0,78 —
Никель 0,95 0,94 0,93 0,92 0,92 0,91 0,9 0,88 0,86 0,84 0,82 0,81 —
Серебро 0,71 0,67 0,62 0,59 0,55 0,53 —
Титан 0,83 0,83 0,82 0,81 0,81 0,80 0,79 0,79 0,78 0,77 — — —
по
:Рис. 3.20. Изменение степени нагру-
.жения мембраны в процессе ее дли-
тельной эксплуатации при постоянном
давлении
Срок службы мембран в
промышленных условиях сле-
дует определять с учетом всех
приведенных факторов, влия-
ющих на их работу. При этом
отдельные факторы оказыва-
ются весьма тесно взаимосвязанными. В частности, степень на-
гружения не только определяет ползучесть материала, но и ус-
коряет его коррозию; это же можно сказать и о температуре.
Основная задача при исследовании явления ползучести за-
ключается в установлении функциональной зависимости между
основными величинами, характеризующими и определяющими
этот процесс: напряжением, температурой, временем и дефор-
мацией или ее скоростью.
Предложен ряд формул, связывающих указанные величи-
ны. Большая часть этих формул получена эмпирически и толь-
ко некоторые из них построены, кроме того, еще и на прибли-
женных физических представлениях о механизме протекания
процесса ползучести. В связи с этим ни одна из известных фор-
мул не отвечает достаточно хорошо опытным данным в широком
диапазоне изменения напряжений, температур и времени. Диа-
пазон же изменения напряжений в материале разрывных мем-
бран в этом смысле уникален, так как практически никакая
другая деталь машины не работает так далеко за пределом
текучести материала и так близко к пределу его прочности.
Ползучесть материала предохранительных мембран прояв-
ляется в том, что в процессе длительного воздействия нагрузки
давление срабатывания мембраны уменьшается, приближаясь
к рабочему. Если условия работы мембраны характеризовать
степенью нагружения т[, представляющей собой отношение ра-
бочего давления к давлению срабатывания, то в процессе ра-
боты величина -q непрерывно увеличивается от своего началь-
ного значения ц0 до единицы, как показано на рис. 3.20. Штри-
ховыми линиями показано изменение г] при различных его
начальных значениях. При т] = 1 происходит срабатывание мем-
браны, и поэтому срок ее службы равен т. Чем меньше вели-
чина 1—т], тем быстрее протекает процесс ползучести и тем
больше скорость уменьшения величины 1—rj. Скорость умень-
шения 1—т] в каждый текущий момент времени характеризу-
ется тангенсом угла а. Угол а с течением времени непрерывно
увеличивается и к концу срока службы мембраны приближа-
ется к л/2, т. е. уменьшение 1—т] к этому времени становится
111
лавинообразным. Примем в качестве допущения, что угол а об-
ратно пропорционален величине 1—ц, т. е.
tg а = (dT\/dt)n0n3 = Х/(1 — ц),
где X — коэффициент пропорциональности.
Величина Л имеет размерность, обратную размерности вре-
мени (1/год), и по физическому смыслу является показателем
ползучести материала. Параметр А для различных металлов
при комнатной температуре имеет следующие значения, 1/год:
Алюминий..............0,04
Медь..................0,02
Монель.................0,006
Нержавеющая сталь . . 0,005
Никель.....................0,007
Свинец...................50
Серебро..................0,10
Титан....................0,006
Коррозионную стойкость материалов принято характеризо-
вать скоростью коррозии с, мм/год. Формула (3.4), например,
показывает, что давление срабатывания мембраны линейно за-
висит от ее толщины, следовательно, при c=const давление
срабатывания вследствие коррозии должно снижаться прямо
пропорционально времени эксплуатации мембраны. Однако
скорость коррозии материала зависит от напряжения и эта за-
висимость усиливается по мере приближения рабочего давле-
ния к давлению срабатывания. Таким образом, вследствие кор-
розии величина 1—ц уменьшается, что в свою очередь приво-
дит к увеличению скорости коррозии. В этом смысле влияние
коррозии аналогично влиянию ползучести, поэтому в качестве
второго допущения можно принять
(dri/dO КОРР — v/(l —п).
где v — коэффициент пропорциональности.
По физическому смыслу величина v представляет собой от-
носительную скорость коррозии, 1/год:
v = с/Д0.
Тогда изменение ц при постоянной нагрузке с учетом ползуче-
сти и коррозии будет описываться уравнением
d^ldt = {di\!dt301i3) = + (dt]/dt)mpil = (X + с/До) (1 — т]).
решение которого дает
И — т]2/2 = (X + с/До)/ + К,
где К — постоянная интегрирования, которая может быть найдена из началь-
ных условий: t=0, т] = т)о;
А = т) — По2/2.
В этом случае решение дифференциального уравнения примет
вид
, _ Ч-По п2—П2о
X -]- с/Дд 2 (X -|- с/
112
Подставляя условие срабатывания мембраны т) = 1, полу-
чим формулу для срока ее службы
2 (с/До + М
Эта формула позволяет рассчитать срок службы разрывной
мембраны, исходя из степени ее нагружения и скорости кор-
розии. Однако, если величины с и X, содержащиеся в справоч-
ной литературе, выбирать при рабочей температуре мембраны,,
то полученная формула будет косвенным образом учитывать
н влияние температуры на срок службы мембран. Для упро-
щения расчетов и учета температуры в явном виде можно поль-
зоваться следующей полуэмпирической формулой:
(1 — п,)2 г г- t— 20 л
— ----—— 1—0,85------------ ,
2 (с/До + X) L — 20 J
(3.24).
где t — температура в месте установки мембраны, °C; tm — предельно допусти-
мая температура для мембран из данного материала (см. табл. 3.6).
При этом показатель ползучести X берется без учета его
зависимости от температуры, а выражение в квадратных скоб-
ках представляет собой эмпирический член, учитывающий
влияние температуры. Для получения расчетных формул, по-
зволяющих определять срок службы хлопающих мембран, не-
обходимо учесть следующие два обстоятельства:
1) давление срабатывания хлопающей мембраны не зави-
сит от температуры в пределах допустимых значений для раз-
личных материалов, поэтому и ее влиянием на срок службы
мембран тоже можно пренебречь;
2) давление срабатывания хлопающей мембраны примерно
на порядок меньше давления срабатывания разрывной мембра-
ны из одного и того же металлопроката. Это значит, что и на-
пряжение сжатия в хлопающей мембране на порядок меньше,
чем напряжения растяжения в разрывной. В связи с этим пол-
зучесть материала хлопающей мембраны настолько мала, что
за период максимально допустимого срока их эксплуатации
(2 года) ею можно пренебречь. Таким образом, из всех основ-
ных факторов, лимитирующих срок службы мембран, доста-
точно учитывать только коррозию, хотя, если скорость корро-
зии материала выбирается в зависимости от температуры, то
тем самым будет учтено и влияние температуры на срок служ-
бы мембран.
Для давления срабатывания хлопающих мембран, как уже
отмечалось, применимо соотношение
Рс = К£(Д02/Р2),
где К — опытный коэффициент; Е — модуль упругости материала; R — радиус
кривизны оболочки.
8—566 11S
Хлопающая мембрана может самопроизвольно (ложно) сра-
ботать при рабочем давлении Р, если ее толщина в результате
коррозии уменьшится до некоторого предельного значения Дпр,
т. е.
Р = Л£(Д2„р//?2).
Если два последние выражения разделить почленно одно на
другое, то получим
Р!Рс = по = (Дпр/До)2.
Величину ДПр можно выразить через относительную скорость
коррозии
Дпр = До — ст.
Тогда для срока службы хлопающей мембраны получим
т = (3 25)
с
Расчетные формулы (3.24) и (3.25) не охватывают всего
разнообразия факторов, определяющих срок службы мембран,
и поэтому они могут быть рекомендованы только для ориенти-
ровочных расчетов. Кроме того, ни одна из известных формул
в теории ползучести не описывает процесс в широком диапазо-
не изменения параметров. Это относится и к формулам (3.24)
и (3.25): они применимы только для того диапазона парамет-
ров, который характерен для предохранительных мембран.
Что касается временного интервала, то существующими нор-
мативными документами [14] он ограничен —не более двух
лет. При расчете, например по формуле (3.25), при незначи-
тельной скорости коррозии материала срок службы мембран
может получиться весьма продолжительным (десятки лет).
Это вполне реально для хлопающих мембран, материал кото-
рых работает при напряжениях, значительно меньших предела
его упругости, однако на практике такие мембраны следует
профилактически заменять значительно чаще. В частности,
именно из практических соображений рекомендовано период
между плановыми заменами мембран принимать не более
2 лет. При этом замену мембран наиболее предпочтительно увя-
зывать с плановыми ремонтами оборудования.
Срок службы определяет периодичность профилактических
замен предохранительных мембран с целью недопущения их
ложного срабатывания. Если ложное срабатывание мембраны
представляет весьма серьезную опасность для производства, то
период между плановыми заменами мембран может быть
уменьшен по сравнению с найденным по приведенным форму-
лам. Если ложное срабатывание совершенно не опасно ни для
технологического процесса, ни для окружающей среды, то пе-
риодических плановых замен можно вообще не производить,
114
хотя на практике такой случай может встретиться крайне ред-
ко, и уж во всяком случае при ремонте оборудования его пре-
дохранительную мембрану следует заменить. Мембрана — это
изделие одноразового использования также и в том смысле,,
что после разборки мембранного узла даже с целью его реви-
зии, мембрану рекомендуется заменить независимо от ее со-
стояния.
Пример 7. Определить срок службы разрывной предохранительной мем-
браны из никеля НП-2 толщиной 0,15 мм в производстве «Аэрозоль-2», рабо-
тающей в следующих условиях: рабочее давление 1,6 МПа, давление сраба-
тывания мембраны 1,8 МПа, температура 25 °C, среда — хладон 12. Скорость,
коррозии никеля в хладоне 0,003 мм/год.
Решение. Степень нагружения мембраны
Т)о = 1.6/1,8 = 0,89.
При Л=0,007 и /т=400°С по формуле (3.24) получим
т =
(1 —0,89)2
/0,003
2 ’
\ 0,15
j- 0,007
1 —0,85
25 — 20 \
400 - 20/
а: 0,22 года.
Пример 8. Определить срок службы хлопающей предохранительной
мембраны из никеля НП-2 толщиной 0,12 мм в производстве хлорбензола,
работающей в следующих условиях: рабочее давление в аппарате 0,12 МПа,
давление срабатывания мембраны 0,17 МПа, температура 30 °C, среда — хлор
газообразный. Скорость коррозии никеля в газообразном хлоре с=0,002 мм/год.
Решение, Степень нагружения мембраны
Т]о = 0,12/0,17= 0,7.
По формуле (3.25) находим
т = (0,12/0,002) (1 - VOJ) = 9,8 лет.
Принимаем предельный случай — срок службы мембраны 2 года.
3.2. ВЗРЫВНЫЕ КЛАПАНЫ
Самым распространенным средством защиты сосудов от разру-
шения давлением являются предохранительные клапаны. Оте-
чественной промышленностью выпускается очень широкий ас-
сортимент этих изделий по размерам, условным давлениям, ма-
териалам и т. д. Однако широкому их использованию для взры-
возащиты технологического оборудования препятствуют два.
наиболее существенных обстоятельства: отсутствуют клапаны
больших диаметров (общепромышленные клапаны имеют ус-
ловный проход не более 150 мм) и большая инерционность как
грузовых, так и пружинных клапанов. Эти недостатки, к со-
жалению, не удается устранить конструктивными методами.
Известно, например, применение клапанов непрямого действия
большой пропускной способности с сервоприводом золотника,
однако инерционность таких устройств еще больше увеличи-
вается вследствие инерционности сервопривода.
8*
llff.
Инерционность клапанов прямого действия обусловлена
^большой приведенной массой движущихся деталей, приходя-
щейся на единицу полезной площади золотника. Стремление
предельно уменьшить массу подвижных деталей предохрани-
тельных клапанов и одновременно увеличить их пропускную
способность привело к созданию взрывных клапанов. Одна-
ко такая модернизация была сделана в ущерб другой важной
характеристике клапанов — герметичности. Герметичность даже
общепромышленных предохранительных клапанов часто не со-
ответствует современным требованиям, так как в условиях хи-
мической промышленности, например утечки газов связаны со
значительными потерями ценных продуктов и с загрязнением
окружающей атмосферы вредными веществами. Недостаточная
герметичность взрывных клапанов определила область их при-
менения: для взрывозащиты оборудования, работающего при
атмосферном давлении, либо при давлении, отличающемся от
атмосферного не более, чем на несколько десятков сантиметров
водяного столба, т. е. под вытяжкой или с небольшим под-
дувом.
Взрывные клапаны имеют одно очень важное преимущество
по сравнению с предохранительными мембранами: после сбро-
са необходимого количества газов они вновь закрывают защи-
щаемый аппарат. Это очень важно не только потому, что не
требуется проведения никаких работ по восстановлению рабо-
тоспособности оборудования, и технологический процесс может
не прекращаться, но и потому, что при этом исключается воз-
можность так называемых вторичных взрывов, которые обу-
словлены подсосом свежего воздуха через образовавшееся
сбросное отверстие и повторным созданием иногда еще более
взрывоопасных смесей.
Поэтому, несмотря на большую инерционность, значитель-
ную сложность конструкции и ряд других недостатков, взрыв-
ные клапаны являются эффективными устройствами для сни-
жения взрывоопасности промышленных установок. Однако в
химической промышленности взрывные клапаны применяют не-
достаточно широко, в то время, как именно в этих условиях
наиболее полно могут реализоваться их основные преиму-
щества.
Широкое применение эти клапаны нашли для защиты кар-
теров крупных судовых дизелей от взрывов масляных паров и
тумана [21]. Решая вопрос о возможности применения взрыв-
ных клапанов, необходимо учитывать, что после сброса продук-
тов взрыва в результате охлаждения оставшихся продуктов в
аппарате довольно быстро образуется вакуум, в результате ко-
торого в конечном итоге может разрушиться аппарат. Поэтому,
если защищаемый сосуд по своей прочности на внешнее давле-
ние не допускает вакуумирования, необходимо предусмотреть
.116
Рис. 3.21. Взрывные пружинные клапаны:
а —с внутренней центральной пружиной; 1, 2 — пружины; 3 — крышка; 4— ручка; 5 —
шток; 6 — уплотнительное кольцо; 7 — корпус; б — литой клапан с внутренними перифе-
рийными пружинами; 1 — чугунный корпус; 2 — чугунная крышка; 3 — паронитовая про-
кладка; 4 — шпилька; 5—пружина; 6 — гайка; в — клапан фирмы МАН; / — прокладка;
2 —крышка; 3 — пружина; 4 — отражатель; г — клапан с наружными периферийными
пружинами; / — защищаемый сосуд; 2 —запорный диск; 3 — пружина; 4 —кольцо; 5 —
штанга
подачу в него инертных или других газов, неспособных вызвать
вторичный взрыв. Многие технологические аппараты обычно
соединены трубопроводами с другим оборудованием, являясь,
таким образом, проточными емкостями, и в этих случаях, как
правило, никаких специальных устройств для разгрузки от
вакуума не требуется.
Наиболее широкое распространение получили взрывные
клапаны пружинного типа. Одна из наиболее простых конструк-
ций яоказана на рис. 3.21, а. Уплотнительное кольцо 6 из
эластичного материала, например из резины, обеспечивает не-
обходимую герметичность контакта крышки 3 с корпусом 7.
Крышка 3 клапана не имеет жестких направляющих, однако
центральное расположение пружин 1 и 2 обеспечивает равно-
мерность прижатия крышки по всему периметру уплотнитель-
ного кольца. Ручка 4 служит для периодической контрольной
проверки работоспособности клапана.
На рис. 3.21,6 показана конструкция литого клапана для
защиты судовых дизелей. Шпильки 4 свободно проходят через
отверстия в корпусе, ввернуты в крышку клапана и сверху
расклепаны впотай. Регулировка затяжки пружин осуществ-
ляется гайками 6, после этого нижние концы шпилек раскле-
пывают для предотвращения самоотвинчивания гаек.
117
Взрывной клапан западногерманской фирмы. МАИ.
(рис. 3.21, в) имеет простую и облегченную конструкцию со
штампованными крышками 2 и отражателем 4. Клапан сраба-
тывает при давлении в защищаемом пространстве 4 кПа.
Взрывной клапан, показанный на рис. 3.21, а, отличается от
описанных тем, что имеет ряд пружин 3, расположенных сна-
ружи по всему периметру запорного диска 2, а сам диск дви-
жется по направляющим штангам 5, что исключает его пере-
косы во время работы и при обратной посадке. Испытания это-
го клапана диаметром 400 мм показали, что он надежно защи-
щает сосуд объемом 1 м3 от взрыва паров бензола. При настрой-
ке клапана на давление срабатывания 0,01 МПа во время взры-
ва давление в емкости не превышало 0,03 МПа.
Другой конструктивной разновидностью взрывных клапанов
являются английские клапаны «Bicera» четырех модификаций
с эффективной площадью проходного сечения 71, 174, 490 и
974 см2 и давлением срабатывания 0,035 кгс/см2. Особенностью
конструкции [21] (рис. 3.22,а) является наличие сетки 3 и от-
бойника 2. Крышка 4 уплотняется по цилиндрической поверх-
ности сбросного отверстия в корпусе клапана эластичным коль-
цом 5. Сетка 3 предназначена для гашения пламени с тем,
чтобы не допустить его выброс в помещение и исключить таким
Рис. 3.22. Взрывные клапаны с пламегасителями:
а _ конструкция; 1 — пружина; 2 — отбойник; 3 — сетка; 4 — крышка; S — эластичное-
кольцо; б —клапан с турбулизирующими лопатками; Г —защищаемый сосуд; 2 — ци-
линдр; 3 —отверстие; 4, 8 —лопатки; 5— прокладка; 6 — поршень; 7 — кольцо; 9, 10 —
сетки
118
Рис. 3.23. Взрывной клапан фирмы «Hoerbiger»:
J — отбойник; ' 2 — охлаждающие пластины; 3 —пружина; 4 — крышка; 5 —крепежный
болт; 6 — уплотнительное кольцо
образом возможность пожара. Отбойник 2 защищает обслу-
живающий персонал от ожогов струей горячих газов.
Стремление предельно уменьшить температуру и кинетиче-
скую энергию истекающей струи продуктов сгорания привело к
созданию взрывного клапана, показанного на рис. 3.22, б. Кла-
пан состоит из цилиндра 2 с рядом радиальных отверстий 3,
внутри которого может перемещаться подпружиненный пор-
шень 6. В нормальном положении поршня его цилиндрическая
поверхность перекрывает сбросные отверстия 3 и кроме того
для улучшения герметичности клапана прижимается торцом к
прокладке 5. Особенность конструкции заключается в наличии
на торце поршня 6 и кольце 7 специальных направляющих ло-
паток 4 и 8. При срабатывании клапана продукты сгорания,
истекающие через отверстия 3, сильно закручиваются лопатка-
ми 4. Далее на пути потока встречаются лопатки 8, которые
закручивают его в противоположную сторону. Такая интенсив-
ная турбулизация потока позволяет значительно погасить ки-
нетическую энергию струи и ускорить теплообмен газа с дета-
лями клапана, что в конечном итоге способствует снижению
температуры продуктов сгорания.
Выбросу пламени из защищаемого пространства препятст-
вуют также металлические сетки 9 и 10. Однако наличие зна-
чительного числа лабиринтов и турбулизирующих лопаток соз-
дает большое гидравлическое сопротивление на пути газов и
уменьшает таким образом пропускную способность клапана.
Австрийская фирма «Hoerbiger» выпускает типовой ряд
взрывных клапанов облегченной конструкции с условным про-
ходом от 87 до 705 мм. Клапан имеет легкую штампованную
крышку 4 (рис. 3.23), коническую пружину 3, отбойник 1 и па-
кет пластин 2 для охлаждения сбрасываемых продуктов сгора-
119
ТАБЛИЦА 3 8.
Основные размеры взрывных клапанов фирмы <Hoeibiger>
Размеры, мм Площадь проходного сечения, см*
а ь С d ft
265 87 176 122 41,5 59,4
290 ПО 199 150 54,5 95
325 135 238 180 62,5 143
320 150 248 190 77,5 177
345 160 256 203 75,5 201
400 190 291 235 80,5 284
400 210 310 255 80,5 346
468 252 365 302 134 499
520 305 420 355 134 732
580 325 445 390 132 829
670 400 520 465 156,5 1260
750 460 600 530 194 1665
880 541 710 615 211,5 2300
1000 617 800 700 230 2990
1200 705 900 795 262 3905
ния. Для герметизации клапана служит уплотнительное коль-
цо 6. Крепление взрывного клапана осуществляется болта-
ми 5. В табл. 3.8 приведены основные размеры взрывных кла-
панов описанной конструкции. Давление срабатывания клапа-
нов находится в пределах 5—10 кПа.
Типовой ряд взрывных клапанов фирмы «Hoerbiger» вклю-
чает и некоторые другие конструктивные их разновидности,
мало отличающиеся от приведенной на рис. 3.23, в частности,
клапаны могут выпускаться и без пакета охлажденных плас-
тин. Охлаждающие пластины, как и другие устройства для этих
целей, предназначены в основном для предотвращения ожогов
обслуживающего персонала, поэтому и установка их является
обязательной, лишь когда клапан расположен вблизи мест воз-
можного пребывания людей.
Все описанные выше конструкции можно отнести к пру-
жинным клапанам прямого действия. Примером взрывного
клапана непрямого действия является клапан «Молния», по-
казанный на рис. 3.24. Клапан имеет пневматический привод и
состоит из крышки 5, на которой размещен пневмоцилиндр 4
с плунжером 3, и неподвижно установленного клапана 1, ко-
торый одновременно служит и для подвода питающего сжато-
го воздуха. Клапан «Молния» работает следующим образом.
При подаче сжатого воздуха в канал 7 крышка 5 перемещает-
ся в крайнее правое положение. Воздух через отверстия 2 по-
падает в полость пневмоцилиндра 4 и создает усилие, необхо-
димое для уплотнения клапана 1 и удержания крышки 5 в за-
крытом состоянии. Если в результате взрыва небольшое избы-
точное давление хотя бы незначительно переместит крышку 5;
120
влево, то отверстия 2 на плунжере 3 перекроются, разобщив
пневмоцилиндр с питающим воздухом, а клапан 1 откроется и
обеспечит быстрый сброс сжатого воздуха из пневмоцилиндра
в атмосферу. Таким образом, усилие, удерживающее крышку 5,
резко уменьшается, и крышка 5 быстро перемещается в крайнее
левое положение, показанное на рис. 3.24 штриховыми линия-
ми. После снижения давления в защищаемой емкости в резуль-
тате действия сжатого воздуха на плунжер 3 крышка вновь пе-
реместится вправо, клапан 1 закроется, отверстия 2 откроются,
и взрывной клапан вновь будет готов к работе.
Давление срабатывания клапана можно регулировать, из-
меняя давление питающего воздуха. Выброс пламени из емко-
сти в помещение предотвращается пламепреградителем 6, со-
стоящим из пяти слоев металлических сеток. Клапаны «Мол-
Рис. 3.24. Взрывной клапан «Молния»:
i — клапан; 2 — отверстие; 3 — плунжер; 4 — пневмодилиидр; 5 — крышка-. 6 — пламепре-
градитель; 7 — канал для подачи сжатого воздуха
121
2
Рис. 3.25. Взрывные клапаны откидного типа:
д —пружинный; б —грузовой; / — откидной люк; 2—шарнир; 5 —пружина; -/ — защел-
ка; 5 — груз
ния» изготавливают с крышками диаметром от 152 до 762 мм.
Стендовые и промышленные испытания клапана показали его
хорошую эффективность.
На рис. 3.25 показаны взрывные клапаны откидного типа.
Крышка 1 (откидной люк) установлена на шарнире 2 и удер-
живается в закрытом положении либо пружиной 3 (рис.
3.25, а) и защелкой 4 с двумя скосами, либо под действием
груза 5 (рис. 3.25,6) или только собственным весом.
Известны случаи применения комбинированных взрывоза-
щитных устройств, представляющих собой последовательно ус-
тановленные предохранительную мембрану и взрывной клапан.
Одно из таких устройств [22], предназначенных для защиты.
Рис. 3.26. Разрывные мембраны, совмещенные с клапанами:
в —с пружинным клап-аном; б —с грузовым откидным люком; I — тарелка;-2 — мембра---
ра;- 3 — прокладка; 4 — прижимной фланец; 5 —кронштейн; б —корпус; 7 —втулка; 8—
пружина; 5 —шайба; 10 — штифт; И — упор
122
Рис. 3.27. Зависимость давления сра-
батывания взрывного клапана от ско-
рости нарастания давления
плавильных вакуумных дуго-
вых печей, показано на рис.
3.26, а. Оно состоит из тарел-
ки 1 с острым кольцевым бор-
том, которая пружиной 8 при-
P„,№l
жимается к коническому седлу
в корпусе 6. Мембрана 2 расположена около тарелки 1 и при
вакууме в защищаемом пространстве облегает ее верхний то-
рец, что предотвращает разрушение мембраны вакуумом. При
срабатывании устройства в аварийном режиме тарелка 1 своим
острым бортом срезает мембрану и, поднимаясь вверх, обеспе-
чивает сброс газа. В другой конструктивной разновидности это-
го же устройства острая режущая кромка выполнена на верх-
нем прижимном фланце 4. Зависимость давления срабатывания
описанного взрывного клапана с алюминиевой мембраной тол-
щиной 0,07 мм от скорости нарастания давления в защищаемом
пространстве показана на рис. 3.27. Аналогичной динамической
характеристикой обладают и другие взрывные клапаны.
Особый интерес представляет конструкция, показанная на
рис. 3.26, б. Взрывной клапан находится в нормально открытом
положении и его инерционность не сказывается на быстродей-
ствии всего комбинированного предохранительного устройства.
После разрыва мембраны 2 люк 1 дополнительно приподнима-
ется, упор 11 поворачивается по часовой стрелке и после сбро-
са продуктов взрыва люк 1 закрывает сбросное отверстие.
Учитывая перспективность применения взрывных клапанов
для защиты химического оборудования и отсутствие их'серий-
ного выпуска в нашей стране, ВНИИТБХП совместно с
ЛенНИИХИММашем разработали типовой ряд конструкций
взрывных клапанов, рассчитанный на широкий диапазон усло-
вий их эксплуатации. Разработанные конструкции тоже не
предназначены для их серийного выпуска, а служат лишь для
облегчения труда конструкторов-разработчиков технологичес-
кого оборудования: взрывной клапан должен разрабатываться
и изготавливаться совместно с оборудованием как неотъемле-
мая его часть, и конструктор оборудования имеет возможность
полностью или частично заимствовать конструкцию взрывного
клапана. Конструкция типового ряда клапанов и некоторые ре-
комендации по их расчету и выбору приведены в специальном
альбоме [23]. При разработке базовой конструкции взрывного
клапана в качестве основного требования к ней было поставле-
но условие полной герметичности, (до срабатывания). Для хи-
мической и других смежных отраслей промышленности, продук-
123
Рис. 3.28. Базовая конструкция взрывного клапана:
/ — корпус защищаемого аппарата; 2 — футерованный грузовой затвор; 3 — корпус; 4 —-
теплоизоляция; 5 — герметизирующая мембрана; 6 — крышка; 7 —отбойник; 8— рычаг;.
9 — разрывная проволока; 10— цепи
ты которых и ценны и исключительно вредны для окружающей:
среды, условие полной герметичности следует рассматривать
как приоритетное, в значительной мере определяющее область
возможного их применения.
Базовая конструкция типового ряда взрывных клапанов
показана на рис. 3.28, а. Откидная крышка 6 через рычаг 8
удерживается в закрытом положении при разрывном элементе
9, роль которого выполняет проволока калиброванного сечения.
Для полной герметизации клапана используется мембрана 5
из алюминиевой фольги или из полимерного материала. Под.
действием давления в защищаемом аппарате мембрана прижи-
мается к крышке и таким образом через рычаг 8 все усилие от
давления передается на шарнир рычага и разрывную проволо-
ку 9. Сама же мембрана при этом оказывается практически
полностью разгруженной и на давление срабатывания клапана;
(разрыв проволоки 9) существенного влияния не оказывает.
В этом смысле мембрана не является расчетным элементом:
конструкции взрывного клапана.
Если в защищаемом аппарате 1 происходят технологические
процессы при высоких температурах, то для тепловой защитьи
124
мембраны 5 и других деталей клапана предусмотрены два
уровня теплоизоляции. Первый из них представляет собой гру-
зовой затвор 2, футерованный огнеупорным материалом, а вто-
рой — минеральную вату, асбестовую крошку или другой тер-
мостойкий пористый материал 4, уложенный в корзину из ме-
таллических прутьев или полос. Затвор 2 не обеспечивает гер-
метичного перекрытия сбросного отверстия защищаемого ап-
парата 1, он свободно лежит на нем, а слегка прослабленные
цепи 10 служат лишь для центровки затвора 2, т. е. для пред-
отвращения его больших смещений относительно сбросного от-
верстия.
Футерованный грузовой затвор 2 защищает корпус <3 клапа-
на от прогорания в случае высокой температуры в защищае-
мом аппарате, а засыпка 4 еще больше снижает температуру
в зоне расположения мембраны 5.
Клапан работает следующим образом. Давление в защища-
емом аппарате воздействует на крышку 6, так как затвор 2 пе-
рекрывает входное отверстие негерметично (при быстром по-
вышении давления он может приподниматься), а теплоизоля-
ционный слой 4 порист. При срабатывании клапана крышка,
отбрасывается до упора в отбойники 7, засыпка 4 потоком газа
выбрасывается из полости клапана, а затвор 2 приподнимается
вверх, насколько позволяет длина удерживающих его цепей.
Вид клапана в процессе сбрасывания давления показан на.
рис. 3.28, б. После окончания сброса газов затвор и крышка
опускаются вниз и закрывают сбросное отверстие клапана. При:
этом герметичность клапана полностью не восстанавливается,,
однако интенсивный подсос воздуха из атмосферы в полость-
защищаемого аппарата, который может вызвать вторичный,
взрыв в оборудовании, исключается.
После срабатывания клапана и устранения причин, вызвав-
ших взрыв в оборудовании, клапан должен быть восстановлен^
т. е. необходимо в корзину уложить теплоизоляционный слой,.
Рис. 3.29. Модификации взрывных клапанов
125-
заменить мембрану и разрывной элемент и, в случае необходи-
мости, восстановить футеровку затвора.
На основе описанной базовой конструкции (тип. /) возмож-
ны отдельные модификации клапана, показанные на рис. 3.29.
Модификации различаются в основном устройством теплоизо-
ляции, а тип IV, кроме того, не содержит верхней крышки: на
его патрубке можно установить мембрану и подсоединить к не-
му сбросной трубопровод. В случае необходимости перед мем-
браной тоже можно установить решетчатую корзину с тепло-
изоляционной засыпкой.
Ниже приведены предельно допустимые значения темпера-
туры в защищаемом оборудовании для клапана каждого типа:
Тип клапана..................... I II III IV
Предельно допустимая температура,
°C.............................. 1200 950 475 1200
Возможны и другие модификации взрывных клапанов этого
типового ряда, например, тип II без тепловой изоляции. Раз-
работанный типовой ряд охватывает конструкции с условным
проходом от 400 до 1000 мм. Давление срабатывания клапа-
нов определяется прочностью разрывной проволоки и может
ТАБЛИЦА 3.9
Основные размеры типового ряда взрывных клапанов, мм
№ пп Тип л D н L
Г ' 1 I 680 С 1100 700
2 II 680 | 1100 700
3 III 400 — ъ 670 700
4 IV 680 640 —
5 •I 840 1330 805
6 II 840 1330 805
7 III 500 800 805
8 IV 840 720 —
9 I 1000 1570 908
10 II 1000 1570 908
11 III 600 920 908
12 IV 1000 80 —
13 I 1320 1915 1105
14 II 1320 1915 1105
15 III 800 1105 1105
16 IV 1320 1105
17 I 1600 2280 1336
18 II 1600 2280 1336
19 III 1000 1340 1336
20 IV 1600 1227 —
Я 26
Рис. 3.30. Узел крепления разрывной проволоки:
1 — стопорный болт; 2 —вилка; 3 — рычаг крышки кла-
пана; 4 — гайка; 5—барабан; 6 — разрывная проволока
быть назначено в пределах 70 кПа. Ос-
новные размеры клапанов типового ряда-
приведены в табл. 3.9.
Представляет интерес узел крепления
разрывной проволоки (рис. 3.30). Концы
проволоки 6 вставляются в отверстия и
затем наматываются на барабаны 5 при 4
их вращении обычным гаечным ключом.
После достаточного натяжения проволо-
ки барабаны фиксируются стопорными
болтами 1. Важно заметить, что давле-
ние срабатывания клапана зависит толь-
ко от прочности проволоки и не зависит
от силы ее натяжения. Чтобы срабаты-
ванию клапана не предшествовали боль-
шие пластические деформации проволоки, ее длина, а следова-
тельно, и зазор h должны быть минимальными, а чтобы креп-
ление концов проволоки было надежным и не допускало их.
вытягивания из отверстий в барабане, на него должно быть на-
мотано не менее трех витков.
3.3. РАСЧЕТ ПЛОЩАДИ СБРОСНЫХ ОТВЕРСТИЙ
Одной из наиболее ответственных задач, которую приходится
решать на стадии выбора устройств для сброса давления
взрыва, является определение их достаточной пропускной спо-
собности. Очевидно, что требования к площади сечения вскры-
ваемых сбросных отверстий определяются динамикой развития
взрыва в защищаемом оборудовании. В качестве основных ис-
ходных данных, характеризующих динамику этих процессов,
наиболее целесообразно использовать нормальную скорость и
величину поверхности фронта пламени.
При этом нормальная скорость пламени является основной
физико-химической константой горючей смеси, а учет поверх-
ности фронта пламени позволяет учесть и влияние формы за-
щищаемого оборудования, и влияние движения горючих газов,
включая их турбулизацию, и ряд других факторов, приводящих
к интенсификации горения в результате увеличения поверхно-
сти фронта пламени. Таким образом, динамика сгорания газа
в данном случае будет описываться, исходя из фундаменталь-
ной закономерности этого процесса: в единицу времени сгорает
объем горючей смеси, равный произведению поверхности пла-
мени на его нормальную скорость.
127’
При расчете требуемой площади проходного сечения уст-
ройств сброса давления взрыва необходимо и достаточно вы-
полнить следующее условие: повышение давления в защищае-
мом объеме при горении среды должно быть полностью ком-
пенсировано снижением давления вследствие истечения газов
через сбросное отверстие. Для этого необходимо удалять в еди-
ницу времени из объема количество газов, определяемое фор-
мулой
G = Fup(e-l),
где F — поверхность фронта пламени; и — нормальная скорость распростра-
нения фронта пламени; р — плотность удаляемого газа; е — степень расшире-
ния газов при сгорании.
Величины F, р и е в процессе сгорания и изменения давления
также изменяются, однако для расчета площади проходного
сечения устройств сброса давления можно задаться значением
этих величин для наиболее опасного случая. Отмечая эти ве-
личины индексом т, можно записать:
Gm ‘ Fmllpm (вт !)•
Предельное значение плотности газа можно выразить фор-
мулой:
Рт = Ро (Рт/Ро) 1/т.
где Р — абсолютное значение давления в защищаемом объеме; т — показатель
.адиабаты; индекс «о» обозначает начальные значения параметров.
При определении рт принято, что через сбросное отверстие
истекает холодный горючий газ, а не продукты сгорания.
В действительности же в зависимости от места инициирования
горения в рассматриваемый момент времени могут истекать
либо горючий газ, либо продукты сгорания, либо горючий газ
и продукты сгорания вместе, однако и расчеты, и эксперимен-
ты показывают, что наиболее опасный случай — это истечение
холодных газов.
Под величиной Рт следует понимать максимальное давле-
ние, которое может выдержать защищаемый объект. Чаще все-
то Рт принимают равным давлению срабатывания предохра-
нительного устройства, хотя в некоторых случаях оно может
:быть и существенно меньше Рт. Площадь сбросного отверстия
должна быть рассчитана таким образом, чтобы при самых не-
благоприятных условиях давление в защищаемом объеме не
превысило наперед заданной величины Рт.
Степень расширения газов при сгорании изменяется в зави-
симости от их температуры. При адиабатическом сжатии го-
рючего таза ъ процессе развития взрыва величину 8т можно
328
выразить в зависимости от давления в соответствии с уравне-
нием (2.7):
е« - 1 + (во -1) (Р«/Ро)<1-’)'1.
Итак, для эффективной взрывозащиты любого объекта, об-
условленной сбросом давления взрыва, необходимо, чтобы пре-
дохранительное устройство могло обеспечить расход газов не
менее
Gm = Fmupo (80 - 1) (Prn/Po) (3.26)
Из газодинамики известно, что массовый расход газа под
давлением Рт через отверстие может быть выражен следую-
щим образом:
при докритическом режиме истечения, когда Ф>(2/(у +
+ 1 у/о-1)
Gm = aSPro ftlV+,)/V): (3 • 27>
при надкритическом режиме, когда 0^ (2/(7 + 1)т/(т-1),
<з.28)
где « — коэффициент истечения сбросного отверстия; S — площадь проходного
сечения сбросного отверстия; •&=Р'/Рт—максимальный относительный пере-
пад давлений на сбросном отверстии; Р' — абсолютное давление в простран-
стве, в которое происходит истечение газов (если сброс газов осуществляется
в атмосферу, то Р'=0,1 МПа); М — молекулярная масса газа; Т—абсолют-
ная температура сбрасываемого газа; R — универсальная газовая постоянная.
Величина Рт, как уже отмечалось, определяется прочностью
защищаемого объекта и представляет собой максимальное
давление, которое может быть допущено из условия прочности
объекта. Введением этой величины в формулы (3.27) и (3.28)
по существу и выражается условие максимума массового рас-
хода Gm.
Сопоставляя правые части формул (3.26), (3.27) и (3.28),
можно получить соотношения для площади проходного сечения
устройств сброса давления взрыва:
для случая докритических режимов истечения, когда 0>
>(2/(7 + 1)VO-d
S > (Рт/Р8)(2~у)/У (3 29)
аРт V(2M/RT) [у/(у - 1)] (^2/Y _#<V+D/Y
для случая надкритических режимов истечения, когда
^(2/(7+l)VCr-i)
О ' у— (и. «эи J
„ ! / уМ ( 2 \(Т+1)/(У-1)
“ т V RT (у+ 1)
9—566
129
Максимальную поверхность фронта пламени можно выра-
зить
Fm —
где Fm° — максимальная поверхность пламени, найденная геометрически в пред-
положении, в первом приближении, что от точки поджога пламя распростра-
няется во все стороны с одинаковой скоростью и поэтому имеет сферическую
форму; % — коэффициент искривления фронта пламени.
Очевидно, что для сосудов цилиндрической формы с отно-
шением длины к диаметру больше единицы величина Fm равна
поверхности сферы, вписанной в цилиндрическую часть сосуда.
Если поджог смеси осуществляется не в центре сосуда, а на-
пример у стенки, то максимальная поверхность фронта пламе-
ни может быть найдена графически или аналитически при из-
вестных геометрических размерах сосуда. Если возможная точ-
ка поджога заранее неизвестна, как это чаще всего и бывает
на практике, то расчет необходимо вести на самый неблагопри-
ятный случай, когда в процессе горения поверхность фронта
пламени может быть максимальной; обычно это соответствует
случаю поджога в центре объема.
Производственные помещения чаще всего имеют форму пря-
моугольного параллелепипеда. Если размеры такого помещения
обозначить А, В и С, причем Л^В^С, то в случае иницииро-
вания горения в геометрическом центре объема максимальную
поверхность фронта пламени можно выразить как
= лАВ,
т. е. она не зависит от размера С и определяется только пло-
щадью поперечного сечения здания.
Коэффициент искривления фронта пламени % следует пони-
мать как отношение действительной поверхности фронта пла-
мени к поверхности сферы или части сферы, описанной в пре-
делах полости сосуда из точки зажигания таким образом, что
охватываемый ею объем равен действительному объему про-
дуктов сгорания в текущий момент времени. При этом и
его в той или иной степени приближения можно считать по-
стоянной величиной в течение рассматриваемой стадии процес-
са горения.
Как отмечалось ранее, наиболее неблагоприятный случай
реализуется, когда через сбросное отверстие истекают не про-
дукты сгорания, а холодные газы. Из этого следует, что темпе-
ратуру истекающих газов в формулах (3.29) и (3.30) можно
выразить как
Т = TB(PmIPQ)n-^i.
Степень расширения газов при сгорании по существу пред-
ставляет собой отношение температуры продуктов сгорания к
130
температуре горючей смеси, и поэтому ее легко вычислить по
тепловому эффекту химической реакции горения. Однако для
практических инженерных расчетов значительно более удобно
пользоваться не величиной е, а функционально связанной с
ней степенью повышения давления при взрыве в замкнутом
объеме v, так как она входит в перечень так называемых стан-
дартных параметров пожаровзрывоопасности веществ, опреде-
ляется экспериментально и содержится в справочной литерату-
ре [24]. Из (2.15) следует, что связь между ео и v устанавли-
вается зависимостью
во— 1 = (V—l)/lf.
(3.31)
Тогда расчетные формулы для определения площади сброс-
ных отверстий в окончательном виде можно записать следую-
щим образом:
для докритического режима истечения
XF* Bm^(v— 1)
(3.32)
для надкритического режима истечения
S>_________________XF°m«(v-l)
' М \ y+1 /
В случае необходимости можно также учесть и зависимость
нормальной скорости пламени от температуры и давления
горючей смеси, например, по формуле (2.61).
Полученные расчетные формулы можно использовать как в
расчете взрывных клапанов и мембран для взрывозащиты
технологического оборудования, так и в расчете легкосбрасы-
ваемой кровли и вышибных проемов для взрывозащиты зда-
ний. Причем, в оборудовании могут реализоваться оба режима
истечения газов в зависимости от его прочности (давление
Рт) и места сброса газов (давление Р'), а при взрывозащите
зданий практически всегда допустим только докритический ре-
жим истечения, и поэтому для зданий следует пользоваться
формулой (3.32).
При выводе формул (3.32) и (3.33) по существу исходили
из предположения, что поверхность пламени и давление в со-
суде достигают максимальных значений Fm и Рт одновременно.
На практике это условие выполняется не всегда. На рис. 3.31, а
в качестве примера показана кривая изменения давления во
времени в процессе развития взрыва; для некоторых характер-
ных моментов времени Л, t2, t3, Л и h показаны положения
фронта пламени в сосуде. Момент Л соответствует зажиганию
131
Рис. 3.31. Изменение давления в сосу-
де на различных стадиях горения и
сброса газов
смеси, момент i2 — некоторой стадии горения, когда мембрана
еще не разрушена. В момент t3 давление достигло Рт, мембра-
на сработала, но поверхность пламени еще не достигла макси-
мального значения.
Поэтому пропускная способность отверстия, образовавше-
гося при срабатывании мембраны, в это время оказывается из-
быточной, и давление в момент t3 начинает интенсивно падать.
Однако увеличение поверхности пламени по мере горения газа
продолжается, что в конечном итоге вновь приведет к росту
давления. В момент /4 поверхность фронта пламени достигает
максимума, а давление — величины Рт. Этот момент является
наиболее опасным и именно к нему относятся полученные соот-
ношения (3.32) и (3.33) для S.
В момент t$ поверхность фронта пламени, равная сумме по-
верхностей верхнего F\ и нижнего F2 фронтов, меньше поверх-
ности вписанной сферы, площадь сбросного отверстия является
избыточной, и давление падает. Таким образом, несмотря на
то, что в рассматриваемом случае давление Рт устанавливает-
ся раньше, чем Fm, процесс сгорания все же проходит через
стадию, когда Рт и Fm наблюдаются одновременно (момент
tF). Все это обусловливает «двугорбый» характер кривой из-
менения давления во времени.
Иначе в этом отношении происходят процессы сгорания и
сброса газов в случае, отображенном на рис. 3.31, б. В момент
t2 фронт пламени достигает максимального значения, но давле-
ние пока еще меньше Рт, и мембрана не сработала. В момент
/3 давление достигло значения Рт, мембрана сработала, но по-
132
верхность фронта пламени, уже пройдя через максимум, умень-
шается. Таким образом, в данном примере случай одновремен-
ного существования Рт и Fm не реализуется, и поэтому полу-
ченные расчетные формулы (3.32) и (3.33) дают некоторый за-
пас площади проходного сечения сбросного отверстия. Однако
при необходимости действительная величина F°m при давлении
Рт легко может быть определена и подставлена в формулы
(3.32) и (3.33) для более точного расчета S. Для этого необ-
ходимо, подставляя в формулу (2.8) Р = Рт, найти объем про-
дуктов сгорания Уп, а затем определить Ft и F? (см. рис. 3.31,
б) из условия, что заштрихованная часть объема сосуда в мо-
мент /3 равна Va.
Как уже отмечалось, отклонение формы фронта пламени от
сферической зависит от многих факторов, определяющих дви-
жение газа в сосуде, включая турбулентность. Кроме того, сам
процесс срабатывания предохранительного устройства сущест-
венно возмущает пламя, искривляя его фронт, как показано
на рис. 3.31, в. Искривление фронта пламени приводит к уве-
личению его поверхности, и, если это увеличение не учитывать
при определении Fm, величина S может оказаться недостаточ-
ной, что приведет к превышению давления сверх Рт в момент
/3. Учесть увеличение поверхности пламени вследствие указан-
ных выше факторов аналитически не представляется возмож-
ным. Наиболее целесообразно эту задачу решать эмпирически,
экспериментально определяя коэффициент х [25, 29, 62].
Из формул (3.32) и (3.33) можно видеть, что требуемая
площадь сбросных отверстий прямо пропорциональна макси-
мальной поверхности пламени, а все остальные величины, вхо-
дящие в эти формулы, образуют некоторый безразмерный
комплекс, представляющий собой коэффициент пропорциональ-
ности. Поэтому от ошибок в определении Fm в большой мере
зависит погрешность расчета S.
В настоящее время еще не накоплен достаточно богатый
экспериментальный материал, позволяющий делать широкие
обобщения в отношении величины х» однако некоторые реко-
мендации уже содержатся в нормативных материалах [14].
В частности, для замкнутых объемов с невозмущенным состоя-
нием газа этот коэффициент рекомендуется принимать равным
1,5—2; для проточных аппаратов или в случае наличия в них
лопастей, ребер или других аналогичных устройств 2—2,5; если
в аппарате искусственно создается интенсивная турбулент-
ность, например, встроенными вентиляторами или при танген-
циальном вводе газа с большой скоростью, то коэффициент
увеличения поверхности пламени должен приниматься в пре-
делах 5—10.
Более детальное исследование интенсификации горения в
результате искривления фронта пламени следует рассматривать
133
как важнейшее и наиболее перспективное направление совер-
шенствования методов расчета средств взрывозащиты промыш-
ленных объектов.
В частности, многие экспериментальные данные показыва-
ют [25], что наиболее сильное ускорение пламени вызывают
периодически повторяющиеся препятствия; причем при некото-
ром «оптимальном» размещении препятствий может происхо-
дить постоянное ускорение пламени.
В химической и других отраслях промышленности взрыво-
опасность технологического оборудования часто определяется
присутствием в нем пылеобразных горючих продуктов. Горение
пылей имеет ряд особенностей по сравнению с горением газов.
В частности, толщина фронта пламени в пылях на несколько
порядков больше, чем в газах, и может быть соизмерима с раз-
мерами аппарата. Для характеристики динамики процесса го-
рения аэровзвесей вообще не принято использовать такой па-
раметр, как нормальная скорость фронта пламени. Для этих
целей обычно используют экспериментальные значения макси-
мальной (dP/dt) max И средней (dP/dt)Cp скорости нарастания
давления при взрыве данной аэровзвеси в бомбе заданного
объема [26]. Площадь сбросных отверстий для защиты обору-
дования, взрывоопасного по пыли, можно рассчитывать по при-
веденной методике, используя некоторое «эффективное» значе-
ние нормальной скорости пламени, которое можно определить
из расчета по экспериментальному значению (dPfdt)тах по
формуле
_ г (dP
“~3Pe(v —1) v’/v*
(3.34)
где г — радиус экспериментальной сферической бомбы; Ро — начальное давле-
ние горючей смеси в экспериментальной бомбе.
При этом, несмотря на то, что экспериментальные бомбы
для изучения характеристик пожаровзрывоопасности пылеоб-
разных материалов в большинстве случаев не являются сфери-
ческими, радиус для подстановки в формулу (3.34) можно
определять из объема бомбы Vo
r = ^3Vt/4n.
Описанный прием расчетного определения и по эксперимен-
тальным значениям (dP/dt)max можно рекомендовать также и
для газов и паров, поскольку величина (dP/dt)m3X значительно
больше распространена в справочной литературе, чем и. При-
чем величина (dP/dt)max для газов и паров определяется в
сферических бомбах, что не вносит никаких погрешностей в
определение г.
Возвращаясь к вопросу о специфике горения пылей, следу-
ет обратить внимание на то, что при экспериментальном опре-
134
делении (dP/d^tm (как впрочем, и других показателей взры-
воопасности аэровзвесей) навеса исследуемого порошка распы-
ляется в экспериментальной бомбе струей воздуха, и поэтому
горючая смесь в ней всегда находится в турбулизированном
состоянии. В этом смысле можно сказать, что в эксперимен-
тальных значениях (dP!dt)m&x и в рассчитанных по ним «эф-
фективных» значениях нормальной скорости пламени уже со-
держится некоторое значение коэффициента %, поэтому в рас-
четные формулы для определения площади сбросных отверстий
можно вводить минимальные значения х: для сосудов простой
формы х=1«0—115; для сосудов с ребрами и перегородками
Х=1,5—2,5; для аппаратов с искусственной турбулизацией
среды х=3—6.
Пример 9. Определить диаметр сбросного отверстия для защиты ци-
линдрического сосуда диаметром .0=1,8 м и высотой Я=4 м от взрыва паров
ацетона. Начальное давление — атмосферное, начальная температура 300 К.
Сосуд из условия прочности допускает внутреннее абсолютное давление
0,16 МПа. Максимальная нормальная скорость пламени в ацетоновоздушной
смеси и=0,43 м/с, степень повышения давления при взрыве v=6,5.
Решение. Если взрыв инициируется в центре сосуда (наиболее небла-
гоприятный случай), то
Р*„ = nD* = 3,14-1,8* = 10,18 м*.
Коэффициент искривления фронта пламени принимаем х=1,5.
Относительный перепад давлений на сбросном отверстии при истечении
газов в атмосферу
6 РЧРт = 0,1/0,16 = 0,625.
Критическое значение д при f= 1,4 составляет
' 2 \У/(У~1) / 2 \1,4/(1,4-1)
л + 1/ “11,4+lJ
= 0,528,
т. е. действительное значение О больше критического, что указывает на докри-
тический режим истечения. Поэтому для определения S воспользуемся фор-
мулой (3 32), приняв Я=8,314 Дж/(моль-К), М»0,030 кг/моль, а=0,8
_____________________1,5 10,18 0,43 (6,5— 1)
3 1.4—1 Г 9 1,4+1\
„ о . . /0,!6\Т--17Г1 / 2-8,314-300 1,4 I „„,тГ „________“ГТ2!
°’8 ,4\0,1) V 0,03 •14_ Д°,62о • —0,625 • J
=10,136 м*.
Диаметр сбросного отверстия
<Уг='|/Тб7-п=У 4 C,lct/3,14 = 0,417 м.
Принимаем округленно из стандартного ряда d=450 мм.
Учет сопротивления сбросных трубопроводов. Сброс продук-
тов взрыва при срабатывании предохранительных мембран и
взрывных клапанов должен осуществляться в безопасное мес-
то. Опасность выбросов продуктов взрыва может заключаться
135
в возможности ожогов или отравления обслуживающего персо-
нала и возможности инициирования пожаров или взрывов в
помещении или на соседнем объекте.
Для отвода продуктов взрыва в безопасное место предохра-
нительные мембраны или взрывные клапаны обычно оборудуют
сбросными трубопроводами. Трубопровод от предохранительно-
го устройства отводят либо за крышу, либо за боковую стену
здания. Устройство сбросных трубопроводов обычно вызывает
дополнительные технические трудности. Во-первых, сбросной
трубопровод, особенно если он имеет большую протяженность,
оказывает гидравлическое сопротивление потоку сбрасываемых
газов, ухудшая условия разгрузки оборудования от давления
взрыва, а во-вторых, такие трубопроводы обычно имеют боль-
шие диаметры, и их прокладка излишне загромождает произ-
водственные помещения.
Поэтому, решая вопрос о необходимости оборудования уст-
ройств взрывозащиты сбросными трубопроводами, следует сна-
чала оценить реальную опасность выброса продуктов взрыва не-
посредственно в помещение (если оборудование размещено в
помещении). Чтобы исключить возможность ожогов обслужи-
вающего персонала, устройства сброса давления взрывов мо-
гут, например, располагаться в местах, недопустимых для пре-
бывания людей; чтобы струя продуктов взрыва не представля-
ла пожарной опасности, их, например, можно охлаждать, ис-
пользуя специальные устройства, как это предусмотрено, на-
пример, в конструкции взрывных клапанов, показанных на
рис. 3.23, 3.24 и др.
Для оценки реальной токсикологической опасности выбра-
сываемых из оборудования продуктов необходимо оценить сте-
пень их вредности и объем возможного выброса, а также воз-
можность их быстрого удаления при помощи аварийной венти-
ляции; кроме того, необходимо предусмотреть возможность
аварийной эвакуации людей из помещения. Взрыв в оборудо-
вании — явление редкое, и поэтому для ликвидации его вред-
ных последствий допустимы экстраординарные меры.
Если анализ убеждает все же в недопустимости сброса про-
дуктов взрыва в производственное помещение, то необходимо
прибегать к применению сбросных трубопроводов [27]. Более
того, может оказаться недопустимым выброс продуктов и за
пределы помещения. В этом случае сброс должен осуществ-
ляться в специальную емкость, из которой затем продукты мо-
гут быть либо вновь возвращены в технологический процесс,
либо сброшены в атмосферу после их полного обезвреживания.
Основное требование к сбросным трубопроводам заключа-
ется в обеспечении минимального гидравлического сопротивле-
ния потоку сбрасываемых газов. Для этого трубопровод дол-
жен иметь минимальную длину, минимальное число поворотов и
136
других местных сопротивлений. При этом, конечно, ни сама
длина, ни число поворотов не лимитируются. А лимитируется
лишь расход газа через предохранительное устройство: он по-
прежнему должен быть таким, чтобы полностью компенсиро-
вать рост давления при взрыве в оборудовании.
Практически это означает, что наличие сбросного трубопро-
вода может привести к необходимости увеличения проходного
сечения сбросного отверстия по сравнению с полученным по
формуле (3.32) или (3.33) с тем, чтобы с учетом гидравличес-
кого сопротивления сбросного трубопровода условия защиты
оборудования не ухудшились. А это в свою очередь означает,
что расход газов через сработавшее предохранительное устрой-
ство и сбросной трубопровод должен быть не менее Gm, опре-
деляемого по формуле (3.26), т. е.
Gm = %/™т«Ро(во — 1) (Рт/Ро) = 1
= Xp0mU(8o-l)(PoAf/pr0)(Pm/P0)<»-TVT. (3.35)
Из газодинамики известно, что движение газа по трубопро-
воду с учетом трения описывается уравнением:
1/Л.2м 1/А2аыт — 1п(А,авнх/Ла»х) в [27/(7 4“ 1) 1 (3.36)
где Хвх и лВых — скоростные коэффициенты соответственно во входном и вы-
ходном сечениях трубопроводов; 7 — показатель адиабаты; 5 — коэффициент
сопротивления трубопровода.
Коэффициент сопротивления трубопровода определяется как
арифметическая сумма коэффициентов местных сопротивлений
его отдельных элементов таких, как сужения, расширения,
вход, выход, повороты и т. д., и коэффициентов сопротивления
трения прямолинейных участков, которые содержатся в специ-
альной справочной литературе [28]. Коэффициенты местных
сопротивлений некоторых типовых элементов сбросных трубо-
проводов приведены в табл. 3.10.
Безразмерную величину _ ----
[27/(7+!)]£=£' (3.37)
обычно называют приведенной длиной трубопровода.
Скоростные коэффициенты представляют собой отношение
скорости а газа в данном сечении трубопровода к критической
скорости с, т. е. к так называемой местной скорости звука:
% = ®/с;
1/ 2у RT
с~ V т+1 М •
Для графического решения трансцендентного уравнения
(3.36) можно рекомендовать номограмму (рис. 3.32), на кото-
рой представлена зависимость Хвх, Лвых от L'.
137
Рис. 3.32. Номограмма для расчета скоростных коэффициентов
Расчет сопротивления сбросных трубопроводов рекомендует-
ся выполнять в такой последовательности:
1) выбрать диаметр трубопровода из стандартного ряда та-
ким образом, чтобы его проходное сечение было не меньше
проходного сечения S сбросного отверстия, найденного по фор-
муле (3.32) или (3.33). Наметить трассу трубопровода и таким
образом полностью определить его конструкцию, т. е. опреде-
лить полную длину, число поворотов и вид соответствующих
колен и других деталей, представляющих собой местные сопро-
тивления в соответствии с табл. 3.10. Пользуясь данными
табл. 3.10 или другой справочной литературой, рассчитать при-
веденную длину сбросного трубопровода L' по формуле (3.37);
2) определить скоростной коэффициент Хвых на выходе из
трубопровода по формуле:
Хшх в (Двых/Свых ~ бт/рвих^трСвых, (3.38)
где Свых — скорость звука в газе, выходящем из сбросного трубопровода;
Рвкх — плотность газа на выходе из трубы; ST₽ — площадь поперечного сечения
сбросного трубопровода;
3) пользуясь Хвых и L', по номограмме рис. 3.32, или решая
уравнение (3.36) методом итераций, определить скоростной ко-
эффициент Хвх на входе в сбросной трубопровод;
4) определить давление Р" во входном сечении трубопрово-
да (на выходе из предохранительного устройства) по формуле
Р" = Р'.СХвых/Хвх),
где Р'— давление в том месте, куда сбрасываются газы [см. пояснения к фор-
мулам (3.27) и (3,28)].
Если полученное таким образом отношение давлений (Р'7
/Р') ^1,05, то сопротивлением сбросного трубопровода можно
пренебречь. В противном случае необходимо увеличить диаметр
138
Коэффициенты местных сопротивлений типовых элементов
сбросных трубопроводов
ТАБЛИЦА ЗЛО.
Эскиз элемента трубопровода
Расчетные формулы и величины
E=(l-Si/Sa)»
Внезапное расширение
Внезапное сужение
6=0,5(1—Sj/Sj)
Расширяющийся конус
6 = sina(l—Sj/Sa)^
(a<20°)
Вход в трубу с острой кромкой
I_________-
—*
I-----------
Вход в трубу с закругленной кром-
кой
Выход из трубы
______________I
---------------1
Колено сварное
6-0,5
£=0,1
£-1
Ф=22,5°; 6=0,1;
Ф=30°; 6-0,2
Ф=45°; 6=03
Ф—60е; 6-0,7
Ф=90°; 6-13
139
Продолжение
Эскиз элемента трубопровода
Расчетные формулы и величины
Плавный поворот
Коэффициент сопротивления трения
прямолинейного участка трубопро-
вода
W/90;
r/d 1 2 3 4 5
К 0,29 0,15 0,12 0,10 0,08
I
g=0,111 (0,2/d)".28 -
а
d и I, мм
сбросного трубопровода и пересчитать пропускное сечение пред-
охранительного устройства, приняв Р' = Р".
При изложении приведенной упрощенной методики расчета
Гидравлического сопротивления сбросных трубопроводов были
опущены пояснения относительно принимаемых допущений и
специфики реальных физических процессов. В связи с этим
представляется целесообразным привести ряд комментариев.
Во-первых, следует отметить, что уравнение (3.36) описы-
вает случай движения сжимаемого газа по трубопроводу с уче-
том сил трения газа о стенки трубопровода. При этом учтено,
что энергия трения переходит в тепловую, нагревая газ, но
теплообмен со стенками трубы и с внешней средой отсутствует,
т. к. процесс в этом смысле адиабатичен, но не изоэнтропи-
чен — энтропия газа в направлении потока возрастает. Следу-
ет признать, что такое допущение плохо отражает реальный
процесс истечения газов в сбросном трубопроводе. Отсутствие
теплообмена газов со стенкой трубы относительно легко мож-
но допустить в случае установившегося течения газа, когда
температура трубы выравнивается с температурой газа в ней
и градиент температуры стенок по длине трубы совпадает с
градиентом температуры газового потока. Процесс же сброса
газов при срабатывании взрывных клапанов или мембран про-
исходит очень кратковременно и при непрерывно изменяющих-
ся параметрах потока, и в этом смысле (в термодинамическом
отношении) этот процесс является неустановившимся.
Во-вторых, расход газа через предохранительное устройство
и через сбросной трубопровод переменен во времени, так как
140
переменным во времени является давление в защищаемом обо-
рудовании (см., например, рис. 3.31). Расход газа Gm в соот-
ветствии с уравнением (3.35) наблюдается в течение весьма не-
продолжительного промежутка времени в самые критические
моменты (например, в моменты /3 и /4 на рис. 3.31, а) для за-
щищаемого объекта.
Во все остальные промежутки времени после срабатывания
предохранительного устройства пропускная способность систе-
мы сброса оказывается избыточной, и гидравлическое сопро-
тивление сбросного трубопровода значения не имеет. Кроме то-
го, через сбросной трубопровод, также как и через предохрани-
тельное устройство, в различные моменты времени могут исте-
кать либо относительно холодная горючая смесь, либо горячие
продукты сгорания, либо смесь продуктов сгорания с горючей
смесью. Формула (3.35) рассчитана на наиболее неблагоприят-
ный случай истечения горючей смеси.
Погрешность методики расчета сопротивления сбросных
трубопроводов, вносимую допущением об адиабатичности про-
цесса, можно в некоторой мере компенсировать, принимая зна-
чение рВых при расчете Хвых по формуле (3.38). Плотность газа
при выходе из трубопровода, например в атмосферу, определя-
ется его температурой. Если температуру газа на выходе при-
нять равной температуре стенок сбросного трубопровода, то
тем самым будет принято условие полного теплообмена газов
со стенками трубы. Если тепло передается от стенки трубы к
газу, т. е., если газ холоднее трубы, то это приводит к ухудше-
нию условий истечения, т. е. к увеличению гидравлического
сопротивления трубы, и следовательно, допущение о выравни-
вании температуры газа и трубы внесет определенный запас
в расчет сопротивления трубопровода.
Если же через холодный трубопровод сбрасываются горя-
чие газы, то отвод тепла от газов ускоряет поток, уменьшая
гидравлическое сопротивление трубы. В этой связи уместно
вспомнить, что цилиндрическая труба с отводом тепла от газа
по длине трубы ведет себя-аналогично соплу Лаваля. Чтобы
в расчете и в этом случае содержался запас, температуру газов
не следует принимать равной температуре трубы, т. е. тепло-
обмен учитывать не следует.
При истечении через сбросный трубопровод сначала горю-
чей смеси, а затем продуктов сгорания возможно весьма ин-
тенсивное горение в самом трубопроводе [29]. Это может
привести к эффекту «запирания трубопровода», при котором
истечение газов из емкости не только прекращается, но может
возникнуть обратный поток газов из трубопровода в емкость.
Этот процесс является весьма кратковременным, но если он
по времени совпадает с моментом /4 (см. рис. 3.31, а), то дав-
ление Рт может быть существенно превышено. Условия опас-
141
ного «запирания трубопровода» изучены недостаточно, и прак-
тические рекомендации по расчету степени превышения дав-
ления отсутствуют, а для устранения этого эффекта в сброс-
ной трубопровод рекомендуется впрыскивать воду для подав-
ления пламени.
При истечении газов из сбросных трубопроводов в атмосфе-
ру возникают значительные реактивные силы. Приближенно
реактивную силу /V можно определить по формуле
-V = GmCOsux-
Эта сила должна восприниматься деталями крепления вы-
ходного конца сбросного трубопровода. Для уменьшения или
полной компенсации реактивной силы на выходе из трубопро-
вода можно установить отбойник или Т-образный патрубок.
Пример 10. Рассчитать сопротивление и реактивную силу для сбросно-
го трубопровода к сосуду, описанному в примере 9, при условии, что трубо-
провод должен отводить продукты взрыва в боковую стенку здания; для это-
го он должен иметь длину 8 м и один плавный поворот на угол 90е при rfd=3
(г—радиус поворота, d— диаметр трубопровода).
Решение. Будем считать, что температура газа при истечении по трубо-
проводу не изменяется и на выходе из него в атмосферу составляет 300 К,
а плотность рвых=1,3 кг/м3. Принимаем диаметр сбросного трубопровода dTP
равным диаметру мембраны dTP=d=450 мм, полученному в примере 9.
По формуле (3.35) находим
Gm = Xf’mUpofeo - 1) (Рт/Ро)(1-«Л =
= 1,5-10,18-0,43(4,93 — 1) (0,16/0,1 )<3-м>/м = 31,56кг/с.
При этом учтено, что из (2.15)
в = 1 -J- (v — 1)/у = 1 + (6,5 — 1 )/1,4 = 4,95.
Скорость газа на выходе из трубы
От 31,56
“ВЬ1ХPbuxStp ” , , 3,14-0,4502 = 15216 м/с-
1 , О * л Г
Скорость звука
СВЫХ
2? RT 1/ 2-1,4 8,314-300 ........
•у+1 М ~У 1,4+Г 0,030 *=311,4 м/с.
Скоростной коэффициент на выходе из трубы
А.вых = а>вых/сВых = 152,6/311,4 = 0,49.
По формуле (3.37) определяем приведенную длину трубопровода. При
этом £ будет складываться из коэффициента местных сопротивлений плавного
поворота на 90° с отношением r/d=3, выхода из трубопровода и сопротивле-
ния трения прямолинейных участков
/0,2X0.25 80001
4-1 +0,111 Н- —— =1,64.
\450/ 450 J
Пользуясь %вых и L', по номограмме рис. 3.32 находим %вх«0,40, и давле-
ние во входном сечении сбросного трубопровода
Р" = ^(Хвых/Хвх) = 0,1 (0,49/0,40) = 0,122 МПа.
142
Так как Р"1Р'= 1,22> 1,05 повторим расчет проходного сечения мембраны,
приняв Р'=Р"=0,122 МПа:
О = р’!Рт = 0,122/0,16 = 0,762;
0,81,4
1,5-10,18-0,43 (6,5—1)
3 1.4-1
0,16\2‘ 1.4
.0,1 /
2-8,314-300 1,4
0,03 ‘1,4 —
/ 2 1.4+1
у^0,7621,4 —0,762 *>4
= 0,153 м«.
Диаметр сбросного отверстия
d = l/4S/n = 1/4-0,153/3,14₽= 0,442 м.
Следовательно, принятое нами в примере 9 округленное значение d=
= 450 мм, является достаточным и с учетом сопротивления сбросного трубо-
провода. Определим реактивную силу струи, истекающей из трубопровода
N = СтШвых = 31,56-152,6 = 4816 И.
Глава 4
СРЕДСТВА ЛОКАЛИЗАЦИИ ВЗРЫВОВ
Ущерб от аварии может быть значительно уменьшен, если
исключить возможность распространения пламени, возникшего
в одном из аппаратов, в другие аппараты данного производст-
ва по технологическим коммуникациям. Установлено, что пла-
мя не просто способно распространяться по трубопроводам,
заполненным горючей смесью, но газодинамические эффекты,
сопровождающие этот процесс, могут настолько сильно интен-
сифицировать дефлаграционное горение, что оно очень часто
переходит в детонацию.
Разрушительная же сила детонации значительно превышает
силу дефлаграционных взрывов. Кроме того, скорость распрост-
ранения детонационной волны настолько велика [30], что ни
одно из рассмотренных предохранительных устройств не может
успеть защитить аппарат от разрушения. В то же время в ем-
костях горение газообразных сред редко переходит в детона-
цию, поэтому основными «генераторами детонации» являются
трубопроводы. Все это подтверждает важность вопроса созда-
ния и правильного применения эффективных средств, позволя-
ющих предотвратить распространение пламени по трубопрово-
дам.
Если детонационная волна, зародившись в длинном трубо-
проводе, распространяется в емкость, заполненную той же го-
рючей смесью, то сгорание смеси в емкости тоже может пройти
143
в детонационном режиме, вызвав при этом значительно боль-
шие разрушения, причем никакие предохранительные устройст-
ва не смогут ни предотвратить, ни даже ослабить взрыв. Воз-
можность и условия перехода плоской детонационной волны в
трубопроводе в сферическую детонацию в сосуде изучены недо-
статочно, и никаких рекомендаций по предотвращению этого
перехода дать нельзя. Поэтому основная задача состоит, во-
первых, в недопущении образования детонационной волны в
трубопроводах или ее попадания в емкости, а во-вторых, в
предотвращении вообще распространения пламени по техноло-
гическим коммуникациям.
Взрывы в технологическом оборудовании очень часто при-
водят к последующим пожарам, и наоборот — крупные пожары
часто сопровождаются взрывами. Применение любых средств
взрывозащиты технологического оборудования в этом смысле
является также одним из способов предотвращения пожаров
на производстве. Применяя средства локализации пламени,
можно предотвратить также проникновение пламени при по-
жарах внутрь оборудования и последующий взрыв в нем, что
бывает очень важно для уменьшения масштабов аварии и об-
легчения борьбы с огнем. Особенно это характерно для пред-
приятий, на территории которых размещены резервуары с неф-
тепродуктами или другими горючими жидкостями. Пожалуй,
еще более актуальны эти проблемы для танкеров, перевозящих
огромное количество легковоспламеняющихся жидкостей вод-
ным транспортом.
К средствам локализации пламени относятся различного
рода огнепреградители, гидравлические затворы и быстродей-
ствующие пламеотсекателн.
4.1. СУХИЕ ОГНЕПРЕГРАДИТЕЛИ
Принцип действия сухих огнепреградителей основан на меха-
низме гашения в узких каналах, описанном при рассмотрении
процесса горения в трубах.
Эффективность работы огнепреградителя зависит в основ-
ном от диаметра гасящих каналов и слабо зависит от их дли-
ны. Длина каналов является существенной, когда через огне-
преградитель должно проходить значительное количество про-
дуктов сгорания и есть опасность, что они могут поджечь горю-
чую смесь по другую сторону огнепреградителя. Поэтому в та-
ких огнепреградителях высота огнепреграждающего слоя долж-
на обеспечивать охлаждение продуктов сгорания. Кроме того,
огнепреградители для локализации детонационного горения
должны обладать большой механической прочностью, так как
давление при детонации возрастает в несколько десятков раз,
а ударная волна обладает большой разрушительной силой.
144
4.1.1. Конструкция огнепреградителей
Сухие огнепреградители [31] классифицируются по месту их
установки на оборудовании и по типу огнепреграждающего
элемента. По месту установки на оборудовании различают ог-
непреградители, устанавливаемые:
на трубах для выброса горючих газов в атмосферу или на
факел (сбросные огнепреградители);
на межаппаратурных и межцеховых коммуникациях (ком-
муникационные огнепреградители);
перед горелками.
По типу огнепреграждающего элемента различают огне-
преградители;
с насадкой из сыпучих гранулированных материалов;
кассетные с прямыми каналами;
сетчатые;
из металлокерамики и металловолокна.
На рис. 4.1 показаны схемы огнепреградителей с различны-
ми типами огнепреграждающих элементов.
Насадочный огнепреградитель (рис. 4.1, а) состоит из кор-
пуса 1, в котором на решетке 3 находится насадка 2 из стек-
лянных или фарфаровых шариков, гравия, корунда или других
гранулированных сыпучих материалов. В качестве насадки в
огнепреградителях этого типа могут использоваться также
кольца Рашига.
Кассетный огнепреградитель (рис. 4.1,6) состоит из корпу-
са 1, внутри которого находится огнепреграждающая кассета
4 из гофрированной и плоской металлических лент, плотно
свитых в рулон таким образом, что в нем образуются верти-
кальные узкие каналы, через которые свободно проходит го-
рючая смесь, а пламя распространяться не может. Одной из
разновидностей огнепреградителей этого типа является плас-
тинчатый огнепреградитель, в котором кассета представляет
Рис. 4.1. Типы огнепреградителей:
а — насадочный; б — кассетный; в —сетчатый; г — металлокерамический; / — корпус; 2 —
насадка; 3 —решетка; 4— кассета; 5— пакет сеток; б — металлокерамическая пластина
10—566
145
Рис. 4.2. Кассетный огнепреградитель:
/ — корпус; 2 —кассета; 3 — домкраты; 4 — хомут
собой пакет из плоскопараллельных металлических пластин со
строго определенным расстоянием между ними.
Сетчатый огнепреградитель (рис. 4.1,в) состоит из корпуса
], внутри которого размещен пакет сеток 5. Сетчатые огнепре-
градители просты в изготовлении и обладают небольшим со-
противлением газовому потоку, однако они не получили широ-
кого распространения в промышленности. Недостатками их яв-
ляются малая механическая прочность огнепреграждающего
элемента и возможность быстрого прогорания сеток при воз-
никновении факела на их поверхности, а вследствие этого не-
достаточная надежность защиты оборудования.
Металлокерамический огнепреградитель (рис. 4.1, г) состо-
ит из корпуса 1, в котором размещен огнепреграждающий эле-
мент в виде пористой металлокерамической пластины 6. Метал-
локерамические огнепреградители применяют в основном при
защите оборудования для газопламенной обработки металлов,
так как кислородные смеси горючих газов, используемые для
этих целей, требуют применения тушащих каналов диаметром
в пределах 0,5—0,07 мм. Каналы такого малого диаметра лег-
че всего получить, используя в качестве огнепреграждающего
элемента пористую металлокерамику или металловолокна, что
достигается прессованием и спеканием мелких металлических
шариков или кусочков металлической проволоки диаметром
25—100 мкм.
Наибольшее распространение получили кассетные огнепре-
градители (рис. 4.2) с регулярной насадкой. Это единственный
тих огнепреградителей, которые выпускаются серийно. Они
предназначены для защиты резервуаров с нефтепродуктами от
проникновения пламени извне, однако их начинают широко
146
ТАБЛИЦА 4.1.
Техническая характеристика огнепреградителей типа ОП
Типоразмер Условный проход, мм Пропускная способность, ма/ч Габаритные разме- ры, мм Масса, кг
ОП-ЮО 100 25—100 230x 212x 212 18
ОП-150 150 100—215 240X 282X 282 24,8
ОП-200 200 215—380 250x 362x362 33,6
ОП-250 250 380—600 280X 438X 438 49
ОП-350 350 600—800 322 x 625 x 625 61
использовать и для защиты различных технологических аппа-
ратов химической промышленности. Огнепреграждающую кас-
сету 2 изготавливают из алюминиевой фольги толщиной 0,3—1
0,47 мм.
Для этого сначала получают горфированную ленту, пропус-
кая полосу через два вращающихся ролика с зубьями. Затем
для образования огнепреграждающей кассеты гофрированную
ленту накладывают на плоскую, обе вставляют в прорезь
стального стержня и спирально наматывают на него. При этом
сечение каналов, образуемых гофрированной лентой, — тре-
угольное с основанием 3,9—4 мм и высотой 1,15—1,25 мм.
Техническая характеристика серийно выпускаемых кассетных
огнепреградителей типа ОП приведена в табл. 4.1.
На резервуарах с горючими жидкостями очень часто кассет-
ные огнепреградители устанавливают последовательно с дыха-
тельными и предохранительными клапанами, чтобы предотвра-
тить проникновение пламени внутрь резервуара. Это привело
к созданию комбинированных
устройств в виде клапанов со
встроенными в них огнепре-
граждающими кассетами. На
рис. 4.3 показана конструкция
дыхательного клапана типа
КСД, совмещенного с огнепре-
градителем. Клапан предна-
значен для осуществления так
называемых больших (при за-
полнении и опорожнении ре-
зервуара) и малых (при суточ-
ных колебаниях температуры)
дыханий резервуара. Связь га-
Рис. 4.3. Дыхательный клапан типа
КСД:
/ — нижний корпус; 2 — огнепреградитель;
3 — верхний корпус; 4 — тарелка давления;
5 — направляющие; 6 — тарелка вакуума;
7 — крышка; fi — воздуховод; 9 — сетка
10*
147
Рис. 4.4. Кассетный огнепреградитель с радиаль-
ными каналами:
/ — крышка; 2 — гайка; 3— кассета; 4 — перфорирован-
ный цилиндр; 5 — колпак
зового пространства резервуара с атмо-
сферой через дыхательный клапан, а не
непосредственно (напрямую), позволяют
значительно сократить потери нефтепро-
дуктов за счет испарений.
Клапан имеет тарелку вакуума 6 н
тарелку давления 4, перемещающуюся
по направляющим 5. Для установки и ос-
мотра тарелок предусмотрена легкосъем-
ная крышка 7. Воздуховод 8 служит для
защиты внутренней полости от атмо-
сферных осадков, а сетка 9, кроме того,
предотвращает и попадание мелких посторонних предметов. Ог-
непреградитель 2 установлен между верхним 3 и нижним 1 кор-
пусами клапана. В других видах дыхательных или предохрани-
тельных клапанов для резервуаров огнепреградитель может ус-
танавливаться не на входном патрубке, как показано на рис. 4.3,
а на выходном. Однако огнепреграждающие кассеты во всех
случаях одинаковы по конструкции и поэтому их можно считать
типовым элементом. Одним из недостатков кассет из плоской
и гофрированной лент, свернутых в рулон, является их малая
механическая прочность.
Для повышения прочности [32] кассета 3 (рис. 4.4) может
быть выполнена в виде пакета чередующихся плоских и гоф-
рированных металлических колец. Кольца надеты на перфори-
рованный цилиндр 4 с крышкой / и зажаты в пакет гайкой 2.
Если скорость истечения горючего газа через каналы кассе-
ты равна или несколько больше скорости распространения пла-
мени, то вблизи ее поверхности может образоваться стационар-
ный факел, что создает опасность перегрева деталей огнепре-
градителя. Более того, сильный разогрев кассеты может выз-
вать воспламенение газа и с противоположной стороны, т. е.
возможно распространение пламени через огнепреградитель.
Способность огнепреградителя длительное время выдержи-
вать воздействие факела пламени на своей насадке является
очень важным свойством, иногда полностью определяющим на-
дежность защиты объекта. В связи с этим огнепреградители
всех типов делятся на два класса: огнепреградители I класса
огнестойкости, для которых время воздействия пламени неогра-
ничено или возможность воздействия пламени исключена, и
огнепреградители II класса огнестойкости с ограниченным до-
148
пустимым временем воздействия пламени. В последнем случае
это допустимое время должно быть указано в паспорте на
огнепреградитель. При этом имеется в виду, что в течение это-
го времени пламя на насадке должно быть обнаружено и по-
гашено обслуживающим персоналом подручными средствами
пожаротушения.
Увеличить огнестойкость огнепреградителя, т. е. увеличить
время от момента возникновения стационарного пламени на
его насадке до воспламенения горючей смеси по другую сто-
рону насадки, можно, например увеличивая толщину насадки
или ее теплоемкость и теплоемкость корпуса, а также умень-
шая теплопроводность соответствующих деталей. Но наиболее
радикальным решением оказывается интенсификация отвода
тепла от кассеты.
Эта идея [33] реализована в огнепреградителе с теплооб-
менным элементом, показанном на рис. 4.5. Огнепреградитель
содержит пламегасящие секции 7, выполненные из плоских и
гофрированных металлических лент, и теплообменную вставку
5 с жидким теплоносителем, обычно водой. Все теплообменные
вставки соединены между собой коллекторами 2 и 6 для под-
вода и отвода теплоносителя. Огнепреградители типа ОТЭ мо-
гут иметь также автономную систему охлаждения пламегася-
ших элементов. Для этого коллекторы соединяют с бачком не-
большой емкости, устанавливаемым над огнепреградителей, и
вся замкнутая таким образом система заполняется водой. При
эксплуатации огнепреградителя с автономной системой охлаж-
дения в зимнее время ее можно заполнять антифризом. При
стабилизации пламени на насадке тепло передается жидкости
и в результате естественной конвекции устанавливается ее не-
прерывная циркуляция в системе, сопровождающаяся охлаж-
дением жидкости, а следовательно, и пламегасящих секций.
Рис. 4.5. Огнепреградитель типа ОТЭ с теплообменным элементом:
1, з — присоединительные патрубки; 2 — коллектор для ввода жидкого теплоносителя;
4 — корпус пламегасящего элемента; 5 — полая (теплообменная) вставка: 6 —коллектор
для вывода жидкого теплоносителя; 7 — пламегасящая секция
14»
ТАБЛИЦА 4.2.
Техническая характеристика огнепреградителей типа ОТЭ
Типоразмер Условный проход, мм Число секций Число вставок Пропускная способность. м*/ч Габаритные размеры, мм Масса. кг
ОТЭ-100 100 4 3 200 277 X 230 X 230 19
ОТЭ-150 150 6 5 400 265X316X244 32
ОТЭ-200 200 10 9 700 431X382X267 43
ОТЭ-250 250 12 11 1200 500 X 460 X 311 56
ОТЭ-350 350 18 17 2600 692 X 645 X 390 100
Разработан ряд конструкций огнепреградителей типа ОТЭ,
техническая характеристика которых приведена в табл. 4.2.
Указанное в таблице значение пропускной способности обес-
печивается при перепаде давлений на огнепреградителе 120 Па.
Огнепреградители типа ОТЭ относятся к I классу огне-
стойкости, т. е. время существования стационарного пламени
на нем не ограничено. Но высокая огнестойкость — не единст-
венное преимущество описанной конструкции. Очень важным
является и то, что их можно устанавливать на емкостях, со-
держащих среды, склонные к кристаллизации [34]. Огнепре-
градители других конструкций в этих условиях требуют частых
чисток пламепреградительного элемента с целью восстановле-
ния пропускной способности и часто оказываются вообще не-
работоспособными. Если же через теплообменные элементы
огнепреградителей типа ОТЭ пропускать теплоноситель с тем-
пературой существенно выше температуры кристаллизации
среды, то забивка пламегасящих каналов может быть пол-
ностью исключена. Особенно это важно при эксплуатации ог-
непреградителей в зимнее время года, когда опасность полной
забивки каналов кристаллами льда возникает практически по-
стоянно независимо от продукта, содержащегося в резервуаре.
Огнестойкость огнепреградителя может быть достигнута и
другими мерами, в частности применением различных систем
автоматики, обеспечивающих либо автоматическое включение
устройств тушения пламени, либо перекрытие потока газа,
сбрасываемого через огнепреградитель, что в конечном итоге
тоже ведет к погасанию пламени.
На рис. 4.6 показаны некоторые способы автоматического
подавления пламени в огнепреградителях. Огнепреградитель
на рис. 4.6, а предназначен для защиты газовых трактов авто-
матических газоанализаторов [35]. В случае возникновения
стационарного факела на пламегасящем элементе / из метал-
локерамики разрушается легкоплавкий элемент 4, удерживаю-
щий клапан 3 в открытом положении; клапан закрывается под
действием упругих сил пружины и сильфона 2, прекращая по-
ток газов и процесс их горения. После каждого срабатывания
150
работоспособность огнепреградителя требуется восстанавливать
с заменой легкоплавкого элемента.
На рис. 4.6, б показано аналогичное по принципу действия
устройство многоразового действия [36]. Оно включает силь-
фон 2, заполненный легкокипящей жидкостью и шарнирно свя-
занный с клапаном 3. При возникновении пламени давление
паров жидкости в сильфоне повышается вследствие нагрева,
длина сильфона увеличивается, обеспечивая перекрытие пото-
ка газа и угасание пламени. При снижении температуры в по-
лости огнепреградителя клапан 3 вновь открывается.
Для гашения пламени в огнепреградителе, показанном на
рис. 4.6, в, используется жидкость 6, хранящаяся в специаль-
ных емкостях [37]. Отверстия в нижней части емкостей закры-
ты шариками 5. При возникновении пламени скорость потока
газов резко увеличивается вследствие расширения продуктов
сгорания, что приводит к дополнительному поднятию клапана
3, который через толкатель 7 поднимает шарики 5, обеспечивая
истечение огнегасящей жидкости. После подавления пламени и
опускания клапана 3 подача огнегасящей жидкости прекраща-
ется, что является предпосылкой для возможности многократ-
ного срабатывания описанной системы автоматики.
В огнепреградителе, показанном на рис. 4.6, г [38], огнега-
сящая жидкость 6 хранится в специальной полости, размещен-
ной в корпусе огнепреградителя, а ее подача при возникнове-
нии стационарного факела происходит при разрушении колпач-
ков 8, выполненных из легкоплавкого материала.
Известно много других способов увеличения огнестойкости
огнепреградителей. Так, английская фирма «Dufaylite Develop-
ment» выпускает огнепреградители с кассетами, покрытыми
Рис. 4.6. Способы автоматического подавления пламени в огнепреградителе:
1 — пламегасящий элемент; 2 — сильфон; 3 — клапан; 4 — легкоплавкий элемент; 5 — ша-
рик; 6 — огнегасящая жидкость; 7 —толкатель; Я— легкоплавкий колпачок
161
Рис. 4.7. Конструкция насадочно-
го огнепреградителя:
/ — патрубок; 2~ нажимной винт; 3—
планка; 4 — корпус; 5 — насадка; —
решетка; 7 — опорное кольцо; 8 —
сетки
вспучивающейся огнезащит-
ной краской. При воздейст-
вии высокой температуры
краска многократно увели-
чивается в объеме, в ре-
зультате этого полностью
перекрывается проходное
сечение огнепреградителя,
и пламя гаснет.
Наиболее широкое рас-
пространение в химической
промышленности получили
насадочные огнепреградите-
ли. Но несмотря на это, они
не выпускаются серийно, а
конструируются как нестан-
дартное оборудование при
разработке проектов отдель-
ных производств. Этому
способствуют, с одной сто-
роны, большое разнообразие условий их работы, а с другой,—
простота конструкции, в результате чего они легко могут быть
изготовлены практически на любом предприятии. Основные
правила конструирования, изготовления и применения огнепре-
градителей регламентируются соответствующими руководящи-
ми техническими материалами [39, 40].
Наиболее типичная конструкция огнепреградителя с гравие-
вой насадкой показана на рис. 4.7. Насадка 5 расположена
между сетками 8, размер ячеек которых обеспечивает удержа-
ние гранул. Вес насадки воспринимается более крупными и
прочными решетками 6. В данной конструкции насадка жестко
фиксируется в корпусе нажимными винтами 2.
Размер гранул насадочных огнепреградителей обычно вы-
бирают таким образом, чтобы поперечный размер каналов в
насадке не превышал примерно 1,5 мм. Это дает возможность
приблизительно с двукратным запасом надежности гасить пла-
мя газо- и паровоздушных смесей с нормальной скоростью
распространения пламени до 0,45 м/с.
Условия распространения пламени снизу вверх и сверху
вниз неодинаковы, поэтому для обеспечения одинаковой эф-
152
фективности коммуникационных насадочных огнепреградителей
при подходе пламени с обоих концов в их конструкции предус-
матривают поворот потока на 180°. Одна из таких конструкций
показана на рис. 4.8 [41]. Корпус огнепреградителя выполнен
в виде U-образной трубы, заполненной мелкозернистой насад-
кой 6. Огнепреградитель имеет полностью симметричную кон-
струкцию: на обоих концах установлены антидетонационные
решетки 1, клапаны 2, зафиксированные в открытом положе-
нии, и емкости 3 с пламегасящей жидкостью. Клапаны 4, запи-
рающие жидкость, кинематически связаны с клапанами 2. При
подходе взрывной волны с любого конца соответствующий кла-
пан 2 закрывается, а клапан 4 впускает жидкость, которая оро-
шает насадку огнепреградителя, что еще больше увеличивает
его эффективность.
Локализация детонации огнепреградителями не представля-
ет серьезных технических трудностей. На первый взгляд это
может показаться неожиданным, однако для эффективной ра-
боты огнепреградителя в случае детонации по существу доста-
точно лишь обеспечить его механическую прочность. Так, если
огнепреградитель предназначен для локализации дефлаграци-
онного пламени, то его корпус должен быть рассчитан на дав-
ление, в 10 раз превышающее начальное (абсолютное) давле-
ние, если же возможно детонационное горение смеси, то расчет
должен быть выполнен на 25-кратное превышение давления.
В отношении эффективности локализации пламени наибо-
лее неблагоприятный режим работы огнепреградителя создает-
Рис. 4 8. Схема U-образного насадочного огнепреградителя:
t. 5_решетки; 2, 4 — клапаны; 3 — емкость с пламегасящей жидкостью; 6 — насадка
Рис. 4.9 Огнепреградитель с опережающим поджиганием смеси вблизи на-
садки:
/ — корпус; 2 — цилиндр; 3 — решетки; 4 — вставные трубки; 5 — трубопроводы
153
ся в том случае, когда пламя к нему подходит в режиме быст-
рого турбулентного горения, предшествующего переходу в дето-
нацию. Опасность этого режима заключается в том, что такое
быстрое пламя сжимает впереди себя свежую горючую смесь,
и в момент подхода пламени к огнепреградителю давление в
нем может оказаться существенно повышенным, а эффектив-
ность огнепреградителя с ростом давления снижается. Следо-
вательно, при установке огнепреградителей необходимо стре-
миться, чтобы пламя к ним подходило либо в режиме медлен-
ного дефлаграционного горения, либо в режиме детонации, из-
бегая при этом возможности переходного режима быстрого
турбулентного горения.
В связи с этим представляет интерес способ опережающего
поджигания горючей смеси вблизи насадки. Конструкция та-
кого огнепреградителя [42] показана на рис. 4.9. Насадка
заполняет полость корпуса 1 и вставного цилиндра 2. Такая
конструкция обеспечивает поворот потока газа на 180°, что,
как уже было сказано, увеличивает эффективность огнепрегра-
дителя. Эффект опережающего поджигания смеси достигается
при помощи вставных трубок 4 малого диаметра. При распро-
странении по одному из технологических трубопроводов 5 пла-
мя подходит к вставной трубке и заполняет ее. В дальнейшем
пламя распространяется по обоим трубопроводам, причем в
трубке 4 малого диаметра оно распространяется быстрее, чем
в трубопроводе 5, и довольно быстро переходит в детонацию.
Таким образом, пламя перед насадкой появится раньше, чем
успеет повыситься давление, а к моменту подхода пламени по
трубопроводу 5 в порах насадки уже будут продукты сгора-
ния.
Одним из способов повышения эффективности огнепрегра-
дителей в случае, если переходный турбулентный режим горе-
ния при входе в огнепреградитель не удается предотвратить,
является установка разрывных мембран. Давление срабатыва-
ния мембраны не должно превышать начальное давление бо-
лее, чем в 1,5 раза. При этом предохранительная мембрана
предотвращает значительный рост давления в огнепреградите-
ле перед поступлением в него пламени и, следовательно, пред-
отвращает формирование условий, при которых огнепрегради-
тель перестает быть эффективным.
Эффективность огнепреградителей в большой мере зависит
от природы горючих газообразных смесей. Особенно сложно
локализовать пламя быстрогорящих смесей, к которым отно-
сятся практически все смеси горючих газов и паров с кислоро-
дом (а не с воздухом), а также воздушные смеси водорода,
ацетилена и некоторых других газов, имеющих высокую ско-
рость горения. Для локализации таких пламён нужны пламе-
преграждающие элементы с весьма малыми размерами кана-
154
лов. Специфической в этом отношении является сероуглеводо-
родв-воздушная смесь, которая хотя и не является быстрого-
рящей (нормальная скорость пламени составляет около
0,5 м/с), но для ее гашения требуются каналы диаметром око-
ло 0,2 мм, т. е. примерно на порядок меньше, чем для боль-
шинства углеводородовоздушных смесей, горящих примерно с
такой же скоростью.
Основное отличие огнепреградителей для быстрогорящих
смесей — малый размер пламегасящих каналов. Для этого,
в частности, можно использовать насадки из мелких гранули-
рованных материалов — песка, корунда и др. Однако в таких
насадках максимальный размер канала в известной мере яв-
ляется величиной случайной, и почти всегда имеется вероят-
ность наличия хотя бы одного из бесчисленного множества
каналов, размер которого больше гасящего, хотя эта вероят-
ность значительно уменьшается при увеличении толщины слоя
насадки. Особенно велика вероятность образования больших
каналов непосредственно между стенкой корпуса огнепрегради-
теля и насадкой.
Известно также использование для быстрогорящей смеси
кассет из свернутых в рулон сеток или сетки и плоской платы.
Такие пламепреграждающие элементы отличаются малым
гидравлическим сопротивлением. Однако наиболее широкое
применение для локализации пламен быстрогорящих смесей
получили металлокерамические элементы. Их изготавливают
из порошков металлов однородной фракции формованием, прес-
сованием и спеканием. Такие элементы обычно выполняют в
виде дисков, пластин и цилиндрических колец. Пористость ме-
таллокерамики обычно составляет 30—40%. Заданный размер
каналов в металлокерамической детали устанавливается раз-
мером фракции металлического порошка.
Детали из металлокерамики обладают высокой механичес-
кой прочностью, что очень важно, если учесть, что горение
быстрогорящих смесей—в трубах почти всегда-проходит в ре-
жиме детонации. Применение металлокерамики в качестве
пламегасящего элемента предъявляет весьма жесткие требова-
ния к чистоте газов, так как наличие в них механических при-
месей приводит к забивке пор металлокерамики, а ее регене-
рация даже промывкой растворителями или прокаливанием
далеко не всегда дает положительные результаты.
Требования к чистоте газов в той или иной степени предъ-
являют огнепреградители всех рассмотренных конструкций, так
как от этого зависит периодичность их технического обслужи-
вания, заключающегося либо в очистке пламегасящего элемен-
та, либо в его замене. В этой связи представляет интерес
возможность использования псевдоожиженного или так назы-
135
ваемого кипящего слоя зернистого материала в качестве пла-
мегасящего элемента огнепреградителя [43].
Возможность и условия гашения пламени в аэровзвесях
зернистых материалов подробно рассматриваются в литературе
[59], здесь же важно отметить, что через такой огнепрегради-
тель могут транспортироваться не только запыленные газы, но
и порошкообразные материалы. Более того, псевдоожиженный
пламенепроницаемый слой может организовываться из самого
транспортируемого горючего порошкообразного материала.
Принципиальная возможность использования кипящего
псевдоожиженного слоя зернистого материала для гашения
пламени подтверждена экспериментально, хотя промышленно-
го использования такие огнепреградители пока не нашли. По-
этому описанный способ локализации пламени следует рас-
сматривать как одно из возможных направлений дальнейшего
совершенствования насадочных огнепреградителей. Таким же
образом можно рассматривать и предложение выполнять на-
садку огнепреградителя из гранул цеолита, на поверхности
которых адсорбированы химические вещества, десорбирующие
галоиды при прохождении через них тепловой волны [44].
Известно, что галоидированные углеводороды, такие как
С2р4Вг2, являются эффективными ингибиторами горения, по-
этому если насадка огнепреградителя при нагревании вследст-
вие воздействия на нее пламени будет десорбировать эти ве-
щества, то это будет способствовать повышению эффективности
огнепреградителя. Аналогичный эффект может быть получен и
при выполнении насадки огнепреградителя из волокон окис-
ленного полиакрилнитрила, который при нагревании выделяет
углекислый газ, тоже тормозящий процесс горения [45]. Кро-
ме того, окисленный полиакрилнитрил обладает высокой тер-
мостойкостью, а волокна из него эластичны, что тоже способ-
ствует повышению и эффективности, и огнестойкости огнепре-
градителя с такой насадкой, а изменяя степень уплотнения
эластичной насадки, можно в больших пределах регулировать
размер тушащих каналов.
Продолжающиеся исследования процесса распространения
пламени в узких каналах иногда открывают новые направле-
ния возможного совершенствования огнепреградителей. В част-
ности, установлено, что электрическое поле может как интен-
сифицировать горение в каналах, так и подавлять его [46].
Это позволяет, действуя электрическим полем, предотвращать
распространение пламени через каналы, размер которых на
несколько порядков превышает размер гасящих каналов в от-
сутствие электрического поля.
Изучено и доказано существенное влияние гравитационного
поля на эффект гашения пламени в каналах. Именно по этой
причине пламя легче гасится при распространении сверху
156
вниз, чем снизу вверх. Но если гравитационное поле искусст-
венно многократно усилить, например, в специальных устрой-
ствах типа центрифуги, то пламя может потерять способность
распространяться и по каналам весьма больших размеров
[47]. Оба описанные направления повышения эффективности
гашения пламени вряд ли могут найти применение в общепро-
мышленных огнепреградителях хотя бы потому, что в отличие
от всех других рассмотренных конструкций они требуют элек-
тропитания, но в некоторых специальных случаях, когда их
применение не требует существенного усложнения оборудова-
ния, они могут найти практическое использование.
4.1.2. Гасящая способность огнепреградителей
Гашение пламени в узких каналах, как уже отмечалось, имеет
тепловую природу. Пламя теряет способность распространять-
ся, когда температура газа в области фронта пламени понижа-
ется ниже некоторой критической величины. Отвод тепла от
газа в узком канале обеспечивается теплопроводностью газа.
Выделение же тепла во фронте пламени определяется ско-
ростью и кинетикой химической реакции горения. Интегральной
характеристикой динамики процесса горения является нор-
мальная скорость распространения фронта пламени. В качест-
ве универсальной безразмерной характеристики соотношения
динамики этих двух процессов — процессов выделения и отвода
тепла — принято использовать критерий Пекле [31]
Ре е= и dCpP/RT'k,
где и — нормальная скорость распространения пламени; d — диаметр канала
огнепреграждающего элемента; ср — теплоемкость горючей смеси при постоян-
ном давлении; Р— давление горючей смеси; R— универсальная газовая по-
стоянная; Т — начальная температура горючей смеси; А — теплопроводность
горючей смеси.
Многочисленными экспериментами установлено, что на
пределе гашения пламени в узких каналах критерий Пекле
принимает постоянное значение, приблизительно равное 65.
Если условия в пламегасящих каналах огнепреградителя ха-
рактеризуются критерием Пекле Ре>65, то огнепреградитель
неэффективен, и наоборот, если Ре<65, то огнепреградитель
сработает удовлетворительно, т. е. не пропустит пламя. Условие
постоянства критерия Пекле, составленного из нормальной
скорости пламени и теплофизических параметров горючей сме-
си (а не продуктов сгорания, например^, на пределе гашения
пламени в узких каналах теоретически получено, исходя из
ряда допущений и упрощений, поэтому оно в принципе явля-
157
ется приближенным. Экспериментальная проверка этого прин-
ципа тоже дает весьма существенный разброс количественных
результатов. Поэтому, используя это условие в качестве науч-
ной основы методики расчета эффективности сухих огнепрегра-
дителей, в расчетные формулы вводят коэффициент запаса,
равный 2, т. е. за критическое значение критерия Пекле при-
нимают не 65, а 32,5.
При проектировочном расчете сбросного огнепреградителя
основным расчетным параметром является критический диа-
метр канала огнепреграждающего элемента. Его можно вы-
числить по формуле
d < 32,5/гП/иСрР. (4.1)
Численные значения критических диаметров пламегасящих
каналов для некоторых наиболее распространенных в промыш-
ленности стехиометрических смесей с воздухом при атмосфер-
ном давлении и комнатной температуре (за исключением особо
отмеченных случаев) приведены ниже [40], мм:
Аммиак NH3 (при 7=425 К) 21 Метилацетилен С3Н4 2,05
Анилин C6H7N (при Г=375 К) 2,84 Оксид углерода СО 3,04
Ацетальдегид С2Н4О 3,08 Оксид этилена С2Н4О 1,62
Ацетилен С2Н2 0,84 Пентан С3Н12 2,49
Ацетон С3Н6О 2,45 Пропан С3Н8 2,6
Бензин А-72 2,8 Пропилен С3Н6 2,38
Бензол С6Нв 2,66 Сероводород H2S 1,43
Бутан СчНю Винилацетат СчН6Ог 2,49 5,34 Сероуглерод CS2 Стирол С8На 0,75 2,66
Винилацетилен С4Н4 1,43 Толуол С7Н8 3,78
Винилхлорид СгН3С1 3,78 Уайт-спирит 2,45
Водород Н2 0,81 Уксусная кислота С2Н4О2 5,59
Гексан С6Н14 2,5 Циклогексан С6Н|2 2,66
Гептан С7Н]в 3,08 Циклопентан С3Ню 4,63
Изобутан С4Н10 2,74 Этан С2Н3 2,38
Изопентан СбНм 2,49 Этанол С2Н6О 2,97
Метан СН4 3,53 Этилен С2Н4 1,75
Метанол СН4О 2,69
Пламегасящая способность огнепреградителя должна рас-
считываться по каналу максимальных поперечных размеров,
поскольку пламя в первую очередь пройдет именно по этому
каналу. Если пламегасящим элементом служит кассета из
плоской и гофрированной лент, то за диаметр канала следует
принимать высоту, опущенную из вершины треугольного гофра
на плоскую ленту. Диаметр канала в насадке из одинаковых
шариков можно принимать в зависимости от диаметра шари-
ков следующим образом:
Диаметр шарика, мм. .2 3 4 5 6 7 8 9 15
Диаметр канала, мм . . 1,0 2,0 2,5 3,0 3,6 4,0 5,0 6,3 10
158
Если насадка огнепреградителя выполнена в виде беспоря-
дочно засыпанных колец Рашига, то диаметр канала такого
пламегасящего слоя можно принимать, исходя из следующих
данных:
Размер колец Рашига, мм . . . . 15x15 18X18 25X25 35x35
Диаметр канала, мм..............10 15 20 25
Как уже отмечалось, для огнепреградителей с насадками
из гранулированных материалов и беспорядочно засыпанных
колец Рашига необходимо принимать меры, исключающие
вредное влияние так называемого «краевого эффекта»: вследст-
вие хаотического размещения гранул вблизи стенок корпуса
возможно образование каналов больше среднего размера, осо-
бенно если размер гранул соизмерим с поперечным размером
корпуса. Вероятность проскока пламени через насадку вследст-
вие «краевого эффекта» снижается с уменьшением отношения
размера гранул или диаметра канала к поперечному размеру
корпуса и к высоте слоя насадки. В связи с этим рекомендует-
ся, чтобы поперечный размер корпуса огнепреградителя превы-
шал размер одной гранулы не менее чем в 20 раз, а высота
слоя насадки превышала диаметр ее канала не менее чем в
100 раз.
Условие постоянства критерия Пекле на пределе гашения
пламени в узких каналах лежит в основе не только эффектив-
ности локализации движущегося фронта пламени, но и огне-
стойкости огнепреградителя, т. е. его способности противосто-
ять длительному воздействию стационарного пламени на на-
садке. Считается [48], что огнепреградитель «прогорает» не в
результате прогрева насадки с противоположной стороны до
температуры воспламенения горючей смеси, а в результате
изменения условий (в частности, температуры) в каналах пла-
мегасящего элемента, и прохождение пламени по ним по-преж-
нему зависит от величины критерия Пекле.
Основная расчетная формула (4.1), строго говоря, относит-
ся только к сбросным, или так называемым резервуарным ог-
непреградителям, работа которых не осложняется прохождени-
ем горячих продуктов сгорания через огнепреграждающий эле-
мент, как это возможно в огнепреградителях, устанавливаемых
на межаппаратурных и межцеховых коммуникациях. Для этих
случаев приведенная методика расчета непригодна, хотя уста-
новлено [49], что если пламя движется по трубопроводу со
скоростью, большей нормальной, то на пределе его гашения в
коммуникационном огнепреградителе тоже выполняется усло-
вие постоянства критерия Пекле, только при его расчете не-
обходимо пользоваться не нормальной скоростью пламени, а
фактической, т. е. видимой.
159
Критическое значение критерия Пекле можно представить
также в виде
РеКр = udli = const,
(4.2)
где % — коэффициент температуропроводности горючей смеси.
Анализируя это выражение, легко установить, что эффек-
тивность огнепреградителя не зависит от теплофизических
свойств материала пламепреграждающего элемента, т. е. ни от
его теплопроводности, ни от его теплоемкости. Это объясняет-
ся тем, что стенки каналов в огнепреградителях настолько
более теплопроводны и более теплоемки по сравнению с газом,
что даже независимо от их материала они являются своего
рода «черной дырой» для тепла пламени, способной поглотить
его очень быстро и «в любом количестве», и поэтому теплопо-
тери в пламени лимитируются только теплопроводностью газа.
Однако справедливость такого утверждения должна иметь
определенные границы.
Принципиально можно себе представить, например, сетку,
сплетенную из настолько тонкой проволоки, что ее теплоем-
кость будет соизмерима или даже пренебрежимо мала по срав-
нению с теплоемкостью окружающего ее газа. Такой случай,
как правило, не реализуется в рассмотренных выше конструк-
циях промышленных огнепреградителей, но тем не менее, пре-
дел применимости теории гашения пламени, основанной на по-
стоянстве критерия Пекле, следует установить более строго.
Рассмотрим в качестве примера прохождение пламени че-
рез решетку, состоящую из параллельных тонких проволочек
диаметром di, расположенных одна от другой на расстоянии Д
(рис. 4.10). Пламя движется снизу вверх со скоростью v. На
рис. 4.10 выделена часть некоторой поверхности фронта пламе-
ни площадью F и размерами а
XI. Будем считать, что на по-
верхности фронта пламени
происходит прямой скачок
температуры: от температуры
горючей смеси до температуры
продуктов сгорания.
Пренебрегая лучистым теп-
лообменом, можно считать, что
теплообмен между горячими
газами и проволочками нач-
нется тогда, когда проволочки
окажутся внутри продуктов
сгорания. Причем, каждая
Рис. 4.10. Расчетная схема к описа-
нию процесса прохождения пламени
через проволочную решетку
160
проволочка будет вступать в кондуктивный теплообмен лишь
с газом, находящимся в некоторой ограниченной области, при-
легающей к проволочке. Естественным масштабом размера
этой области является величина x/w, и поэтому можно записать
Я1 = К1(Хг/«) (4.3)
где Ht — размер слоя газа, участвующего в теплообмене с проволочкой; Хг —
температуропроводность горячего газа (продуктов сгорания); Kt — коэффи-
циент пропорциональности.
Между формулами (4.2) и (4.3) имеется почти полная физиче-
ская аналогия, и коэффициент Kt можно рассматривать как
критерий подобия Пекле.
Если расстояние А между проволочками меньше Hi, то
можно считать, что вся проволочная решетка вступает в тепло-
обмен со слоем газа толщиной Hi (см. рис. 4.10). Кроме того,
если пламя движется со скоростью v, не равной и, или прово-
лочки движутся с некоторой скоростью навстречу пламени,
и величина v является некоторой скоростью относительного
движения пламени и проволочек, то зона теплообмена в ре-
зультате этого будет дополнительно растягиваться. Изменение
температуры тонкой проволочки при попадании ее в продукты
сгорания происходит по экспоненте
Т = То+ (Гв-Г0)(1-е-‘^),
где Т — текущее значение температуры проволочки; То—начальная темпера-
тура проволочки; Т„ — температуры продуктов сгорания; t — время; т — по-
стоянная времени.
Постоянную времени можно выразить
т = cm/af,
где с — удельная теплоемкость материала проволочки; m — масса проволочки;
а — коэффициент теплоотдачи от газа к проволочке; f — площадь боковой по-
верхности проволочки.
Тогда в качестве естественного масштаба размера зоны тепло-
обмена проволочки с газом в результате их относительного
перемещения можно принять величину нт и выразить
Н2 — Kivx,
где Н2 — размер зоны теплообмена газа при перемещении проволочки относи-
тельно газа (на рис. 4.10 не показан); К? — коэффициент пропорциональ-
ности.
В соответствии со свойствами экспоненты теплообмен прак-
тически полностью заканчивается за время порядка Зт, поэто-
му можно считать, что величина Ki должна составлять Ki~
«1—3.
Если в первом приближении считать, что температура слоя
газа; участвующего в теплообмене с проволочной решеткой,
11—566
161
одинакова во всех точках, то можно составить уравнение теп-
лового баланса
сртг(Т, — Т') = пст(Тв — То), (4.4>
где сР — удельная теплоемкость продуктов сгорания при постоянном давлении;
mr — масса слоя газа (продуктов сгорания), участвующего в теплообмене с
проволочками; Т' — средняя температура слоя газа после теплообмена с про-
волочками; п — число проволочек, участвующих в теплообмене со слоем газа
массой mr.
Массу слоя газа, участвующего в теплообмене, можно выра-
зить как
тт = FHpT,
где Н — толщина слоя (см. рис. 4.10); рг — средняя плотность горячего газа
(продуктов сгорания).
Причем Н = Н\ + Н2 = К\-~+К2^г
и n = al\ = Fjl\.
Тогда уравнение (4.4) теплового баланса можно записать в
виде
СрТрг (Тв-Т’)=-^ст(Тв- То)
или
CpprlAi и + K2V ^1(ТВ—Т)= (Тв —То), (4.5)
где р — плотность материала проволочки.
Будем считать, что пламя теряет способность распростра-
няться, когда его температура Т’ становится меньше некоторой
критической величины ТКр. Тогда, приравнивая Т' = Ткр, из
уравнения (4.5) можно выразить критическое расстояние Дкр
между проволочками в решетке:
Л ncpd2 тв — То
\ и 4а)
(4.6>
Формула (4.6) показывает, что критическое расстояние
между проволочками зависит не только от теплофизических
свойств газа, но и материала проволочек. Для анализа форму-
лы (4.6), а также для практических ориентировочных расчетов
по ней можно условно принять Гкр=1400 К. Если в формуле
(4.6) положить и = 0, то с учетом того, что 7.г=7.г/сррГ) где Хг —
теплопроводность газа, получим
ncpud2 тв— То
кр ~ 4KiXr ’ Td - Ткр ’
(4.7)
Как видно из анализа формулы (4.7), Дкр прямо пропорцио-
нально и, что по существу противоречит физическому смыслу.
162
Однако если учесть, что и в основном зависит от концентрации
горючей смеси и что концентрацией же определяется и Тв, то
становится очевидным, что анализировать зависимость Дкр
только от и нельзя, а следует рассматривать эту зависимость
от комплекса и(Тв—ТО)/(ТВ—Твр). Анализируя зависимость
этого комплекса от концентрации горючего, следует отметить,
что при приближении концентрации смеси к предельной Тв-+
—►Т'кр, знаменатель дроби стремится к нулю, а нормальная ско-
рость на пределе всегда больше нуля, поэтому вблизи пределов
значение комплекса стремится к бесконечности, и поэтому
Дкр->оо. При удалении от пределов Дкр уменьшается и при при-
ближении концентрации к стехиометрической принимает
некоторые минимальные значения, что вполне согласуется с
физическим смыслом. Тот факт, что для околопредельных сме-
сей Дкр->оо нельзя понимать в буквальном смысле, так как
границей применимости формулы (4.7), как уже отмечалось,
является расстояние d, определяемое условием (4.2), т. е. ког-
да тепловые потери в пламени начинают лимитировать не по-
глощение тепла проволочками, а температуропроводность газа.
Анализ формулы (4.6) показывает, что, если у#=0, то уже
при скоростях 0,5 м/с и больших, членом /u = %r/« можно пре-
небречь, и тогда формула (4.7) принимает вид:
Акр = (яои/1/К2^рРг^) (7в — 7р)/(7в — 7Кр). (4.8)
Из формулы (4.8) нельзя сделать вывод о линейной зави-
симости Дкр от di, так как коэффициент теплоотдачи а тоже
зависит и от di и от v. Эта зависимость обычно выражается
различными эмпирическими критериальными уравнениями. По-
этому следует считать, что формула (4.8) выражает некоторую
сложную зависимость ДКр от db которую лишь в первом при-
ближении можно считать линейной.
Возвращаясь к анализу формулы (4.7), положим AKp = di,
т. е. что зазор между проволочками равен нулю. Тогда
dt = (4Я, Wncpu) (Тв - Ткр) (Тв — То). (4.9)
При такой толщине пламя может проходить через сплошную
перегородку. На первый взгляд такое утверждение кажется
парадоксальным, однако, в рамках приведенных теоретических
выводов оно вполне объяснимо. Более того, оно представляется
и практически реальным, если под прохождением пламени по-
нимать не проникновение его сквозь сплошную перегородку, а
передачу тепла через нее в таком количестве, что несмотря на
его потери на нагревание перегородки, осуществляется поджог
смеси по другую сторону перегородки.
Приведенные теоретические выводы, выражающие условия
прохождения пламени через решетку из весьма тонких прово-
лочек, согласуются с экспериментом. Экспериментальная уста-
новка представляла собой вертикальную стеклянную трубу ди-
11*
163
4Kp, ww
Рис. 4.11. Зависимость критического расстоя-
ния между проволочками от диаметра про-
волочек для различных горючих веществ:
аммиак; 2 — ацетон; 3— бензол (темные точ-
ки — прохождение пламени, светлые точки — не-
прохождение пламени)
аметром 150 мм, разделенную на
две части перегородкой с квадрат-
ным отверстием размером 75 X
Х75мм, которое закрывалось про-
волочной решеткой. Поджог горю-
чей смеси в трубе осуществлялся
у верхнего открытого конца. Ре-
зультат эксперимента — прохождение или непрохождение пла-
мени через решетку — наблюдается визуально. Результаты экс-
периментов при использовании в качестве горючего компонента
бензола, ацетона и аммиака показаны на рис. 4.11. Кривые на
графике разграничивают области прохождения и непрохожде-
ния пламени. Из графика видно, что зависимость Акр от d\ осо-
бенно заметна при di<0,5 мм. При di>l мм эта зависимость
выражена весьма слабо или вообще не наблюдается. Такой ха-
рактер кривых хорошо согласуется с теоретическими выводами.
Были предприняты попытки экспериментально подтвердить
возможность прохождения пламени через сплошную перегород-
ку. Для этого вместо проволочной решетки отверстие в пере-
городке заклеивали тонкой фольгой. При экспериментах на
аммиаке, ацетоне, этаноле и бензоле эффекта прохождения
пламени получить не удалось. Специально для этих целей бы-
ли проведены эксперименты с другими горючими веществами.
В результате было достигнуто устойчивое прохождение пламе-
ни стехиометрической сероуглеродовоздушной смеси через алю-
миниевую фольгу толщиной 0,03 мм, а также через фольгу из
нержавеющей стали толщиной 0,02 мм. Таким образом, воз-
можность прохождения пламени через сплошную перегородку,
предсказанная теоретически, была подтверждена эксперимен-
тально. Можно утверждать, что эта способность присуща всем
пламенам, а отрицательный результат для них был получен
лишь потому, что в экспериментах использовалась фольга тол-
щиной не менее 0,01 мм.
4.1.3. Гидравлическое сопротивление огнепреградителей
Коммуникационные огнепреградители постоянно оказывают
гидравлическое сопротивление технологическому потоку, требуя
дополнительных затрат энергии на перемещение газа, причем
164
стремление повысить их пламегасящую способность всегда ока-
зывается в противоречии со стремлением уменьшить гидравли-
ческое сопротивление.
Потери напора во входных и выходных патрубках легко мо-
гут быть определены с использованием значений коэффициен-
тов местных сопротивлений отдельных элементов, содержащих-
ся в справочной литературе [28]. Гидравлическое же сопротив-
ление беспорядочно загруженной насадки определить суммиро-
ванием сопротивлений отдельных элементов невозможно, по-
этому насадку принято характеризовать одним коэффициентом
сопротивления S,, который в зависимости от числа Рейнольдса
[31] можно рассчитать по следующим эмпирическим форму-
лам:
если Re < 10, то £ = 38/Re;
если 10 < Re < 250, то £ = 29/Re + 1,25/Re0'15-, (4.10)
если 250 < Re < 5000 g = 1,56/Re015.
Тогда потерю напора АР в насадке можно определить по фор-
муле
ДР = 2^//рУ2/^э (4.11)
где Н — высота слоя насадки; р — плотность газа; у— скорость газа в сво-
бодном сечении насадки; d3=4e/S — эквивалентный диаметр пор насадки; е —
пористость насадки; 3 — удельная поверхность насадки.
При вычислении числа Рейнольдса тоже необходимо поль-
зоваться величиной эквивалентного диаметра насадки. Порис-
тость и удельная поверхность насадок из различных колец Ра-
шига, которые наиболее часто используются в огнепреградите-
лях, приведены в табл. 4.3.
Гидравлическое сопротивление серийно выпускаемых кассет-
ных огнепреградителей типа ОП (см. рис. 4.2) при номиналь-
ТАБЛИЦА 4 3.
Характеристика насадки из колец Рашига
Размеры колец, мм Число колец в I м3 Пористость е, м3/м® Удельная поверх- ность S, м-/м3
8X8X0,3 1 500 000 0,90 630
10X10X0,5 770 000 0,88 500
12X12X0,5 440 000 0,90 430
15х 15X0,15 230 000 0,92 350
18X18X0,5 120 000 0,92 300
25X25X0,3 52 000 0,97 220
25X25X0,8 50 000 0,92 220
35х35х 1 19 000 0,93 160
50x 50x1 6500 0,94 100
165
ном расходе газа приведено ниже:
Условный диаметр, мм. .
Расход газа, м3/ч .
Сопротивление, Па .
100
101
110—170
150
215
90—110
200
380
75—140
350
800
100—130
Если в газовом потоке содержатся механические примеси
или пары жидкостей, склонных к кристаллизации и полимери-
зации, то огнепреграждающий элемент постепенно забивается,
и его гидравлическое сопротивление значительно возрастает.
В этих случаях огнепреградители нуждаются в периодической
очистке, технология которой зависит, главным образом, от ти-
па огнепреграждающего элемента. Кассетные и сетчатые огне-
преградители рекомендуется продувать воздухом или острым
паром, а также промывать растворителями с последующей
продувкой. Категорически запрещается прочищать каналы ог-
непреграждающих кассет проволокой во избежание увеличения
размера каналов. Насадку из гравия, шариков или колец Раши-
га для очистки выгружают из огнепреградителя. Для контроля
степени загрязнения огнепреграждающего элемента рекоменду-
ется устанавливать дифференциальные манометры, измеряю-
щие перепад давлений на огнепреградителе.
4.2. ЖИДКОСТНЫЕ ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ ЗАТВОРЫ
Жидкостные предохранительные затворы (гидрозатворы) [31]
применяют в основном для защиты ацетиленовых генераторов
от взрывов при газоплазменной обработке металлов, а также
в производстве ацетилена. Локализация пламени ацетилено-
воздушной, а особенно ацетиленокислородной смеси с исполь-
зованием сухих огнепреградителей представляет большие тех-
нические трудности, и в то же время эта задача относительно
просто решается при применении гидрозатворов. Простота
конструкции и высокая надежность гидрозатворов позволяет
эффективно использовать их для защиты и другого оборудова-
ния, содержащего взрывоопасные газы, в том числе способные
образовать быстрогорящие смеси.
Принцип действия гидрозатвора состоит в разделении
сплошного газового потока на серию газовых пузырьков в жид-
кости, через которую пламя распространяться не может.
Вследствие недостаточной изученности процесса распростране-
ния пламени через цепь газовых пузырьков, а также условий
воспламенения при адиабатическом сжатии пузырьков горючей
смеси в жидкости до настоящего времени еще не разработаны
достаточно надежные методы расчета гидрозатворов, поэтому
эффективность задержания пламени должна определяться из
опыта.
166
Рис. 4.12. Гидрозатвор открытого типа:
а — при нормальной работе; б — при воспламенении; 1 — корпус; 2 — воронка; 3— вен-
тиль; 4 — газоподводящая трубка; 5 — предохранительная трубка; 6 — ниппель; 7 —кон-
трольный кран; 8— рассекатель
Рис. 4.13, Гидрозатвор закрытого типа:
/ — емкости; 2 — запирающая жидкость; 3 — обратный клап-ан; -/ — соединительный тру-
бопровод
Различают гидрозатворы открытого типа, пространство над
поверхностью запирающей жидкости которых сообщается с
атмосферой, и закрытого типа, предназначенные для работы
под избыточным давлением.
На рис. 4.12 приведена схема простейшего гидрозатвора
открытого типа, который состоит из корпуса 1, воронки 2 и
газоподводящей трубки 4, помещенной внутри предохранитель-
ной трубки 5. Горючий газ поступает в затвор по трубке 4.
В корпус затвора наливают воду до уровня контрольного кра-
на 7.
Когда газ поступает в затвор через вентиль 3, он выходит
через отверстия в нижней части газоподводящей трубки 4,
огибает рассекатель 8 и отдельными пузырьками проходит че-
рез воду в корпус /, где при этом повышается давление. Газ
167
выходит из затвора через ниппель 6. Так как предохранитель-
ная трубка 5 опущена ниже уровня воды, при повышении дав-
ления в корпусе 1 часть воды поднимается в зазор между труб-
ками 4 и 5. Вследствие этого закрывается выход горючего га-
за в атмосферу, и он направляется только через ниппель 6 на
потребление. Если вследствие проскока пламени давление в
затворе будет выше обычного (рис. 4.10,6J, то вода из корпу-
са 1 будет вытесняться в трубу 4, перекрывая поступление га-
за в затвор и в зазор между трубками 4 и 5. Уровень воды в
корпусе понизится, и, поскольку край трубки 5 расположен
выше выходного отверстия газоподводящей трубки 4, произой-
дет выброс воды и газа в атмосферу через кольцевой зазор
между трубками. После этого вода из воронки 2 стечет обрат-
но в корпус гидрозатвора.
На рис. 4.13 показан гидрозатвор закрытого типа большой
пропускной способности, устанавливаемый в цехах химической
переработки ацетилена. На входном патрубке установлен об-
ратный клапан 3. Гидрозатвор имеет две емкости 1, соединен-
ные между собой в верхней и нижней части. При обратном
ударе давление сначала повышается в правой емкости, и по-
этому уровень жидкости в ней понижается, а в левой повыша-
ется, надежно перекрывая подводящий трубопровод до прихода
пламени в левую емкость через верхний соединительный трубо-
провод 4. В некоторых других конструкциях подобных гидро-
затворов верхний соединительный трубопровод выполняют в
виде змеевика, чем еще больше замедляют приход пламени
из правой емкости в левую. Гидрозатворы в соответствии с
рис. 4.13 изготавливают с условным проходом (внутренний ди-
аметр присоединительных патрубков) 150 и 200 мм и пропуск-
ной способностью 250 и 700 м3/ч при рабочем избыточном дав-
лении газа до 0,17 МПа.
На рис. 4.14 показан жидкостной предохранительный затвор
горизонтального типа [50]. Он состоит из горизонтальной ци-
линдрической емкости 3, частично заполненной жидкостью, в
нижней части которой в строго горизонтальном положении раз-
мещена подводящая труба 1 со множеством отверстий. Подво-
дящих труб может быть несколько, и газ к ним может пода-
ваться через трубопровод 10 по специальному коллектору. Дли-
на подводящих труб составляет около 2/3 от длины сосуда.
В правой части емкости имеется пространство 5, свободное от
подводящих труб и отделенное от остального объема верти-
кальной перегородкой 4 таким образом, что между ней и стен-
кой емкости в нижней части имеется небольшой зазор. В верх-
ней части перегородки установлен каплеотбойник 7, а в верх-
ней части свободного пространства 5 — выходной патрубок 6.
Для дробления пузырьков газа над рядом отверстий в подво-
дящей трубе установлены щитки 2. На поверхности жидкости
168
Рис. 4.14. Жидкостной предохранительный затвор горизонтального типа:
/ — подводящая труба; 2 — щитки; 3 — емкость; 4 — перегородка; 5 — свободное про-
странство; 6 — выходной патрубок; 7 — каплеотбойник; 8 — предохранительная мембрана;
9— решетка; 10— газоподводящая линия
размещена решетка 9 для предотвращения «сливания» пузырь-
ков и для смягчения удара взрывной волны на поверхность
жидкости.
При воспламенении газа на выходе из гидрозатвора удар-
ная волна и пламя воздействуют сначала на жидкость в объе-
ме 5, но поскольку в жидкости, находящейся в этом объеме,
вообще нет газовых пузырьков, то такое воздействие никакой
опасности проскока пламени через гидрозатвор не представля-
ет. Затем пламя через каплеотбойник 7 проникает в левую
часть газового пространства емкости 3, откуда оно не должно
проникнуть в подводящую трубу 2. Эта цель может быть до-
стигнута, если пузырьки газа в жидкости достаточно мелкие и
не образуют сплошных газовых «рукавов», что обеспечивается
и допустимым расходом газа, и размером отверстий в подводя-
щей трубе, и такими дополнительными конструктивными мера-
ми, как наличие щитков 2 и решетки 9. Газоподводящий трубо-
провод имеет колено, достаточно высоко размещенное над
уровнем жидкости в гидрозатворе с тем, чтобы ттри кратковре-
менном повышении давления в емкости жидкость не успела
перелиться в газоподводящую линию.
В гидрозатворе, показанном на рис. 4.14, применены две
технические новинки: свободный объем 5, отделенный от ос-
тального пространства перегородкой 4, и решетки 9. Однако
некоторые специальные исследования показали, что наличие
решеток, сеток, а также насадок практически не повышает
пламезадерживающей способности гидрозатворов. Наличие
же полости, свободной от газовых пузырьков, в зоне выходного
патрубка дает весьма ощутимый положительный эффект.
В гидрозатворе, показанном на рис. 4.15, а для повышения
эффективности локализации пламени, кроме этого технического
16ft
Рис. 4.15. Гидрозатвор:
а —с обратным клапаном; / — сосуд; 2 —клап-ан; 3 — решетка; 4 — цилиндр; 5 — капле-
отбойник; 6, 7 — патрубки; б — со змеевиком-замедлителем и запирающим клапаном; /,
4 — трубы; 2 — резервуар; 3 — змеевик; 5—плунжер; 6 —крышка; 7 — клапан
приема применен также обратный клапан, погруженный в жид-
кости [51]. Гидрозатвор состоит из вертикального цилиндриче-
ского сосуда 1, частично заполненного жидкостью, входного 6
и выходного 7 патрубков для подключения к линии с горючим
газом. Патрубок 6 погружен в жидкость, коаксиально с ним
установлен цилиндр 4. В верхней части цилиндра размещен
каплеотбойник 5, а в нижней находятся решетка 3 для дробле-
ния газовых пузырьков и клапан 2 поплавкового типа. При по-
даче через патрубок 6 газ оттесняет клапан 2 и барботирует
через слой жидкости внутри цилиндра 4, а далее через капле-
отбойник 5 попадает соответственно в газовое пространство со-
суда 1 и выходит через патрубок 7.
При взрыве газа со стороны выходного патрубка ударная
волна и пламя попадают в газовое пространство сосуда 1 и
воздействуют на наружные стенки цилиндра 4 и на слой жид-
кости, в котором нет газовых пузырьков. Давление газов в
сосуде приводит к некоторому поднятию уровня жидкости внут-
ри цилиндра 4, закрытию клапана 2 и прекращению поступле-
ния горючего газа. Затем пламя через каплеотбойник, распо-
ложенный с противоположной стороны от выходного патрубка
7 и постоянно смоченный каплями жидкости, «с трудом» прони-
кает внутрь цилиндра 4, где к этому времени цепочка газовых
пузырьков оказывается уже прерванной, а нижний конец вход-
170
ного патрубка 6 закрытым, что и определяет повышенную на-
дежность локализации пламени.
Отличительными особенностями гидрозатвора, показанного
на рис. 4.15,6, является наличие змеевика-замедлителя и запи-
рающего клапана одноразового действия. Гидрозатвор предна-
значен для локализации ацетиленокислородного пламени [52].
При нормальной эксплуатации газ поступает по трубе 1, при
этом обратный клапан 7 приподнимается, и газ через специ-
альные канавки и отверстия барботирует через слой воды в
свободное пространство резервуара 2 и далее через открытый
конец в верхней части втекает в змеевик 3 и в трубу 4.
В нижней расширенной части трубы 4, погруженной в воду,
установлен плунжер 5. Перемещение клапана 7 вверх ограни-
чивается крышкой 6, с которой взаимодействует плунжер 5
своим нижним концом, выполненным в виде бойка. При вос-
пламенении ацетиленокислородной смеси со стороны трубы 4
взрывная волна воздействует на плунжер 5, который пробивает
крышку 6 и плотно прижимает клапан 7 к седлу, надежно пе-
рекрывая трубу 1 раньше, чем пламя через длинный змеевик-
замедлитель 3 попадет в газовое пространство резервуара 1.
После каждого такого срабатывания гидрозатвора его работо-
способность необходимо восстанавливать, предусматривая спе-
циальное техническое обслуживание.
Как уже отмечалось, теория локализации пламени гидро-
затворами не существует. Однако достоверно известно, что
эффективность их работы тем выше, чем мельче газовые пу-
зырьки при всех прочих равных условиях. Поэтому почти все
гидрозатворы конструируют таким образом, чтобы предельно
уменьшить размер газовых пузырьков. Для получения пузырь-
ков, значительно более мелких, чем позволяют получить все
описанные устройства, предложено [53] в жидкость добавлять
диспергированный парамагнетик и воздействовать на него пе-
ременным магнитным полем. Взвешенные в жидкости частицы
парамагнетика в переменном магнитном поле приходят в ин-
тенсивное движение, воздействуют на пузырьки и дробят их.
Изменяя концентрацию частиц и параметры магнитного поля,
можно в больших пределах изменять размер пузырьков.
Итак, при конструировании гидрозатворов любых типов не-
обходимо выполнить следующие основные требования:
1) затвор должен надежно задерживать распространение
взрывной волны, обеспечивая при этом полное перекрытие га-
зоподводящей линии. Для повышения надежности гидрозатво-
ра необходимо исключить возможность образования сплошных
газовых потоков, по которым пламя может проникнуть в газо-
подводящую линию;
2) унос жидкости в виде брызг при нормальной работе
должен быть минимальным, так как при снижении уровня жид-
Т7Т
хости эффективность гидрозатвора резко снижается. При газо-
пламенной обработке металла попадание воды в шланги и го-
релку приводит, кроме того, к перебоям в подаче газа и ухуд-
шает тепловые и восстановительные свойства пламени. В лю-
бом случае, даже при полном улавливании брызг, газы, про-
ходящие через гидрозатвор, увлажняются, и с этим постоянно
необходимо считаться;
3) гидрозатвор должен иметь систему поддержания посто-
янного уровня жидкости в нем. В противном случае уровень
жидкости должен постоянно контролироваться и поддержи-
ваться в процессе обслуживания;
4) гидравлическое сопротивление затворов должно быть
минимальным для снижения затрат энергии на транспортиро-
вание газа;
5) если гидрозатвор при срабатывании не обеспечивает
достаточно продолжительного прекращения подачи газа, то
на поверхности жидкости может возникнуть постоянный очаг
пламени, который, как и в случае сухих огнепреградителей,
может привести к проскоку пламени. Возможность стабилиза-
ции горения на поверхности жидкости гидрозатвора должна
быть исключена.
4.3. БЫСТРОДЕЙСТВУЮЩИЕ ПЛАМЕОТСЕКАТЕЛН
Локализовать взрыв, т. е. не допустить распространения пла-
мени по технологическим коммуникациям, можно также быст-
родействующими отсекающими устройствами, срабатывающими
от специальных высокочувствительных датчиков, реагирующих
на пламя или давление взрыва.
Основное требование, предъявляемое к пламеотсекателям,—
быстродействие. Общепромышленная запорная трубопровод-
ная арматура с пневмоприводом и с электродвигателями для
этих целей непригодна из-за инерционности. Соленоидные кла-
паны в ряде случаев могут обеспечивать достаточное быстро-
действие, однако они выпускаются в основном на малые про-
ходные сечения.
Быстродействующие пламеотсекателн наиболее удобно клас-
сифицировать по типу привода. В соответствии с такой клас-
сификацией можно выделить:
отсекатели прямого действия, которые срабатывают под
действием самого давления взрыва в технологическом трубо-
проводе (взрыв сам себя запирает);
отсекатели с принудительным приводом, срабатывающие по
сигналу, формируемому специальным индикатором взрыва, ре-
агирующим на пламя или давление.
Отсекатели с принудительным приводом запорного органа
обычно оснащены отдельным источником энергии и спусковым
172
устройством, чаще всего в виде пиропатронов и электродето-
наторов. В зарубежной практике, например, известно примене-
ние быстродействующих отсекателей с поворотной заслонкой.
В рабочем состоянии заслонка открыта, а при срабатывании
электродетонатора освобождается защелка, сдерживающая
скрученную пружину, которая быстро поворачивает заслонку
в закрытое положение. Применяют также поворотные клапаны
с приводом от энергии падающего груза, который удерживает-
ся на защелке и освобождается при включении электромагни-
та. Однако быстродействие таких клапанов относительно неве-
лико. Значительно большим быстродействием обладают отсе-
катели с пироприводом, запирание которых осуществляется
под действием энергии сгорания специальной пороховой на-
вески.
4.3.1. Пламеотсекатели прямого действия
Некоторые конструктивные разновидности быстродействующих
запорных клапанов, приводимых в действие взрывной волной,
уже были рассмотрены при описании конструкции некоторых
видов сухих огнепреградителей (см. рис. 4.8) и гидрозатворов
(см. рис. 4.15). В этих устройствах клапаны играют вспомога-
тельную роль, повышая надежность локализации пламени.
Типичная схема пламеотсекателя прямого действия, приме-
няемого в качестве самостоятельного средства локализации
пламени в технологическом трубопроводе, показана на
рис. 4.16 [54]. Этот так называемый пластинчатый автоматиче-
ский затвор состоит из двух камер 1 и 5, соединенных между
собой через трубу 4, длина которой составляет больше двух
диаметров защищаемого трубопровода. В обеих камерах на
Рис. 4.16. Пластинчатый автоматический затвор:
1, 5 — камеры; 2 — пружина; 3, 6 —запорные пластины; 4 — труба; 7, 9 — патрубки; 8 —
штанга
173
радиальных пружинах 2 установлены запорные пластины 3 и
6, соединенные штангой 8, причем штанга несколько длиннее
трубы 4. Выступающие в камерах концы входного и выходного
патрубков 7 и 9 имеют торцы, выполненные в виде седел.
Длина штанги 8 выбрана таким образом, чтобы расстояние от
каждой запорной пластины 3 и 6 до торца патрубка было
несколько меньше, чем расстояние до соответствующего торца
соединительной трубы 4. Натяжение радиальных пружин 2
рассчитано так, что обеспечивается достаточная пропускная
способность затвора при нормальном (неаварийном) истечении
потока технологической среды.
В случае нарушения технологического режима, при воспла-
менении среды и распространении пламени по трубопроводу,
например, справа, скорость потока резко возрастает, и под
его воздействием в первую очередь на пластину 6 перемещает-
ся весь запорный орган, в результате этого пластина 3 замы-
кается с седлом патрубка 9 и происходит полное перекрытие
потока. Такое конструктивное исполнение затвора обеспечивает
более надежную защиту от распространения пламени по тех-
нологическому трубопроводу, чем аналогичные по конструкции
однотарельчатые затворы [55]. Это связано с некоторым уда-
лением запирающей пластины по направлению потока от
пластины, воспринимающей основную нагрузку от ударной
волны, смещающей запорный орган.
При возникновении аварийной ситуации с другой стороны
затвор срабатывает аналогичным образом: диск 3 выполняет
роль чуствительного органа, а диск 6 перекрывает технологи-
ческий поток.
Важная отличительная особенность пламеотсекателя с од-
ним запорным органом, показанного на рис. 4.17 [56], заклю-
чается в том, что клапан 3 в нормальных условиях работы
непрерывно вращается. На рис. 4.17, а показан отсекатель в.
нормальном рабочем положении, а на рис. 4.17,6 — в закры-
том состоянии. Отсекатель состоит из корпуса 1, в котором на
Рис. 4.17. Пламеотсекателн с вращающимся запорным органом:
1—корпус; 2— лопатки; 3 — клапан; 4— шток; 5 — пл-анка
174
Рис. 4.18. Пламеотсекатели для быстрогорящих смесей:
<а — плунжерный; б — мембранный; / — корпус; 2 — плунжер; 5 —мембрана; 4 — жесткий
центр; 5 — клапан; 6 — трубопровод
поперечной планке 5 установлен шток 4. Клапан 3 надет на
шток 4 и имеет лопатки 2, установленные под углом к верти-
кальной оси. Поэтому поток газа, постоянно проходящий через
отсекатель в нормальном рабочем режиме в любом направле-
нии, вращает клапан 3 на штоке 4. Вращение клапана пре-
пятствует его прилипанию, что обеспечивает постоянную готов-
ность клапана перемещаться по штоку в вертикальном направ-
лении. Все это в конечном итоге повышает надежность
устройства. Отсекатель срабатывает при увеличении потока
газа снизу вверх в результате воспламенения среды со сторо-
ны нижнего патрубка, и клапан отсекателя занимает положе-
ние, показанное на рис. 4.17,6.
На рис. 4.18 показаны пламеотсекатели для быстрогорящих
газов, например, для ацетилена [57]. Они, как правило, имеют
небольшие проходные сечения и рассчитаны на детонационный
режим горения газов. Пламеотсекатель на рис. 4.18, а по суще-
ству является конструктивной разновидностью устройства, по-
казанного на рис. 4.16. Детонационная волна, движущаяся
слева, воздействует на плоский торец плунжера 2 и обеспечи-
вает надежное закрытие конической пробки, находящейся на
его противоположном конце. Смещение плунжера обеспечивает
также перекрытие каналов для прохода газа в двух местах по
фрезерованным канавкам в средней части плунжера.
В пламеотсекателе на рис. 4.18,6 при нормальной работе
клапан 5 поднимается потоком газа, и газ проходит через за-
зор между ним и конической поверхностью корпуса 1 и далее
по трубопроводу 6 на выход из отсекателя. Обратная детонаци-
онная волна воздействует на мембрану 3 и через жесткий
центр 4 прижимает клапан 5 к конической поверхности корпуса
1 раньше, чем пламя подойдет к нему по трубопроводу 6.
175
Роль запорного органа в пламеотсекателе, показанном на
рис. 4.19, играет жидкость [58], хотя принцип действия по
существу аналогичен принципу действия выше описанных кон-
струкций. При нормальной работе газ поступает по трубопро-
воду 1 в левую часть корпуса 4, выполненного U-образным,
затем по соединительному трубопроводу 3 — в правую часть и
далее по трубопроводу 2 на выход из отсекателя. Нижние кон-
цы трубопроводов 1 и 2 опущены почти до уровня жидкости 5.
В самой нижней части U-образного корпуса установлена диаф-
рагма 3 с одним большим центральным отверстием и двумя
отверстиями малого проходного сечения. Большое центральное
отверстие в диафрагме перекрывается клапаном 7.
При воспламенении газа со стороны выводного трубопрово-
да взрывная волна воздействует на уровень жидкости в правой
части U-образного корпуса, и жидкость, легко перетекая через
отверстия в диафрагме, перекрывает нижний конец трубопро-
вода 1 раньше, чем к нему подойдет пламя через соединитель-
ный трубопровод 3. Когда уровень жидкости в левой части
корпуса достигнет максимума, клапан 7 закроет большое от-
верстие в диафрагме, и выравнивание уровней в дальнейшем
будет происходить постепенно со скоростью определяемой про-
ходным сечением малых отверстий в диафрагме. Таким обра-
зом, к моменту открытия нижнего конца трубы 1 продукты
сгорания в корпусе пламеотсекателя успеют охладиться, и
опасность воспламенения свежего газа будет исключена.
Все описанные пламеотсекатели прямого действия имеют
весьма простую конструкцию, что является основным их пре-
имуществом. Недостаток их заключается в том, что они долж-
ны срабатывать при достаточно сильном силовом воздействии
взрывной волны для исключения ложных срабатываний от
случайных перепадов давлений, вызванных технологическими
причинами. Таким образом, если пламя к отсекателю будет
подходить в спокойном дефлаграционном режиме, то пламеот-
секатель его может «не почувствовать» и пропустить. В этом
по существу состоит основная причина недостаточно высокой
надежности пламеотсекателей прямого действия.
4.3.2. Пламеотсекатели с принудительным приводом
Наиболее высоким быстродействием обладают отсекатели с
пироприводом [63]. Во ВНИИТБХП разработан типовой ряд
быстродействующих пламеотсекателей типа ПО с запорным
органом в виде сыпучего материала (рис. 4.20,а), который с
успехом может использоваться для локализации пламени в
трубопроводах, по которому транспортируются как парогазо-
воздушные, так и пылевоздушные смеси, например, в линиях
пневмотранспорта горючих порошков. Пламеотсекатель состоит
176
Рис. 4.19. Пламеотсекатель с жидкостным запорным органом:
1 вводной трубопровод; 2 — выводной трубопровод; 3 — соединительный трубопроводу
4 — корпус; 5 — жидкость; 6 — диафрагма; 7 — клапан
Рис. 4.20. Пламеотсекатель типа ПО:
а — конструкция; 1 — корпус; 2 — обечайка; 3 — крышка; 4 — пирозаряд; 5, 7—мембра-
ны; 6 —сыпучий материал; « — опорные лепестки; 9 — защитная пленка; б — схема рабо-
ты; / — рабочее состояние; 2 — начало срабатывания; « — конец срабатывания
12—566
из корпуса 1 с присоединительными патрубками, обечайки 2 и
крышки 3, в которой размещен пирозаряд 4. Роль запорного
органа выполняет сыпучий материал 6, например песок, раз-
мещенный между верхней мембраной 5 и пакетом, состоящим
из нижней мембраны 7, двух гибких опорных лепестков 8 и
защитной пленки 9.
Работа отсекателя наглядно показана на рис. 4.20, б, на
котором показаны три его характерные состояния: рабочее со-
стояние (отсекатель открыт); момент начала срабатывания;
конец срабатывания (отсекатель закрыт).
При подаче командного электрического импульса происхо-
дит воспламенение пирозаряда, образующиеся при этом газы
разрушают мембраны и с большой скоростью перемещают вниз
сыпучий материал. Опорные лепестки под действием потока
сыпучего материала отгибаются и перекрывают оба патрубка
пламеотсекателя, а сыпучий материал плотно заполняет всю
его нижнюю полость. Основная функция опорных лепестков
состоит в том, чтобы предотвратить унос сыпучего материала
через присоединительные патрубки. Сработавший пламеотсека-
тель не обеспечивает герметичного перекрытия трубопровода,
но распространение пламени через него исключается пол-
ностью.
Краткая техническая характеристика и габаритные размеры
типового ряда пламеотсекателей описанной конструкции приве-
дены в табл. 4.4.
В пламеотсекателе, показанном на рис. 4.21, роль запорного
органа выполняет жидкость, а роль пиропривода — горючая
газовая смесь [60]. Отсекатель состоит из корпуса 1 U-образ-
ной формы с присоединительными патрубками 4 и 5 и обрат-
ного клапана 7. Нижняя часть корпуса залита жидкостью 8 и
отделена от верхней двумя мембранами 6. Полость А запол-
няется ацетиленокислородной смесью, давление которой конт-
ролируется по манометру 3, а поджигание осуществляется при
помощи свечи 2. Конец патрубка 5 загнут и опущен почти до
ТАБЛИЦА 4.4.
Краткая техническая характеристика пламеотсекателей типа ПО
Модель Условный проход Dy, мм Время сра- батывания, с Габаритные размеры, мм (см. рис. 4.20, а) Масса, кг
Н D L
ПО-100 100 0,03 710 305 517 90
ПО-150 150 0,05 805- 390 536 100
ПО-200 200 0,08 1020 500 692 170
ПО-250 250 0,12 1110 565 710 240
ПО-ЗОО 300 0,16 1294 615 886 300
ПО-350 350 0,20 1430 670 924 360
178
Рис. 4.21. Пламеотсекатель с жидкостным запорным органом и с газовым пи-
розарядом:
/ — корпус; 2 — свеча зажигания; 3 — манометр; 4, 5 — присоединительные патрубки; 6 —
мембраны; 7 — обратный кл-апан; 8 — жидкость
Рнс. 4.22. Модернизированный общепромышленный пневмоотсекатель:
1 — пирозаряд; 2, 3 — мембраны; 4— штуцер; 5 — общепромышленный пневмоклапан
мембраны. При подаче электрического импульса на свечу аце-
тиленокислородная смесь сгорает с большой скоростью, резкое
повышение давления в камере А приводит к разрушению
обеих мембран 6, и жидкость в правой части корпуса отсека-
теля поднимается, перекрывая доступ транспортируемого газа
в патрубок 5. Обратный клапан 7 предотвращает быстрое от-
крывание отсекателя при падении давления в камере А вслед-
ствие охлаждения продуктов сгорания ацетиленокислородной
смеси. То, что жидкость в рабочем состоянии отсекателя гер-
метично отделена от его проточной полости и камеры А мем-
бранами, позволяет предотвратить ее испарение и унос с транс-
портируемым газом, а также насыщение влагой полости А,
что облегчает эксплуатацию отсекателя и повышает его надеж-
ность.
Известно несколько конструктивных разновидностей быст-
родействующих пламеотсекателей с пневматическим приводом.
Высокое быстродействие при этом достигается тем, что сжатый
воздух для привода отсекателя находится в специальном бал-
лоне, соединенном с камерой привода каналом большого сече-
ния; баллон открывается при помощи быстродействующих кла-
панных механизмов, в которых чаще всего используются пиро-
заряды или детонаторы малой мощности.
12* 179
Наиболее наглядным примером такого технического реше-
ния может служить устройство, показанное на рис. 4.22, кото-
рое позволяет использовать общепромышленные пневмоотсе-
катели как в нормальном режиме управления технологическим
процессом, так и для аварийного перекрытия трубопровода.
Пневмопривод снабжен двумя дополнительными полостями А
и В, отделенными мембранами 2 и 3. Полость А заполнена
сжатым газом, в ней расположен пирозаряд /. При подаче уп-
равляющих пневматических импульсов через штуцер 4 отсека-
тель работает в режиме управления технологическим процес-
сом. В аварийной ситуации подается электрический сигнал на
срабатывание пирозаряда, который разрушает мембрану 2, и
сжатый газ деформирует мембрану <3, прижимает ее к мембра-
не пневмопривода и перемещает запорный орган клапана в за-
крытое положение.
Устройство работает описанным образом независимо от то-
го, находится ли в данный момент пневмоклапан в открытом,
Рис. 4.23. Шиберный пламеотсекатель с пневмоцилиндром:
-/—пневмоцилиндр; 2 — трубопровод; 3 — пироклапан; 4 — баллон; 5 —шиберный заслон
Рис, 4.24. Пламеотсекатель типа П0-1Ш:
а — конструкция пламеотсекатели; / — корпус; 2 — мембрана; 3 — пнроустройство; 4 —
•баллон; 5—манометр; 6 — крышка; б — схем-а пламеотсекатели в закрытом положении
180
закрытом или в переходном состоянии под действием управля-
ющего пневматического импульса, подводимого к штуцеру 4.
Очевидно также, что после срабатывания устройства пневмо-
клапан уже не подчиняется этим управляющим пневматичес-
ким импульсам.
Установка дополнительного привода описанной конструкции
позволяет повысить быстродействие серийно выпускаемых
пневмоотсекателей в 20—30 раз. При дальнейшем увеличении
быстродействия (в 50—80 раз) в момент посадки запорного
элемента на седло возникают динамические усилия, способ-
ные деформировать и даже разрушать отдельные детали отсе-
кателя.
На рис. 4.23 показана конструкция шиберного пламеотсе-
кателя с быстродействующим пневмоприводом. Привод вклю-
чает пневмоцилиндр 1 и баллон 4 со сжатым воздухом и с бы-
стродействующим пироклапаном 3. Быстродействие привода во
многом определяется давлением воздуха в баллоне и проход-
ным сечением пироклапана и соединительного трубопровода 2.
Пламеотсекателн такой конструкции выпускаются, в частности,
в ФРГ [61] и с успехом применяются для локализации пыле-
вых взрывов, включая детонацию. Для эффективной работы
пламеотсекателей время их срабатывания должно быть менее
50 мс. С этой целью давление воздуха в баллоне устанавлива-
ется в зависимости от проходного сечения шиберного заслона.
Ниже приведены некоторые характеристики шиберных пла-
меотсекателей с пневмоприводом:
Диаметр условного прохода шиберного
заслона, мм............................
Давление воздуха в баллоне, МПа .
Время срабатывания пламеотсекателн,
мс.....................................
200 150 200 250 300 350
1,0 2,0 2,0 4,0 4,0 4,0
22 25 30 26 30 3
Пламеотсекатель с квадратным проходным сечением разме-
ром 200X200 мм при давлении воздуха в баллоне 4 МПа сра-
батывает за 25 мс. Дальнейшее увеличение давления воздуха в
баллоне по сравнению с указанным выше приводит к малозна-
чительному сокращению времени срабатывания, но при этом
значительно увеличиваются динамические нагрузки на детали
устройств и потому нецелесообразно. Очевидно, что приведен-
ные данные характеризуют динамику срабатывания шиберных
пламеотсекателей, когда они не находились в длительной экс-
плуатации в промышленных условиях. Можно предположить,
что находясь длительное время в ждущем режиме в условиях
эксплуатации, усилие перемещения шибера может значительно
увеличиться, что неизбежно должно привести к увеличению
времени срабатывания. Тем не менее приведенные данные ука-
181
зывают на высокую эффективность пламеотсекателей описан-
ной конструкции.
Во ВНИИТБХП разработан типовой ряд быстродействую-
щих пламеотсекателей типа П0-1Ш (рис. 4.24) с пневмопри-
водом и с запорным органом в виде мембраны из тонколисто-
вого проката пластичных металлов [64]. Между корпусом /
и крышкой 6 защемлена мембрана 2 из тонколистового прока-
та нержавеющей стали. На крышке установлен баллон 4 со
сжатым воздухом, давление которого контролируется по мано-
метру 5. Баллон герметизируется мембраной (на рисунке не
показана), которая может разрушаться под воздействием пи-
роустройства 3 при подаче на него электрического командного
импульса. При срабатывании пироустройства сжатый воздух из
баллона попадает под крышку 6, деформирует мембрану 2,
которая при этом перекрывает проходное сечение в корпусе
отсекателя, как показано на рис. 4.24, б. При заданной толщи-
не мембраны 2 работоспособность отсекателя полностью опре-
деляется величиной давления в баллоне 4. Если давление в
баллоне мало, то деформация мембраны будет недостаточной,
и она не обеспечит надежного перекрытия проходного сечения.
Если же давление в баллоне будет слишком велико, то мембра-
на 2 может разорваться. Оптимальные значения толщины
мембраны и допустимого диапазона давления в баллоне под-
бирают экспериментально.
Основные конструктивные размеры пламеотсекателей типа
П0-1Ш и некоторые их технические характеристики приведены
в табл. 4.5.
Высокое быстродействие отсекателей описанной конструк-
ции обеспечивается предельным уменьшением величины пере-
мещения и массы запорного органа (мембраны). В связи с
этим быстродействие отсекателя лимитируется в основном ди-
намикой истечения газа из баллона.
Пламеотсекатели типа П0-1Ш имеют несколько более
сложную конфигурацию проточной части по сравнению, напри-
ТАБЛИЦА 4.5.
Краткая техническая характеристика пламеотсекателей типа П0-1Ш
Модель Условный проход, мм Давление в баллоне, МПа Время сра- батывания, с Габаритные разме- ры, мм (см. рис. 4.24) Масса, кг
н D L
ПО-1Ш-ЮО 100 1,6 0,01 626 325 406 61
ПО-1Ш-150 150 1,9 0,02 710 420 520 80
ПО-1 Ш-200 200 2,5 0,03 800 530 634 ПО
ПО-1 Ш-250 250 2,7 0,04 895 640 746 144
ПО-1 Ш-300 300 3,7 0,05 960 750 858 175
ПО-1 Ш-350 350 5,0 0,07 1040 860 962 220
182
мер, с показанными на рис. 4.20, а (типа ПО) или на рис. 4.23,
что не позволяет рекомендовать их для установки на линиях
пневмотранспорта пылеобразных материалов, так как это мо-
жет привести к забивке проточной части отложениями продук-
тов. Конструкция и техническая характеристика пламеотсека-
телей типа П0-1Ш позволяют рекомендовать их для локализа-
ции пламён парогазовых систем. При этом важно отметить,
что при срабатывании отсекатель перекрывает проходное
сечение герметично, так как мембрана 2 претерпевает большие
пластические деформации, что позволяет компенсировать не-
которые несовершенства уплотнительной поверхности седла в
корпусе и обеспечить требуемую герметичность.
Для эффективной работы быстродействующих пламеотсека-
телей всех конструкций необходимы быстродействующие инди-
каторы обнаружения пламени в трубопроводе. Конструкция и
принцип действия таких индикаторов рассмотрены в следую-
щем разделе книги, здесь же необходимо отметить, что эффек-
тивность работы автоматической системы локализации пламе-
ни, включающей индикатор пламени и пламеотсекатель, зави-
сит не только от быстродействия этих устройств, но и от их
взаимного расположения. При этом должно выполняться со-
отношение:
t < L/v,
где т—полное время от момента обнаружения пламени до перекрытия тру-
бопровода, т. е. полное время срабатывания системы локализации пламени;
L — расстояние (по трубопроводу) от индикатора пламени до пламеотсекате-
ля; и — скорость распространения пламени по трубопроводу.
Так, если система срабатывает за 0,2 с, а пламя распрост-
ранения со скоростью до 30 м/с, то индикатор пламени должен
быть установлен на расстоянии не менее 6 м от отсекателя.
Если расстояние между аппаратами меньше этой величины, то
для эффективной работы пламеотсекатели необходимо либо
искусственно удлинять соединительный трубопровод, либо вы-
бирать более быстродействующий пламеотсекатель. При опре-
делении скорости распространения пламени по трубопроводу
требуется учитывать не только самоускорение пламени, обус-
ловленное турбулизацией, но и скорость перемещения самих
газов по трубопроводу, а также возможность возникновения
детонации.
Глава 5
СИСТЕМЫ АКТИВНОГО ПОДАВЛЕНИЯ ВЗРЫВОВ
Принцип действия систем активного подавления взрыва заклю-
чается в обнаружении его начальной стадии высокочувстви-
тельными датчиками и быстром введении в защищаемый аппа-
рат ингибитора (взрывоподавляющего состава), приостанавли-
вающего дальнейший процесс развития взрыва.
Используя такие системы, можно подавлять взрыв настоль-
ко эффективно, что в защищаемом аппарате практически не
произойдет сколько-нибудь заметного повышения давления.
Это очень важно для обеспечения взрывозащиты малопрочных
аппаратов. Другим, не менее важным преимуществом активно-
го взрывоподавления, по сравнению, например, со сбросом дав-
ления взрыва, является отсутствие выбросов в атмосферу ток-
сичных и пожаровзрывоопасных продуктов, горячих газов и
открытого огня.
Впервые системы активного подавления взрывов применили
англичане, оборудовав ими во время второй мировой войны
топливные баки самолетов. В 1944 г. был запатентован метод
подавления взрывов на мельницах, включающий обнаружение
пламени при помощи фотоэлектрических элементов, быстрое
подавление и локализацию очага пламени [65]. После этого в
1948 г. был запатентован метод активного подавления взрывов
в хранилищах авиационных топлив, а также в другом емкост-
ном оборудовании промышленных предприятий. Английская
фирма «Гравинер» впервые внедрила этот метод взрывозащи-
ты промышленных объектов в 1952 г., а к 1959 г. уже имелась
информация о 35 случаях успешного срабатывания таких сис-
тем, что обеспечило их широкое признание как одного из наи-
более эффективных и поэтому перспективных средств взрыво-
защиты.
По некоторым статистическим данным к 1980 г. уже насчи-
тывалось 3800 систем автоматического подавления взрывов в
самых различных отраслях промышленности. В настоящее вре-
мя вопросами разработки и внедрения методов активной
взрывозащиты, кроме упомянутой фирмы «Гравинер», успеш-
но занимаются американские фирмы «Фенвал», «Киддэ», и
«Нью Эа текникел Сервисез», западногерманские фирмы «То-
таль», «Фарбверке Хоэхст», «Дойгра» и «Юнкере». Швейцарс-
кая фирма «Циба — Гайги». В нашей стране такие же работы
ведутся во ВНИИТБХП совместно с рядом специальных конст-
рукторских организаций.
Системы активного подавления взрывов послужили основой
для создания самых различных по структуре и назначению
184
автоматических систем взрывозащиты, осуществляющих в ава-
рийных ситуациях следующие функции:
подавление взрыва при его зарождении введением в очаг
огнегасящего вещества;
сброс давления взрыва через принудительно открываемые
предохранительные отверстия;
создание в трубопроводах и соседних аппаратах инертной
зоны, чтобы предотвратить распространение взрыва;
блокирование аппарата, в котором произошел взрыв, быст-
родействующими отсекающими устройствами;
автоматическая остановка оборудования.
Функции, а значит и состав систем взрывозащиты в каждом
конкретном случае могут быть различными, и в этом смысле
для каждого технологического процесса система уникальна,
хотя комплектуются они из отдельных типовых элементов. Для
принудительного сброса давления можно применять устройст-
ва, показанные на рис. 3.7; создание инертных зон в трубопро-
воде можно осуществлять быстрым введением в него инертного
газа, например, азота, или впрыскивая жидкие легкокипя-
щие ингибиторы горения; блокировать аппарат можно различ-
ными отсекающими устройствами, описанными в предыдущей
главе; для аварийной остановки оборудования и в первую
очередь для отключения электропитания можно использовать
различные общепромышленные элементы автоматики. Во всех
случаях в состав системы взрывозащиты должны входить вы-
сокочувствительные индикаторы взрывов, подающие сигналы
на срабатывание исполнительных устройств, и блок управле-
ния системой, осуществляющий коммутацию командных сигна-
лов от индикаторов взрыва на исполнительные устройства в
соответствии с заданным алгоритмом, а также функции посто-
янного или периодического контроля готовности системы.
Простейшая принципиальная схема автоматической системы
подавления взрывов (АСПВ) показана на рис. 5.1.
Индикатор 1, обнаружив очаг взрыва 5, посылает команд-
ный сигнал через блок управления 2 на взрывоподавитель 3,
который впрыскивает в полость защищаемого аппарата 4 ин-
гибирующий состав и горение в аппарате прекращается.
Возможность активного подавления уже начавшегося взры-
ва обусловлена тем, что нарастание давления в начальной ста-
дии происходит относительно медленно (рис. 5.2, кривая 1) и
имеется интервал времени хт, в течение которого горение в со-
суде можно прекратить. В зарубежной, а затем и в отечествен-
ной литературе интервал времени хт обычно называют «индук-
ционным» или «инкубационным» периодом развития взрыва,
имея в виду, что только в этот период существует принципи-
альная возможность подавить взрыв. Однако более поздние
исследования показали, что принципиально взрыв можно по-
185
Рис. 5.1. Принципиальная схема АСПВ:
/ — индикатор взрыва; 2 — блок управления; 3 — взрывоподавитель; 4 — защищаемый ап-
парат; 5—очаг взрыва
Рис. 5.2. Изменение давления в сосуде при взрыве:
1 — без подавления взрыва; 2 — при подавлении взрыва
давить на любой стадии его развития, хотя при увеличении
Тщ трудности подавления пламени многократно возрастают.
В данной главе под термином тот будем понимать время, в
течение которого давление в замкнутой полости в результате
горения достигает величины Рт, предельно допустимой из ус-
ловия прочности защищаемого объекта. Следовательно, оп-
ределяется не только скоростью горения среды в защищаемом
оборудовании, но и его объемом и прочностью. Величина хт в
большинстве практических случаев составляет десятые или
даже сотые доли секунды, что предъявляет весьма жесткие
требования к быстродействию АСПВ. Время срабатывания
АСПВ (таспв) можно представить в виде суммы (см. рис. 5.2):
"Гасив = ти + тп + Тв + Тд >
где Ти — время срабатывания индикатора взрыва, т. е. время от момента воз-
никновения взрыва до момента его обнаружения индикатором и выдачи ко-
мандного импульса (ти в значительной мере определяется чувствительностью
индикатора взрыва); тп—время передачи командного импульса от индикато-
ра через блок управления на взрывоподавитель; тв — время срабатывания
взрывоподавителя; тд — время движения ингибирующего состава от взрыво-
подавителя до очага пламени.
Быстродействие — это одна из наиболее важных характе-
ристик АСПВ, которая во многих случаях полностью определя-
ет ее эффективность. Для уменьшения тдспв стремятся пре-
дельно уменьшить каждую из ее составляющих. Преобразова-
ние и передача электрических импульсов с большой скоростью
не представляет технических трудностей, поэтому величина тп,
186
как правило, является наименьшей и быстродействия системы
не лимитирует. Остальные составляющие соизмеримы одна с
другой, причем наиболее трудно снижать тд, так как оно свя-
зано со скоростью механического перемещения материала, а
трудности уменьшения ти обусловлены тем, что повышение чув-
ствительности индикатора чревато возможностью его ложных
срабатываний под действием всякого рода помех. Для умень-
шения Тв впрыск ингибирующего состава осуществляют обычно
при помощи взрыва специального пиротехнического заряда; в
этом смысле можно считать, что взрыв в оборудовании подав-
ляют взрывом.
Достижение потока жидкого тонкораспыленного пламепо-
давляющего состава очага горения не приводит к мгновенному
гашению пламени — требуется еще некоторое время гашения
тг, после которого процесс горения полностью прекращается,
и изменение давления в сосуде происходит по кривой 2 (см.
рис. 5.2). Таким образом, эффективное подавление взрыва
происходит в случае
ТАСПВ Т < Т-т *
Процессы гашения пламени, происходящие в период тг, весь-
ма сложны и требуют тщательного изучения для правильного
подбора огнегасящих составов и режимов их доставки с целью
наиболее эффективного воздействия на очаг пламени.
5.1. ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОЦЕССА
ПОДАВЛЕНИЯ ВЗРЫВА
При срабатывании взрывоподавителя, т. е. при импульсном
введении в полость защищаемого объекта взрывоподавляюще-
го состава, происходит интенсивное воздействие последнего
собственно на фронт пламени, а также на горючую смесь и на
продукты сгорания. Эффект такого воздействия различен как
по физико-химической природе, так и по его конечному ре-
зультату в том смысле, что не все эффекты, сопровождающие
срабатывание взрывоподавителя, способствуют подавлению
пламени. В частности, интенсивная турбулизация горючей
смеси может привести к значительному ускорению горения. Это
подтверждается многочисленными экспериментами: если взрыв
по каким-либо причинам бывает не подавлен, то его развитие
значительно ускоряется, а иногда даже повышается конечное
давление взрыва. В таких случаях говорят, что АСПВ не по-
давляет, а наоборот, промотирует взрыв.
Таким образом, процесс воздействия взрывоподавляющего
состава целесообразно рассматривать в отдельности: на горю-
чую смесь, на пламя и на продукты сгорания. До недавнего
времени предметом рассмотрения было только воздействие на
187
горючую смесь, так как принцип работы АСПВ сводился к
тому, что взрывоподавляющий состав за короткое время горю-
чую смесь превращает в негорючую. Воздействие же, напри-
мер, на продукты сгорания для исследователей интереса не
представляло, поскольку оно не имеет никакого влияния на
эффект подавления пламени. Однако очевидно, что охлаждение
продуктов сгорания, которое при этом непременно происходит,
приводит в конечном итоге к снижению давления в замкнутом
объеме, а это главная — если не сказать единственная — цель-
применения любых средств взрывозащиты объектов.
5.1.1. Флегматизация и ингибирование горючих смесей
Итак, одна из основных задач АСПВ — превратить горючую'
смесь в негорючую. Для этого можно использовать флегмати-
заторы и ингибиторы. Под флегматизаторами в данном случае
будем понимать инертные добавки, которые, изменяя общий хи-
мический состав горючей смеси, выводят его за пределы взры-
ваемости. Под ингибиторами будем понимать вещества, выпол-
няющие роль «отрицательных катализаторов» химической ре-
акции горения. Очевидно, что некоторые вещества могут быть
одновременно и флегматизаторами, и ингибиторами.
Флегматизация горючих смесей различными добавками из-
вестна давно и широко применяется в практике для предупре-
ждения их воспламенения. Для этих целей чаще всего приме-
няют такие инертные добавки как СО2, Н2О и N2. Инертные
добавки в химических превращениях не участвуют, а флегмати-
зируют процесс горения, воспринимая часть теплового эффекта
реакции. Наличие такого теплового балласта может настолько
сильно уменьшить температуру пламени, что оно потеряет
способность распространяться. Роль теплового флегматизатора
может выполнять и само избыточное горючее (если его кон-
центрация выше верхнего предела воспламенения смеси) или
другие органические добавки к богатым взрывоопасным сме-
сям. При этом эффективность последних иногда даже выше
эффективности инертных добавок, что может быть обусловле-
но не только их более высокой теплоемкостью, но и способ-
ностью этих веществ к эндотермическим превращениям при
высоких температурах.
Применение органических горючих добавок в качестве
флегматизаторов горения иногда используют при разработке
регламентов технологических процессов переработки взрыво-
опасных газов, однако в АСПВ они не нашли применения, хотя
известны некоторые экспериментальные исследования, показав-
шие такую возможность.
В современных АСПВ стремятся применять более эффектив-
ные вещества, так называемые химические ингибиторы горе-
188
Рис. 5.3. Зависимость пределов
воспламенения пропано-воздушной
смеси от концентрации добавки:
/ — азот; 2 — диоксид углерода; 3 —
хладон 114В2
ния. К химически активным
ингибиторам относятся
фреоны [66] и некоторые
другие галоидопроизводные
метана и этана, в частности
такие соединения, как
СН2С1Вг, С2Н4ВГ2, CF3Br и
др. В технике пожаро- и
взрывозащиты все эти химические соединения называют хладо-
нами и вводят для их маркировки специальные цифровые и
буквенные обозначения, отражающие их химический состав.
Первая цифра трехзначного числа обозначает число углерод-
ных атомов минус 1, вторая — число атомов водорода плюс 1,
а третья — число атомов фтора в молекуле. Если в молекуле
содержатся атомы брома, то после трехзначного числа ставится
буква В и число, указывающее число атомов брома. Число ато-
мов хлора в обозначении не указывается — оно может быть оп-
ределено по валентности остальных элементов. Нули в обо-
значении не указываются. Например, хладон 12 имеет химиче-
скую формулу CCI2F2, а хладон 114В2 — СгВггЕд.
Эффективность тепловых флегматизаторов и химических
ингибиторов принято оценивать по кривым, характеризующим
изменение концентрационных пределов взрываемости горючего
от концентрации добавки. В качестве примера на рис. 5.3 по-
казано влияние добавок азота, диоксида углерода и хладона
114В2 на пределы воспламенения пропано-воздушной смеси.
Области внутри кривых соответствуют составу смеси, способ-
ной воспламеняться, а вне их — составу негорючих смесей.
Таким образом, каждая кривая очерчивает так называемый
«полуостров воспламенения».
Из рис. 5.3 можно видеть, например, что в отсутствие до-
бавок (концентрация добавки равна нулю) пределы воспламе-
нения пропана составляют 2—9%: при добавке 20% N2 преде-
лы сужаются и составляют 2—6,5%, а такое же содержание
СОг сужает их еще больше, до 3—5,8%, т. е. диоксид углеро-
да является более эффективным флегматизатором, чем азот.
Состав смеси, который соответствует «мысу» полуострова вос-
пламенения, характеризует так называемую пиковую концент-
рацию добавки, т. е. такую концентрацию, которая делает
смесь не горючей при любом соотношении горючего и окисли-
теля. Из рис. 5.3 видно также, что для пропана пиковая кон-
189
центрация азота равна 43%, диоксида углерода — 30%, а хла-
дона 114В2—3%.
Иногда эффективность флегматизаторов и ингибиторов оце-
нивают по их влиянию на снижение нормальной скорости рас-
пространения фронта пламени или на температуру пламени,
хотя по снижению температуры однозначно можно судить лишь
об эффективности химически инертных тепловых флегматиза-
торов.
Механизм действия химически активных ингибиторов горе-
ния, в отличие от тепловых флегматизаторов, заключается в
обрыве реакционных цепей процесса горения топлива. Молеку-
лы ингибитора или продукты его распада энергично реагиру-
ют с атомарными водородом и кислородом, а также промежу-
точными радикалами, представляющими собой активные цент-
ры реакции горения, превращая их в устойчивые соединения и
прекращая развитие реакционных цепей. Особенно активно
реагируют галогенпроизводные с атомарным водородом, кото-
рый принимает участие в большинстве цепных реакций горе-
ния, чем очевидно, и объясняется известная универсальность
галогенпроизводных как химических ингибиторов горения. При-
чем в ряду производных насыщенных углеводородов наиболее
эффективными являются те, большая часть атомов водорода
которых замещена атомами галогенов. Как исключение из это-
го правила можно рассматривать горение водорода: в этом
случае более эффективными ингибиторами оказываются не-
полностью галогенированные углеводороды.
Возможно ингибирование пламени и в результате увеличе-
ния скорости рекомбинации атомарного кислорода в реакциях
типа НаЮ + О = На1 + О2, где Hal — атом галогена. В соответ-
ствии с ионной теорией химических реакций процесс горения
содержит стадию образования ионов кислорода, заключающую-
ся в захвате молекулой кислорода электронов, образующихся
при ионизации углеводородных молекул. Так как эффективное
сечение атомов галогенов больше, чем атомов кислорода, то
они и становятся ловушками для медленных электронов, более
успешно конкурируя в этом с кислородом. Однако кинетичес-
кие аспекты химического ингибирования сложны и недостаточ-
но изучены. Более того, существует мнение [65], что эффек-
тивность хладонов зависит не от их химической природы, а от
их мольной теплоемкости и что механизм подавления пламени
заключается в снижении его температуры до критического
значения так же, как и в случае применения тепловых флегма-
тизаторов. Это доказывается расчетным путем и эксперимен-
тальными данными, указывающими, что тушащая концентра-
ция хладонов пропорциональна их мольной теплоемкости. В то
же время В. В. Азатян [67], подтверждая высокую ингибирую-
щую активность хладонов для водородсодержащих горючих
190
веществ, указывает на их пассивность, если основными носите-
лями реакционных цепей являются О, S, SO, Cl, которые слабо
реагируют со связями С—Br, С—С1 в молекулах хладонов.
Описанный механизм действия химически активных ингиби-
торов, заключающийся в нейтрализации активных центров цеп-
ных химических реакций, показывает, что добавка ингибитора
к горючей смеси может не приводить к существенному сниже-
нию температуры пламени вплоть до его полного погасания.
Такому механизму ингибирования должно быть присуще свой-
ство критичности: до тех пор, пока добавки ингибитора нейт-
рализуют лишь избыточное количество активных частиц, реак-
ция горения продолжается, хотя и более медленно, но с неиз-
менным тепловым эффектом, и только при нейтрализации неко-
торого критического количества активных частиц реакция го-
рения теряет способность самоподдерживаться, и пламя гас-
нет.
Некоторые галогенпроизводные сами способны окисляться,
поэтому они ингибируют реакцию горения смесей с избытком
горючего, а их добавка к бедным смесям может даже промо-
тировать горение и снижать нижний концентрационный предел
распространения пламени в результате возрастания калорий-
ности смеси.
В последнее время все больший интерес исследователей
привлекают к себе порошковые огнетушащие составы. Наибо-
лее эффективными являются составы на основе карбонатов и
бикарбонатов натрия и калия, аммонийных солей фосфорной,
серной, борной и щавелевой кислот.
Очевидно, что механизм действия порошковых составов
существенно отличается от действия галогенпроизводных угле-
водородов. Однако, если химизм воздействия паров хладонов,
находящихся в гомогенной смеси с горючим и окислителем,
изучен недостаточно, влияние порошковых составов еще более
сложно и мало изучено, а мнение исследователей даже по
принципиальным вопросам бывает противоречивым. В част-
ности, некоторые считают, что действие порошков основано на
гомогенном ингибировании реакции горения продуктами их
испарения и разложения, а другие считают, что доминирующим
фактором является гетерогенная рекомбинация радикалов и
активных частиц на поверхности порошков.
На основе анализа многочисленных литературных данных
и результатов собственных исследований А. Н. Баратов [68]
установил, что между эффективностью гетерогенной рекомби-
нации активных центров и огнегасящей способностью различ-
ных минеральных солей имеется вполне убедительная связь,
но существенный вклад при этом дают и газообразные продук-
ты их нагрева, причем механизм гомогенного ингибирования,
191
при этом значительно отличается от механизма ингибирования
хладонами. На это, в частности, указывает то, что некоторые
соли более интенсивно ингибируют горение бедных горючих
смесей. Некоторые исследования показали, что такие хлориды
щелочных металлов, как КС1 и NaCl более эффективны, чем
бикарбонаты щелочных металлов, на основе которых выпуска-
ются огнегасящие порошки типа ПСБ-3, и фосфорноаммоний-
ные соли, составляющие основу порошков типа ПФ. При этом
автор приходит к выводу, что ингибирование пламени углево-
дородов солями щелочных металлов обусловлено гибелью ато-
мов кислорода и кислородсодержащих радикалов.
В. В. Азатян [67] указывает на универсальность многих по-
рошковых составов и на большую роль в этом не только кине-
тических, но и тепловых аспектов ингибирования. Частицы по-
рошка не только охлаждают газы в результате обычного кон-
дуктивного теплообмена, но и вследствие гетерогенных
экзотермических реакций. Поскольку частицы имеют большую
плотность, их разогрев за счет анергии таких гетерогенных
стадий очень мал, т. е. получается таким образом, что частица
в некотором смысле тоже принимает участие в экзотермической
реакции горения, но это тепло не приводит к повышению тем-
пературы газов, а значит для фронта пламени оказывается
потерянным.
Эффективность порошков в значительной степени зависит от
их дисперсности. В последнее время разработаны порошковые
составы на основе оксалатов щелочных металлов, которые ха-
рактеризуются повышенной эффективностью. Это обусловлено
их способностью растрескиваться в пламени, создавая большое
количество мельчайших частиц. Хорошие результаты дают ком-
бинации различных порошков, позволяющие наиболее рацио-
нально использовать полезные свойства каждого из них. Таким
образом был синтезирован порошок «Моннекс», имеющий ис-
ключительно высокую эффективность.
При исследовании эффективности газообразных, жидких и
порошковых пламеподавляющих составов их обычно заранее
вводят в горючую смесь (жидкие составы предварительно ис-
паряют) и перемешивают, стремясь получить наиболее равно-
мерную концентрацию, а затем смесь пытаются поджечь. Имен-
но таким образом получают кривые (см. рис. 5.3), позволяющие
судить об эффективности ингибиторов и флегматизаторов. Од-
нако условия эксперимента в данном случае очень сильно от-
личаются от условий подавления взрыва с использованием
АСПВ. Эти отличия прежде всего состоят в том, что в реаль-
ных условиях воспламеняется чистая горючая смесь без инги-
битора, а затем за очень короткий промежуток времени вво-
дится ингибирующий состав. В результате тушащая концентра-
ция паров хладона при срабатывании АСПВ должна превышать
192
пиковую в 3—4 раза. Такое огромное количественное различие
трудно объяснить погрешностями экспериментов, поэтому не-
однократно предпринимались попытки найти им достоверные
объяснения. В частности, проводились экспериментальные ис-
следования прохождения пламени по трубе, часть которой была
заполнена чистой горючей смесью, а часть — горючей смесью
с ингибитором [69]. При этом изучались глубина проникновения
пламени в заингибированную часть объема трубы и условия
полного погасания пламени. Результаты этих экспериментов по
предельным тушащим концентрациям ингибитора практически
не отличаются от результатов, полученных описанным выше
способом поджигания заингибированных смесей.
Следовательно, причины отмеченных количественных несов-
падений нельзя объяснить одними только различиями условий
поджигания смеси, а необходимо рассматривать также и усло-
вия распространения пламени после срабатывания АСПВ, для
которых наиболее характерны интенсивная турбулентность и
неравномерность концентраций ингибитора в горючей смеси.
Для выяснения влияния турбулентности на распространение
пламени рассмотрим следующий воображаемый эксперимент.
В емкость, заполненную стехиометрической бензоло-воздушной
смесью, введено 5% (об.) паров хладона 114В2. После тщатель-
ного перемешивания можно утверждать, что полученная таким
образом смесь негорюча. Если в такую «негорючую» смесь
поместить локальный объем стехиометрической бензоло-воз-
душной смеси без хладона и поджечь ее, то после выгорания
всего указанного локального объема смеси процесс горения
должен прекратиться. Предположим теперь, что продукты сго-
рания, имеющие температуру около 2900 К, смешались с неко-
торой частью заингибированной смеси, и температура образо-
вавшегося состава установилась, например, 2400 К- Можно
утверждать, что, несмотря на значительное разбавление про-
дуктами сгорания и присутствие ингибитора, произойдет экзотер-
мическая реакция окисления бензола, и температура смеси по-
высится, например, до 2800 К- Если образовавшиеся высоко-
температурные продукты снова смешаются с некоторым
количеством заингибированной смеси, и их температура уста-
новится не ниже определенного значения Ткр, то экзотермиче-
ская реакция окисления бензола произойдет и в этом случае,
т. е. практически можно утверждать, что происходит сгорание
заингибированной «негорючей» смеси. В пределе, когда темпе-
ратура продуктов горения приблизится к Ткр, произойдет за-
тухание процесса горения.
От размеров выгоревшей зоны зависит давление в емкости.
В свою очередь величина зоны горения определяется размера-
ми локального объема незаингибированной смеси. Соотношение
размеров выгоревшей зоны в заингибированной смеси с вели-
13—566
193
чиной локального объема горючей смеси можно выразить, ис-
ходя из следующих предположений.
Если нагрев заингибированной смеси до высокой температу-
ры приводит к протеканию экзотермической реакции, то суще-
ствует некоторая критическая температура Гкр, при нагреве до
которой и поджоге смесь может гореть без дополнительного-
подвода тепла. В отсутствие теплопотерь и при идеальном пе-
ремешивании процесс горения прекратится тогда, когда темпе-
ратура продуктов реакции в пределе снизится до Ткр- Если
принять, что удельная теплота сгорания стехиометрической
смеси составляет qi, а заингибированной смеси qz, удельные
теплоемкости продуктов их сгорания составляют соответственно
Ci и С2, и при сжигании единицы массы стехиометрической сме-
си выгорает п единиц заингибированной смеси, то условие
погасания пламени можно записать в виде
Ткр — Та = (<?1 + n<?2)/(Ci + псз) •
Тогда доля выгоревшей заингибированной смеси будет
Л = Qt (Ткр — То) Cij (Ткр То) С2 — <?2.
Приведенные рассуждения являются весьма упрощенными,,
так как реальные процессы ингибирования нельзя сводить к
чисто тепловым механизмам, тем не менее они могут служить
обоснованием известного факта выгорания некоторых объемов
заингибированных смесей. Полученные количественные соотно-
шения показывают, что затухание горения заингибированной
смеси происходит тем быстрее, чем меньше теплота ее реакции,
выше теплоемкость продуктов и больше разность между Ткр и
температурой исходной смеси То.
Кроме того при достаточно большой величине q3 величина
п может быть бесконечно большой, однако это не следует по-
нимать так, что в заингибированной «негорючей» смеси может
неограниченно самораспространяться пламя. Суть нашего во-
ображаемого эксперимента заключалась в том, что мы каждый
раз осуществляли дозированное смешение заингибированной
смеси с продуктами предшествующего сгорания, создавая ус-
ловие для протекания химической реакции в объеме смеси без
фронта пламени. Таким образом, заингибированная смесь не
сгорала самостоятельно, а мы ее искусственно сжигали, правда,
не используя никакого внешнего источника тепла, кроме тепла
реакции самой смеси. Но поскольку наш искусственный прием
заключался только в дозированном перемешивании продуктов-
сгорания с заингибированной смесью, то вполне можно пред-
положить, что такое перемешивание возможно и в реальных
условиях работы АСПВ.
С целью проверки выдвинутой гипотезы о механизме горения
негорючих смесей во ВНИИТБХП были проведены эксперимен-
194
ты, в некоторой мере похожие на описанный выше воображае-
мый эксперимент. Замкнутый сосуд объемом 23 л герметично
разделялся перегородкой на две полости, соотношение объемов
которых могло изменяться перестановкой перегородки, а в са-
мой перегородке имелось отверстие, герметично закрываемое
тонкой малопрочной пленкой. Одна полость заполнялась бен-
золо-воздушной смесью стехиометрического состава, а другая —
такой же смесью с добавкой паров хладона 114В2. При под-
жигании смеси в первой полости пленка разрушалась, и про-
дукты сгорания через отверстие в перегородке с большой ско-
ростью перетекали во вторую полость, смешиваясь со смесью,
содержащей ингибитор. Изменение давления в сосуде в про-
цессе эксперимента регистрировалось на шлефовом осцилло-
графе. Все эксперименты проводились при начальном давлении
в сосуде, равном атмосферному. В процессе экспериментов,
в частности, установлено, что, если содержание хладона состав-
ляло 5% (об.)—смесь негорюча — и соотношение объемов по-
лостей равнялось 1, то конечное абсолютное давление взрыва
в сосуде составляло 1,0 МПа, т. е. равное максимальному дав-
лению взрыва стехиометрической бензоло-воздушной смеси. Это
указывало на то, что заингибированная смесь полностью вы-
горала.
Дальнейшее увеличение содержания хладона до 16% (об.)
привело к снижению давления взрыва всего на 0,2 МПа, хотя
средняя скорость роста давления уменьшилась вдвое, т. е. и в
этом случае можно говорить о практически полном выгорании
смеси. Следующая серия экспериментов была проведена при
соотношении объемов полостей, равном 0,095 (меньшая полость
заполнялась горючей смесью без хладона). Результаты обра-
ботки данных этой серии экспериментов представлены на
рис. 5.4.
Для сравнения здесь же приведены расчетная кривая 2 из-
менения давления при условии полного сгорания заингибиро-
ванной смеси с учетом изменения действительного содержания
горючих компонентов и теплоемкости смеси при добавке хладо-
Рис. 5.4. Зависимость конечного дав-
ления взрыва от содержания хладона
при соотношении объемов 0,095:
/ — экспериментальная кривая; 2 — расчет-
ная кривая при условии полного сгорания
заиигибированиой смеси; 3 — расчетная
кривая при условии полного отсутствия го-
рения заиигибированиой смеси
Концентрация хладона,% (об.)
13
195
на и расчетная кривая 3 изменения давления при условии пол-
ного отсутствия горения заингибированной смеси тоже с учетом
изменения ее теплоемкости. Приведенные экспериментальные
данные убедительно свидетельствуют о том, что турбулентное
смешение продуктов сгорания с заингибированной смесью, по
которой пламя самостоятельно распространяться не может,
приводит к выгоранию ее значительной части.
Другим важным отличием условий горения заингибирован-
ной смеси при срабатывании АСПВ от условий экспериментов
по определению пиковых концентраций ингибиторов и построе-
нию кривых типа рис. 5.3, как уже отмечалось, является нерав-
номерность концентрации ингибитора в случае его импульсного
впрыска. Стремясь предельно уменьшить эту неравномерность
и получить гомогенную газовую смесь, ингибитор вводят в тон-
кораспыленном состоянии и с большой скоростью, что приводит
к сильной турбулизации газовой среды в защищаемом объеме,
а значит и к интенсивному ее перемешиванию. Однако какой
бы интенсивной ни была турбулентность и каким бы широким
ни был спектр ее масштабов газовая смесь не будет гомогенной,
а будет представлять собой механическую смесь больших и
малых объемов с различной концентрацией ингибитора. Чтобы
смесь стала гомогенной, должна «поработать» диффузия, а этот
процесс требует времени, которое в условиях работы АСПВ
находится в остром дефиците.
Таким образом, при срабатывании АСПВ пламя может
иметь возможность распространяться по участкам с недоста-
точным содержанием ингибитора, а смесь на участках с доста-
точно большим содержанием ингибитора может сгорать по опи-
санному выше механизму в результате смешения с продуктами
сгорания. В данном случае напрашивается аналогия с класси-
фикацией твердых материалов в пожарном деле на горючие и
поддерживающие горение, т. е. такие материалы, которые сами
не способны гореть, но в присутствии горючих горят. По-види-
мому, таким же образом следует подходить и к оценке горю-
чести заингибированных и зафлегматизированных горючих га-
зовых смесей, включая газовые смеси запредельных концент-
раций.
Можно отметить и ряд других особенностей процесса актив-
ного подавления пламени: впрыскиваемый жидкий ингибитор
не полностью испаряется, и некоторая часть его находится в
виде взвешенных капель; испарение легкокипящего ингибитора
приводит к существенному снижению температуры в полости
аппарата и др. Поэтому данные лабораторных исследований
практически не могут переноситься на реальные условия рабо-
ты АСПВ. Пользуясь величинами пиковых концентраций, мож-
но лишь ориентировочно определить необходимое количество
ингибитора для заправки системы подавления взрывов, вводя
196
достаточно большой коэффициент запаса. Кроме того, величины
пиковых концентраций оказываются удобными для оценки срав-
нительной эффективности различных ингибирующих составов.
При выборе составов для взрывоподавления, кроме их ин-
гибирующей активности, следует учитывать и ряд других по-
казателей, например, температуру кипения жидких составов,
от которой зависит скорость испарения ингибитора после его
впрыска, вязкость и поверхностное натяжение, определяющие
дробление струй и дисперсность капель, и т. д. Для порошковых
составов большое значение имеет их слеживаемость, так как
она может сильно затруднить доставку и диспергирование
порошка.
В настоящее время наиболее перспективным является при-
менение автоматических систем подавления пылевых взрывов.
Горение пылей имеет ряд существенных отличий от горения па-
рогазовых смесей. Ряд теоретических и экспериментальных
исследований показал, что нагрев горючих частиц в пылевом
облаке до температуры их воспламенения от фронта пламени
обусловлен не только теплопроводностью газа, но и теплопере-
дачей лучеиспусканием от горящих частиц внутри зоны реакции.
В соответствии с законом Стефана — Больцмана количество
тепла, отдаваемого телом излучением пропорционально четвер-
той степени его абсолютной температуры. Отсюда следует, что
даже небольшое уменьшение температуры частиц в пламени
может весьма существенно затормозить процесс горения. Кроме
того, на теплопередачу излучением существенное влияние ока-
зывает оптическая плотность среды, и это тоже может быть
использовано при подавлении пылевых взрывов.
Поскольку при горении твердых частиц происходит испаре-
ние или возгонка летучих компонентов, и собственно химиче-
ская реакция происходит в газовой фазе, логично ожидать, что
торможение реакции горения может быть осуществлено теми
же ингибиторами, что и для соответствующих парогазовых сме-
сей. И действительно, многие галогенпроизводные углеводоро-
дов оказываются эффективными ингибиторами горения и аэро-
дисперсных систем, однако имеются экспериментальные данные,
указывающие на их недостаточную эффективность для уголь-
ной пыли (для подавления взрывов угольной пыли рекоменду-
ются порошковые составы), а хлорпроизводные углеводородов
даже промотируют взрывы металлических пылей.
Недостаточная изученность вопросов ингибирования вынуж-
дает экспериментально подбирать наиболее эффективный взры-
воподавляющий состав и определять его требуемое количество.
Приведенные данные позволяют все же сделать предваритель-
ный выбор состава для его последующей экспериментальной
проверки.
197
5.1.2. Расчет концентрации паров ингибитора
при его импульсном впрыске в замкнутый объем
Скорость испарения жидкости, как известно, пропорциональна
поверхности испарения. При соответствующем качестве распы-
ления поверхность испарения жидкости увеличивается настоль-
ко, что она практически не лимитирует процесс. Для мелких
капель радиусом а в неподвижном газе время испарения по
порядку величины равно [70]
( а? \
(р/фо) I—I,
где р — плотность жидкости; — концентрация ее насыщенных паров, выра-
женная в тех же единицах; D — коэффициент молекулярной диффузии паров
жидкости.
В частности, «время жизни» капли хладона 114В2 радиусом
3 мкм составляет около 1 мс.
Быстрому испарению капель способствует также большая
скорость их полета, что ускоряет отвод паров от поверхности
капли. Таким образом, при срабатывании современных АСПВ
первые порции жидкости, выброшенной в начале работы взры-
воподавителя, испаряются раньше, чем будут выброшены по-
следние порции. Все это дает основание предполагать, что при
впрыске достаточно большого количества ингибитора в полости
защищаемого аппарата практически сразу же устанавливается
его насыщенная концентрация. Испарение жидкости, как отме-
чалось, связано с поглощением тепла, поэтому впрыск ингиби-
тора в замкнутый объем должен вызывать изменение темпера-
туры газов в нем. Концентрация насыщенных паров жидкости
очень сильно зависит от температуры. Поэтому концентрацию
ингибитора после его впрыска необходимо определять с учетом
изменения температуры в данном объеме.
Если учитывать только теплообмен между ингибитором и
газом в данном объеме, пренебрегая теплообменом со стенками
сосуда и окружающим пространством, т. е. рассматривать за-
дачу в ее адиабатической постановке, то можно записать урав-
нение теплового баланса:
т'г = тс (Та— Тк) + тг = Cv(Ja — Тк), (5.1)
где ш, с — масса и удельная теплоемкость впрыскиваемого ингибитора; тг,
Cv — масса и удельная теплоемкость газа при постоянном объеме в данном
замкнутом пространстве; т' — масса испаряющейся части ингибитора; г —
удельная теплота испарения ингибитора; Тд, Тк — начальная и конечная тем-
пературы газов в данном замкнутом пространстве.
Здесь для упрощения принято, что теплоемкость ингибитора
в жидком и в парообразном состоянии одинакова и что началь-
ные температуры ингибитора и газа одинаковы. Конечные их
198
температуры тоже одинаковы, так как при тонком распыле,
а также при равномерной и достаточно большой плотности
орошения температуры фаз быстро выравниваются.
Массу газа можно представить как произведение его плот-
ности р на объем сосуда V; поделив обе части уравнения (5.1)
на V, получим
(m'IV)r = (qc + p2Cv) (Го — Гк) (5.2)
где q=mlV — норма впрыска ингибитора.
В уравнении (5.2) неизвестными величинами являются т'/V
и Тк, поэтому для его решения необходимо дополнительное
уравнение, связывающее эти же параметры. В качестве такого
уравнения целесообразно использовать зависимость парциаль-
ного давления насыщенных паров данного ингибитора от тем-
пературы. Эта зависимость приводится в различных литератур-
ных источниках либо в виде графиков (или таблиц), либо в
виде эмпирической формулы [71]:
lg pt = А — BIT
с указанием значений опытных коэффициентов А и В для каж-
дого конкретного вещества. В частности, для хладона 114В2, Па:
lg Pi = 9,96 — 1585/Г.
Из уравнения состояния газов следует
Р,.у= (m'IM)RT,
где М — молекулярная масса ингибитора; R— универсальная газовая постоян-
ная.
Тогда при подстановке Т=ТК можно записать:
^ = JLwa~b/tk.
V RTK
(5.3)
Таким образом, уравнения (5.2) и (5.3) представляют собой
систему, из которой можно найти параметры mL/V и Тк.
Учитывая трансцендентность уравнения (5.3), эту систему
наиболее рационально решать графически. На рис. 5.5 построе-
на кривая по уравнению (5.3) для хладона 114В2 (кривая 5).
Прямые 1, 2, 3 и 4 построены по уравнению (5.2) для различ-
ных значений То и q. Точки пересечения кривой 5 с указанными
прямыми позволяют определить Тк и m'/V для любого кон-
кретного случая.
Параметр ш'/V характеризует содержание паров ингибито-
ра в данном объеме и при необходимости его можно использо-
вать для определения концентрации в массовых процентах
m’/V
<р= ——г--------- 100
zn /V -J- рг
(5.4)
199
Рис. 5.5. Графики для решения системы уравнений (5.2) и (5.3) для хладо-
на 114В2:
1 — <7=1 кг/м8, То=260 К; 2 —<7=5 кг/м8, Го=26О К; Л —<7 = 1 кг/м8, То=ЗОО К; / — <?=
=5 кг/ма. Го=300 К
Рис. 5.6. Зависимость концентрации паров хладона 114В2 ст начальной тем-
пературы в полигонной установке объемом 10 м3 при впрыске 21,5 кг хладона:
/ — экспериментальные данные; 2— теоретические
или в объемных процентах
а=---------чЛ1--------100,
m'/V 4- (Л4/Л4Г) рг
(5-5)
где Л4Г — молекулярная масса газа, содержащегося в емкости.
Например, графическое решение уравнений (5.2) и (5,3) по
рис. 5.5 позволяет установить, что при норме впрыска хладона
114В2 1 и 5 кг/м3 в случае 7'о = 300 К концентрация паров хла-
дона в воздухе устанавливается соответственно 5,7 и 10% (об.).
При такой же норме впрыска в случае начальной температуры
260 К (—13 °C) эти концентрации составляют соответственно
2,5 и 3,7% (об.).
Необходимо отметить, что приведенная методика расчета
концентрации паров ингибитора применима до тех пор, пока
соблюдается соотношение q^m'/V; при меньшем значении q
в емкости не устанавливается насыщенная концентрация паров,
и тогда можно принимать m'IV = q. Кроме того, все приведен-
ные выводы справедливы при условии полной адиабатичности
процесса впрыска ингибитора. Поэтому расчетные концентра-
ции паров и расчетные значения температуры внутри емкости
наблюдаются лишь в течение весьма непродолжительного вре-
мени после впрыска. В дальнейшем же процесс теплообмена
со стенками емкости и с окружающей средой приводит к повы-
шению температуры в емкости и увеличению концентрации
паров ингибитора в результате его дополнительного испарения.
Однако эти процессы являются весьма медленными и для ра-
боты АСПВ существенного интереса не представляют.
200
На рис. 5.6 дано сравнение расчетных и экспериментальных
зависимостей концентрации паров хладона 114В2 при его им-
пульсном впрыске в сосуд объемом 10 м3 от начальной темпе-
ратуры. Методика экспериментального определения концентра-
ции заключалась в том, что, используя шлейфовый осцилло-
граф, в процессе впрыска хладона регистрировали температуру
Т и давление Р в сосуде. Эти параметры парогазовой смеси в
емкости дают возможность подсчитать значение концентрации
паров хладона в любой текущий момент времени. При этоц
необходимо иметь в виду, что и температура, и концентрация
паров хладона могут быть существенно неодинаковыми по вы-
соте сосуда, особенно в течение впрыска и непосредственна
после окончания впрыска, поэтому в данном случае речь идет
об усредненных по всему объему значениях концентрации. Кро-
ме того, запаздывания показаний термопары (толщиной 50 мкм),
обусловленные ее тепловой инерцией, не позволяют проводить
обработку данных для самых начальных моментов времени по-
сле начала впрыска. Поэтому наиболее достоверные результаты
могут быть получены в момент достижения максимального от-
клонения температурной кривой, т. е. в конце впрыска.
Изменение состояния параметров газа в емкости в конце
впрыска хладона можно описать уравнением
PoV/To = P(V —АУ)/Т,
где ДV — объем, занимаемый парами хладона.
Деля обе части уравнения на V и имея в виду, что
(ЛУ/У) • 100=а, можно получить
а - (1 — PtTIPTt) 100. (5.6)
Сравнение теоретических расчетов и экспериментальных дан-
ных указывает, во-первых, на их хорошее качественное совпа-
дение, а, во-вторых, на то, что в эксперименте концентрация
паров несколько выше расчетной.
Отличия результатов экспериментов от расчетных можно
объяснить неадиабатичностью процесса впрыски, т. е. тем, что
капли хладона вступают в теплообмен не только с газом, но и
со стенками сосуда. Механизм этого теплообмена можно пред-
ставить себе следующим образом. Капля, охладившись после
ее частичного испарения в газе, ударяется о стенку и в резуль-
тате хотя и короткого, но весьма тесного взаимодействия со
стенкой, нагревается от нее. Затем капля отражается от стенки
либо в виде одиночной капли меньшего размера, либо раздро-
бившись на несколько более мелких капель. Поскольку отра-
женные капли в результате теплообмена со стенками сосуда
имеют более высокую температуру, они продолжают испарять-
ся. Таким образом, на испарение хладона расходуется не только
тепло, содержащееся в нем и в газе, как это описывается урав-
201
йением (5.1), а еще и часть тепла от стенок сосуда. Очевидно,
что этот эффект влияния стенок должен зависеть от отношения
объема сосуда к площади его внутренней поверхности, т. е. от
размеров и формы сосуда.
Влияние стенок на процесс испарения ингибиторов следует
рассматривать как полезный фактор, так как это приводит к
увеличению концентрации паров. Однако существенное увели-
чение концентрации происходит, по^видимому, лишь вблизи
стенок.
5.1.3. Эффект охлаждения продуктов сгорания
Процесс горения парогазовой или пылегазовой смеси можно
характеризовать динамикой выделения тепла в данной системе.
Если каким-либо образом от системы отводить тепло с доста-
точно большой скоростью, то взрыв может оказаться безопас-
ным, т. е. он не будет обладать разрушительной силой. Отвод
тепла от системы наиболее рационально обеспечивать введени-
ем специальных хладагентов. Такой способ охлаждения позво-
ляет легко регулировать скорость теплоотвода, изменяя интен-
сивность введения хладагента.
Итак, активную взрывозащиту оборудования можно обеспе-
чить и без подавления пламени, только охлаждая продукты
сгорания. Назовем этот новый метод взрывозащиты оборудова-
ния методом «охлаждения» взрыва в отличие от метода подав-
ления. Сущность его заключается в том, что в защищаемый
объем впрыскивается тонкораспыленный хладагент с такой ско-
ростью, что, несмотря на продолжающееся распространение
пламени, продукты сгорания охлаждаются настолько быстро,
что давление в защищаемом объеме существенно не повышает-
ся. При этом процесс впрыска, в отличие от метода подавления
взрыва, следует производить не за предельно короткий проме-
жуток времени, а наоборот — «растянуть» во времени до пол-
ного выгорания горючей смеси.
Важным преимуществом способа охлаждения взрыва по
сравнению с подавлением является то, что охлаждение можно
начинать практически на любой, гораздо более поздней стадии
развития взрыва. Это существенно снижает требования к чув-
ствительности индикаторов взрыва, что значительно повышает
помехоустойчивость системы, и тем самым позволяет избежать
возможности ложных срабатываний. Очень важно и то, что при
охлаждении взрыва полностью исключается всякая возмож-
ность повторных воспламенений (вторичных взрывов), так как
горючая смесь и без того полностью выгорает.
К недостаткам способа относится то, что в сосуде все-таки
образуется некоторое избыточное давление. Повышение давле-
ния может происходить в результате увеличения числа молей
202
при горении-, а также в результате неполного охлаждения про-
дуктов сгорания и испарения части впрыскиваемого хладо-
агента. Поэтому при выборе хладагента необходимо учитывать
не только его теплопоглащающую, но и парогенерирующую
способность как два противоборствующих фактора.
Предположим, что газообразные продукты сгорания массой
т? имеют температуру Тв и в них впрыскивается порция жид-
кости массой т с температурой То. Определим, как изменяется
объем газов при постоянном давлении. Процесс теплообмена
продуктов сгорания с жидкостью можно описать уравнением
теплового баланса:
mr = Ср(Тв — Т) = тс(Тк — То) +mr + mc„(T — Тк),
где ср — теплоемкость продуктов сгорания при постоянном давлении: Т — те-
кущее значение температуры газов; с — теплоемкость жидкости; сп — тепло-
емкость паров жидкости; Тк — температура кипения жидкости; г—удельная
теплота испарения жидкости.
Приведенное уравнение теплового баланса составлено из рас-
чета, что вся жидкость превращается в пар. Для случая про-
текания процесса теплообмена при постоянном давлении это
условие выполняется в диапазоне температур 7’к^7’^7’в. Ре-
шение уравнения теплового баланса дает
mtcpTa — тс (Тл — TQ) —mr+ mc„TK
mvcp + mcn
(5-7)
При температуре Т продукты сгорания массой mr будут зани-
мать объем
где М — средняя молекулярная масса продуктов сгорания; Р„ — нормальное
атмосферное давление; Гн — нормальная температура; Р, Т — давление и тем-
пература продуктов сгорания.
Это соотношение получено из условия, что при нормальных
давлении и температуре один моль газа занимает объем 22.4 л.
Таким же образом можно записать для объема, занимаемого
парами жидкости.
Vn = (22.4/Л4) (Р„/Р) (Т/Ти)
где М — молекулярная масса впрыскиваемой жидкости.
Тогда общий объем, занимаемый смесью продуктов сгорания и
паров хладагента, выразится
На рис. 5.7 в качестве примера приведены графики измене-
ния объема смеси при впрыске воды (кривая 1} и хладона
203
У.л
Рис. 5.7. Зависимость объемов V (/, 2 и 3)
и Уп (4 и 5) от доли впрыскиваемого хлад-
агента при постоянном давлении:
1, 5 —вода; 2 — песок; 3, 4 — хладон 114В2
114В2 (кривая 3), построенные по
уравнениям (5.7) и (5.8) для случая
Л = 2500 К, Л4г=30, ср = 1100 Дж/
/(кг-К), Р=Ю5 Па, То=300 К.
Графики наглядно показывают зна-
чительно большую эффективность
воды в качестве хладагента по
сравнению с хладоном. Может по-
казаться, что меньшая эффектив-
ность хладона определяется его
значительно более низкой темпера-
турой кипения, а значит и более
высокой парогенерирующей способностью. Однако расчеты по-
казывают, что, несмотря на значительно большую летучесть
паров хладона, увеличение общего объема смеси при парооб-
разовании в случае применения хладона значительно меньше,
чем в случае применения воды. Это объясняется тем, что моле-
кулярная масса хладона более чем в 14 раз превышает моле-
кулярную массу воды. Кривые 4 и 5 описывают изменение
объема паров соответственно хладона и воды. Общий эффект
от впрыска воды значительно выше, что обусловлено ее высо-
кими удельной теплотой парообразования и теплоемкостью.
Таким образом, процесс испарения жидкости в данном слу-
чае играет двоякую роль: его высокая энергоемкость способст-
вует более интенсивному охлаждению продуктов сгорания, од-
нако увеличение общего объема газов при испарении дает
весьма существенный отрицательный эффект. Поэтому пред-
ставляет интерес рассмотрение эффективности неиспаряющихся
хладагентов. Для этого случая, уравнение (5.7) принимает вид:
Т = (тсрТ, + /псТоМ/ПгСр + тс).
На рис. 5.7 показана эффективность действия песка на про-
дукты сгорания (кривая 2). Из графиков следует, что песок
обладает большей эффективностью, чем хладон 114В2, при этом
следует отметить, что теплоемкости их различаются весьма не-
значительно (для песка было принято с = 740 Дж/(кг-К), а для
хладона с = 694,6 Дж/(кг-К).
Этот неожиданный и весьма важный вывод указывает на
перспективность поиска эффективных неиспаряющихся хлад-
агентов. При этом могут оказаться полезными легкоплавкие
твердые материалы, так как при их применении будет полезно
204
использоваться теплота плавления, не вызывая при этом по-
бочного вредного эффекта, который дает процесс испарения.
Кроме выбора хладагента важно определить необходимую
интенсивность его подачи. Сам принцип охлаждения взрыва
предполагает, что рост давления в сосуде, обусловленный про-
должающимся горением смеси, полностью компенсируется его
снижением в результате охлаждения продуктов сгорания. Оче-
видно, что предельным является случай, когда давление в со-
суде остается постоянным. Исходя из этого, составим уравне-
ние баланса энергии процесса выделения и отвода тепла без
учета потерь к стенкам сосуда. При Р= const тепловая энергия,
выделяющаяся во фронте пламени, расходуется на расширение
газа. Тогда
qi = pVt — PV= PV(e— 1), (5.9)
где Qi — энергия, выделяющаяся при сгорании данного объема газа; Р— дав-
ление газа; V, Vi—объем газа соответственно до и после сгорания; Vj =
= У=8.
Чтобы выразить интенсивность энерговыделения, продиффе-
ренцируем уравнение (5.9) по времени
dqddt = P(e—l)(dV/dt) =PFu(e—l), (5.10)
где F — поверхность фронта пламени в текущий момент времени.
При впрыске жидкого хладагента энергия будет расходоваться
на нагрев капель, их испарение и нагрев паров. В случае при-
менения в качестве хладагента воды поглощением энергии на
нагрев капель и паров можно пренебречь и учитывать только
процесс испарения. Тогда
dqddt = Gr,
где </2 — энергия испарения жидкости; G — массовый расход хладагента.
При этом имеется в виду, что весь впрыскиваемый хладагент
испаряется. Процесс испарения сопровождается увеличением
объема, занимаемого хладагентом. Пренебрегая объемом хлад-
агента в жидком состоянии, можно выразить интенсивность
выделения энергии расширения паров как
dq3 dV„ 22,4G Т Рв
dt М Тя Р *
Уравнение энергетического баланса можно записать в виде
dqjdt + dq3/dt = dqz/dt
или
22,4G Т Рв
PF„(e_l)+____0,
205
Отсюда, в частности, можно выразить массовый расход хлад-
агента:
Pfu(e—1)
G= 22,4ТРН ' (51>>
г ~ МТЯР
В процессе охлаждения взрыва величины F, Т и Р непрерыв-
но изменяются по сложным законам. Интенсивность подачи
хладагента при этом должна быть такой, чтобы давление в со-
суде не превысило некоторой максимальной величины Рт, опре-
деляемой прочностью сосуда. Величину F тоже можно характе-
ризовать ее некоторым максимальным значением Fm, опреде-
ляемым размером и формой сосуда. Максимальное значение
температуры газов в сосуде, вообще говоря, не является неза-
висимым параметром, так как температура газов определяет
давление в сосуде. В частности, если не учитывать увеличение
объема газов при испарении хладагента, то максимально до-
пустимое значение температуры продуктов сгорания в конце
процесса горения можно определять по формуле:
Т„, = Т0(Рт/Р0),
где Ро — начальное давление в емкости.
В действительности увеличение объема газов в результате
испарения хладагента требует, чтобы их общая температура
была существенно ниже Тт, так как сумма парциальных дав-
лений продуктов сгорания и паров хладагента не должна пре-
вышать Рт. Между тем, принятое условие задачи, что весь
впрыскиваемый хладагент должен испаряться, обусловливает,
что конечная температура продуктов сгорания должна быть не
ниже температуры кипения хладагента, т. е.
Тк с Т с Тт.
На рис. 5.8 показана зависимость G от Рт для двух крайних
случаев: Т = ТК (кривая 1) и Т = Тт (кривая 2) при F=10 м2,
н=0,4 м/с, е = 6 и использовании в качестве хладагента воды.
С учетом принятых упрощений различие между двумя крайни-
ми случаями можно считать несущественным и для практиче-
ских расчетов принимать, например, Т = Тт.
Формула (5.11) и графики на рис. 5.8 показывают, что с
ростом Рт увеличивается требуемый секундный расход хлад-
агента. Однако это не значит, что чем большей прочностью
обладает сосуд, тем больше требуется хладагента для охлаж-
дения взрыва, так как время впрыска от момента достижения
давления Рт до конца горения с увеличением Рт сильно со-
кращается.
Сведение процесса охлаждения взрыва к теплообмену меж-
ду хладагентом и продуктами сгорания является упрощениемЕ
206
G,f
Рис. 5.8. Зависимость секундного расхода хлад-
агента от допустимого давления в сосуде:
i-Т-Т*. 2-т-Гт ч
действительной картины процесса, по- J
скольку он сопровождается рядом дру-
гих трудно учитываемых эффектов. Во- 2
первых, сильная турбулизация продук-
тов сгорания интенсифицирует процесс ?
их теплообмена со стенками сосуда. Во-
вторых, наиболее крупные капли, не ус-
певая испаряться в продуктах сгорания, попадают на стенки
сосуда, отдают им запасенное тепло и, отражаясь от стенок,
уже в охлажденном состоянии вновь оказываются в продуктах
сгорания. Таким образом происходит чисто «механический»
перенос тепла к стенкам сосуда. В-третьих, струи и капли хлад-
агента в горючем газе могут либо интенсифицировать процесс
горения, поскольку турбулизируется пламя, либо затруднить
его, что обусловливается пламепреградительным эффектом,
а также флегматизацией и ингибированием. Все это в конечном
итоге требует экспериментальной проверки эффективности спо-
соба охлаждения взрыва, а также определения необходимого
секундного расхода и общего количества хладагента.
Эксперименты по отработке метода охлаждения взрывов
проводились в цилиндрической емкости объемом 10 м3, что при-
ближало условия экспериментов к натуральным. Первая серия
экспериментов заключалась в том, что впрыск хладагента
(воды) начинался после окончания взрыва. Собственно взрыв
в данном случае использовался для получения газов с высокой
температурой, а целью экспериментов являлось исследование
динамики их охлаждения при различных режимах впрыска.
На рис. 5.9 приведены кривые изменения давления в экспе-
риментальной емкости со временем. Сплошной линией 1 пока-
зана кривая взрыва без какого-либо на него воздействия. Из
рисунка видно, что после достижения максимального давления
взрыва, давление в емкости медленно снижается вследствие
теплоотдачи к стенкам сосуда. При отработке режима впрыска
распыливающее устройство включалось в момент Л, т. е. когда
горение было уже полностью закончено. В этом случае с мо-
мента Л начинался более интенсивный спад давления по кривой
2, сравнение которой с кривой 1 позволило выявить в «чистом
виде» эффект воздействия распыленной воды на продукты
сгорания.
Варьируя секундный расход, тонкость распыла, форму фа-
кела распыла и другие параметры, можно найти такой опти-
мальный режим впрыска, при котором снижение давления про-
207
р
Рис. 5.9. Изменение давления в сосуде при взрыве горючей смеси и впрыске
воды:
1 — без впрыска воды; 1, 3 — впрыск воды после окончания горения; 4— впрыск воды в
процессе горения
исходит наиболее интенсивно — по кривой 3. Таким образом
было найдено, что при расходе воды около 8 л/с продукты сго-
рания охлаждаются настолько интенсивно, что скорость сни-
жения давления в емкости (кривая 3) становится соизмеримой
с максимальной скоростью его нарастания при взрыве (кри-
вая 1).
Вторая серия экспериментов заключалась в прямой проверке
эффективности метода охлаждения взрыва. При этом распи-
ливающее устройство включалось в момент 12, т. е. на ранней
стадии развития взрыва. Изменение давления в эксперимен-
тальной емкости иллюстрируется кривой 4. Хотя горение в со-
суде при работе распиливающего устройства не прекращалось
и проходило до конца, о чем свидетельствовали результаты
анализа химического состава продуктов сгорания после окон-
чания опыта, значительного повышения давления в емкости не
наблюдалось.
Например, если при взрыве пылевоздушной смеси порошка
«Витан-2М» распиливающее устройство включалось при дости-
жении давления 5 кПа, то максимальное давление в сосуде не
превышало 75 кПа. Примерно таким же оставался эффект
охлаждения взрыва и в случае включения распиливающего
устройства при давлении 10 и 15 кПа. Включение системы
охлаждения взрыва на еще более поздних стадиях давало еще
больший эффект: в случае включения распиливающего устрой-
ства при давлении 0,1 МПа давление в емкости не превышало
0,18 МПа. Примерно такой же эффект при позднем включении
дает система охлаждения и на парогазовых взрывах, однако
при ранних включениях максимальное давление охлаждаемого
взрыва парогазовых смесей примерно в 2 раза больше, чем для
пылей. По-видимому, это можно объяснить более значительным
ускорением горения газов вследствие турбулизации горючей
смеси.
208
Найденный в первой серии опытов оптимальный секундный
расход воды оказался достаточным для эффективной работы
системы охлаждения взрыва в реальных условиях, хотя эти
условия имеют весьма существенные различия. Кроме того, что
объем горячих газов и их плотность в реальных условиях явля-
ются переменными, изменение поверхности пламени и давления
горючего газа приводит к увеличению скорости энерговыделе-
ния при горении. Найденный экспериментально режим впрыска
из условия, что скорость снижения давления в результате
охлаждения продуктов сгорания была соизмерима с макси-
мальной скоростью его нарастания при взрыве, оказался до-
статочным в самом неблагоприятном случае.
Приведенные теоретические обоснования и результаты экс-
периментальной проверки доказывают, что взрывозащиту обо-
рудования можно обеспечить только быстрым охлаждением
продуктов сгорания, но охлаждение продуктов сгорания проис-
ходит и при работе систем активного подавления пламени,
хотя его эффект при этом уже не будет доминирующим, а часто
даже незначительным. Не вдаваясь в вопросы о режимах
впрыска взрывоподавляющих составов, можно утверждать, что
эффект охлаждения продуктов сгорания будет незначительным,
если взрыв будет подавлен на достаточно ранней стадии его
развития, так как при этом незначительным будет объем про-
дуктов сгорания. Следовательно, «весомость» фактора охлаж-
дения во многом зависит от режимов работы АСПВ.
Если охлаждение взрыва рассматривать как некоторый но-
вый способ активной взрывозащиты оборудования, то возника-
ет мысль о возможности дублирования способов охлаждения
взрыва и подавления пламени с целью повышения надежности
взрывозащиты: если пламя не будет подавлено, то взрыв все
равно не получит своего катастрофического развития, а будет
«спущен на тормозах», и наоборот, если горючую смесь не
удастся полностью заингибировать, хотя бы замедление горения
облегчит работу системы охлаждения продуктов сгорания. Для
осуществления такого дублирования на оборудовании доста-
точно разместить два вида исполнительных устройств АСПВ,
одно из которых должно осуществлять кратковременный им-
пульсный впрыск ингибитора, а другое — относительно продол-
жительный впрыск хладагента.
5.2. ВЗРЫВОРЕГИСТРИРУЮЩАЯ АППАРАТУРА АСПВ
К взрыворегистрирующей аппаратуре АСПВ относятся индика-
торы взрыва и блоки управления работой всей системы. Функ-
ция индикатора взрыва заключается в обнаружении взрыва на
возможно более ранней стадии его развития и формирования
14—566
209
соответствующего командного сигнала на срабатывание
системы.
Блок управления усиливает сигналы от индикаторов взрыва
и выдает достаточно мощные командные импульсы на сраба-
тывание отдельных исполнительных устройств в соответствии
с заданным алгоритмом работы АСПВ. Необходимость в уси-
лении сигналов от индикаторов взрыва обычно возникает в
связи с тем, что эти сигналы маломощны либо по условиям
высокой чувствительности индикаторов, либо с целью обеспе-
чения искробезопасности их электрических цепей.
Необходимость в определенном алгоритме работы достаточ-
но сложной АСПВ определяется экономическими соображения-
ми и облегчением ее обслуживания: нецелесообразно, чтобы по
сигналу любого индикатора взрыва срабатывали все исполни-
тельные устройства АСПВ, установленные на различных ап-
паратах, а достаточно, чтобы сработали лишь те, которые лока-
лизуют и подавляют взрыв в том оборудовании, где он возник.
Это в значительной мере уменьшит объем восстановительных
работ, т. е. работ по восстановлению АСПВ, включая переза-
рядку исполнительных устройств, а возможно и чистке аппа-
ратов.
Алгоритм работы АСПВ может заключаться также в раз-
личных схемах включения индикаторов взрыва. Например, на
одном аппарате может быть установлено два индикатора взры-
ва, а командный сигнал на срабатывание системы может фор-
мироваться либо по сигналу любого из них, либо при наличии
сигналов от обоих одновременно. Обычно это бывает продик-
товано либо желанием повысить надежность АСПВ, либо же-
ланием повысить ее помехоустойчивость. Задание алгоритма
работы системы во всех этих случаях достигается соответст-
вующим соединением входных и выходных электрических цепей
блока управления на клеммных разъемах.
Кроме перечисленных функций блок управления осуществ-
ляет электропитание всей АСПВ, а также контроль ее исправ-
ности. Поскольку АСПВ постоянно работает в ждущем режиме,
функция непрерывного контроля ее исправности и готовности
к срабатыванию приобретает особо важное значение.
5.2.1. Индикаторы взрывов
Взрывы в замкнутых объемах, как известно, сопровождаются
излучением, повышением температуры и давления, ионизацией
газа, поэтому и обнаружить взрыв в аппарате можно по лю-
бому из этих его внешних проявлений. Индикатор взрыва АСПВ
должен представлять собой устройство, преобразующее один из
указанных параметров в электрический сигнал.
210
Термопары, термосопротивления и ионизационные датчики
широко используются для регистрации и измерения параметров
пламени в различных экспериментальных установках. По быст-
родействию и чувствительности они вполне соответствуют тре-
бованиям АСПВ, однако они могут обнаружить очаг пламени
только при непосредственном контакте с ним, и это существен-
но ограничивает возможную область их использования. В част-
ности, они могут быть использованы для обнаружения пламени
в трубопроводах и приведения в действие пламеотсекателей,
систем опережающей флегматизации, принудительного разру-
шения мембран и т. д. Область же их применения для обнару-
жения взрывов в емкостях ограничена теми редкими случаями,
когда заранее достоверно известно место возникновения очага
пламени.
Наиболее универсальными являются оптические датчики.
Они имеют явные преимущества по сравнению с другими в от-
ношении чувствительности, быстродействия и возможности
«контролировать» обширные пространства. Излучение появля-
ется мгновенно при возникновении пламени и распространяется
со скоростью света, а собственное время инерционности серий-
но выпускаемых приемников лучистой энергии ничтожно мало
и составляет 10-4—10-в с, что в сочетании с их высокой чувст-
вительностью дает возможность обнаружить взрыв на наиболее
ранней стадии его развития [72].
Спектр излучения углеводородных пламён обычно очень
широк от УФ- до ИК-области, причем на ультрафиолетовое
излучение приходится менее 1% энергии, 2—3% — на видимое
излучение, а остальная подавляющая часть энергии приходится
на инфракрасную область спектра в диапазоне длин волн от
0,76 до 25 мкм. При выборе лучеприемников по спектральной
чувствительности необходимо учитывать не только распределе-
ние мощности излучения пламени, но и условие помехоустой-
чивости индикатора взрыва. Так, инфракрасное излучение мо-
жет исходить от некоторых нагретых деталей аппарата, и не-
обходимо, чтобы на общем фоне, который может изменяться в
процессе работы, лучеприемник мог безошибочно распознать
излучение, присущее пламени. Помехозащищенность индикато-
ра можно обеспечить, используя характерные особенности
спектра пламени и селективность лучеприемника, причем ме-
шающую часть спектра фонового излучения можно ослаблять
светофильтрами.
Лучеприемники видимой части спектра вполне можно при-
менять для обнаружения взрывов в полностью закрытых аппа-
ратах. Они могут давать ложные срабатывания только при
вскрытии аппарата без отключения АСПВ.
Несмотря на слабость УФ-излучения пламен, перспективным
является использование лучеприемников с максимальной спект-
14
2П
ральной чувствительностью при длинах волн ~,2,6-102 нм [72].
В солнечном спектре эти длины волн практически отсутствуют,
так как поглощаются озоновым слоем земной атмосферы, а из
спектра всех источников искусственного освещения ультрафио-
летовая область поглощается стеклянными баллонами самих
источников. Чувствительность же современных фотоумножите-
лей позволяет зафиксировать даже слабое излучение пламени
в указанной области и обеспечить при этом требуемую помехо-
устойчивость АСПВ.
Для систем подавления пылевых взрывов оптические датчи-
ки оказываются малопригодными. Инфракрасные лучи значи-
тельно лучше других проникают через запыленное пространст-
во, однако при большой концентрации пыли среда может и для
них оказаться оптически слишком плотной. Кроме того, в ап-
паратах по переработке порошкообразных материалов вся внут-
ренняя поверхность, в том числе и чувствительная поверхность
индикатора взрыва, оказывается покрытой толстым малопро-
зрачным слоем пыли. В этих случаях можно применять различ-
ного рода устройства для постоянной или периодической очист-
ки чувствительной поверхности индикатора механическим спо-
собом или обдувкой струей сжатого воздуха, однако все это
значительно усложняет конструкцию индикатора и снижает
надежность всей системы.
В этих условиях гораздо более работоспособными могут ока-
заться реле давления. Динамика роста давления взрыва в
замкнутом объеме такова, что даже весьма чувствительные
реле давления могут обнаружить взрыв лишь по истечению
10—20% от полного времени взрыва. За это время очаг пламе-
ни достигнет размеров около одной третьей объема аппарата,
и подавлять такой очаг значительно труднее, тем не менее
АСПВ с применением реле давления в качестве индикаторов
взрыва оказываются вполне работоспособными. Более того, для
пылевых взрывов реле давления, пожалуй, являются наиболее
перспективными.
В современных АСПВ находят применение предельные и
дифференциальные мембранные контактные реле давления,
реагирующие соответственно на заданную величину давления
или на заданную скорость нарастания давления. Предельные
можно применять в тех случаях, когда защищаемый аппарат
постоянно сообщается с атмосферой и в нем не может повы-
ситься давление ни по каким другим причинам, кроме взрыва.
Чаще всего пылевидный материал перерабатывается в закры-
тых аппаратах, перемещается пневмотранспортом, и в аппара-
тах бывает избыточное давление или разрежение, хотя и
небольшие по величине, измеряемые обычно десятками санти-
метров водяного столба. Во время нормального хода техноло-
гического процесса давление в аппаратах может изменяться,
212
Рис. 5.10. Дифференциальное контактное реле
давления:
/ — вялая мембрана; 2 — фильтр; 3 — дроссель; 4 —
чувствительная мембрана; 5 — контакт
например, из-за неравномерной подачи продукта, забивки
фильтров и т. д. В таких условиях датчик давления АСПВ
должен различить начало взрыва на фоне всевозможных флук-
туаций давления. Именно эти функции выполняет дифферен-
циальное контактное реле давления, показанное на рис. 5.10.
Выходным командным сигналом датчика является замыкание
контакта 5 с упругой чувствительной мембраной 4. Внутренняя
полость А имеет выход через дроссель 3 малого сечения. Чтобы
предотвратить забивание дросселя особенно при работе в силь-
но запыленной среде, датчик может быть снабжен вялой мем-
браной /, например, из тонкой фторопластовой пленки. Вялая
мембрана не воспринимает на себя перепадов давлений, и по-
этому давление в полости Б равно давлению в аппарате. Таким
образом, можно считать, что камера А через дроссель 3 сооб-
щена с полостью аппарата.
Вместо вялой мембраны для предохранения дросселя от за-
бивания может использоваться фильтр 2. На рис. 5.10 условно
показаны и фильтр, и эластичная мембрана совместно, хотя
на практике бывает достаточно одного из этих элементов.
Работа описанного индикатора взрыва состоит в следующем.
При медленном изменении давления в аппарате оно успевает
выравниваться с давлением в полости А, и упругая мембрана 4
остается неподвижной. Если же давление в аппарате повыша-
ется быстро, то из-за малого проходного сечения дросселя оно
не успевает выравниваться с давлением в полости А, в резуль-
тате этого мембрана 4 прогибается и замыкает контакт элек-
трической цепи. -
Основными конструктивными параметрами, определяющими
работу дифференциального реле давления, являются эффектив-
ная площадь S и жесткость с упругой мембраны, зазор 6, объ-
ем V камеры А и проходное сечение f дросселя. Эти параметры
должны быть выбраны таким образом, чтобы индикатор позво-
лял обнаружить взрыв на возможно более ранней стадии его
развития, и в то же время чтобы он был нечувствительным ко
всякого рода изменениям давления, не связанным со взрывом.
Эти требования находятся во взаимном противоречии, так как
для обнаружения малых очагов пламени индикатор должен
быть чувствителен к весьма слабым изменениям давления,
а достаточной помехоустойчивости можно добиться, лишь
уменьшая чувствительность индикатора.
213
t
Рис. 5.11. Осциллограмма флуктуаций давления в бункере
Исходными данными для расчета параметров индикатора
являются порог срабатывания по перепаду давления ДРтах и
порог срабатывания по скорости нарастания давления
(dP/dt)mzx. Эти данные могут быть получены из анализа
флуктуаций давления в аппарате при всех возможных режимах
его работы, в том числе и в переходных режимах, включая
пуск и остановку технологического процесса.
На рис. 5.11 в качестве примера показана осциллограмма
флуктуаций давления в бункере, в который пневмотранспортом
подается пылевидный материал. Давление в нем изменяется по
сложному закону, причем весьма быстро изменяется давление
с малой амплитудой АР, что обусловлено вибрацией аппарату-
ры, пульсацией подачи воздуха и т. д., и довольно медленно
изменяется давление со значительно большей амплитудой, что
обусловлено, например, забивкой рукавных фильтров, измене-
нием производительности технологической линии и т. д. Чтобы
дифференциальное реле давления было нечувствительно к вы-
сокочастотным импульсам, необходимо выполнить условие:
ДРтах >
а чтобы оно было одновременно нечувствительно и к низкочас-
тотным изменениям давления, необходимо соблюдать условие:
(dP/d/)max > tga,
где а—угол подъема наиболее крутого участка кривой, характеризующей низ-
кочастотные колебания. На рис. 5.11 эта кривая изображена штриховой ли-
нией.
Первое из этих условий должно удовлетворяться выбором
достаточно жесткой мембраны, причем жесткость можно опре-
делить по формуле:
С = APmaxS/6.
Кроме жесткости мембраны существенной оказывается и
жесткость, обусловленная сжатием воздуха в полости А (см.
рис. 5.10) индикатора. Воздух в этой полости играет роль пру-
жины, сжатие которой можно описать уравнением:
PV = (Р + ДР)(У — S6),
214
где Р— начальное давление в аппарате и в полости индикатора; ДР — прира-
щение давления в аппарате н в полости индикатора (в случае вялой мембра-
ны 4 это приращение одинаково).
Тогда порог срабатывания индикатора то давлению АРтах
можно связать с основными его конструктивными параметрами
уравнением:
ДРшах = cfi/S + ДР = cS/S + PSfi/( V — SS).
Второе условие достигается соответствующим выбором соот-
ношения между площадью отверстия f дросселя и объемом V
камеры индикатора. Если дроссель считать линейным, т. е. что
расход воздуха через него прямо пропорционален перепаду дав-
лений, то можно получить соотношение:
/= [V/ttiRTbP^HdP/dt) ш«х>
где р. — коэффициент проводимости дросселя; Т — температура воздуха в ап-
парате; R — универсальная газовая постоянная.
Для подстройки порогов срабатывания индикатора по пере-
паду давлений и по скорости нарастания давления зазор 6 де-
лают регулируемым и используют сменные дроссели с различ-
ными отверстиями.
5.3. ИСПОЛНИТЕЛЬНЫЕ УСТРОЙСТВА АСПВ
Основными исполнительными устройствами АСПВ являются
взрывоподавителя и пламеотсекателн. Конструкция и техниче-
ская характеристика быстродействующих пламеотсекателей с
принудительным приводом, часть из которых может найти,
а некоторые уже находят, применение в АСПВ, описаны в раз-
деле 4.3.2.
Основное требование, предъявляемое к взрывоподавителям,
состоит в том, чтобы быстро и равномерно по объему защищае-
мого пространства распределить содержащийся в них запас
пламеподавляющего состава. Различают три типа взрывопода-
вителей: разрушаемые оболочки; пневматические распылители;
гидроимпульсные устройства.
Английская фирма «Гравинер» и американская «Фенвал»
обычно используют взрывоподавители в виде разрушаемых
оболочек и пневматические распылители [73—75]. На рис. 5.12,
а, б и в показаны различные конструктивные разновидности
разрушаемых оболочек — полусферическая, сферическая и ци-
линдрическая. Оболочка 1 заполнена обычно жидким пламепо-
давляющим веществом, однако такая конструкция допускает и
применение порошкообразных составов. Детонатор 2 имеет
герметичный чехол, а электропитание к нему подводится через
коробку 4. При взрыве детонатора оболочка должна разру-
шаться полностью, а не разрываться в каком-либо одном месте;
215
Рис. 5.12. Взрывоподавители:
а, б, в — разрушаемые оболочки; г, д — пневматические распылители; е — гидроимпульс-
вое устройство; / — оболочка; 2 —детонатор; <3 — пробка; 4 — электрическая коробка; 5 —
баллон; 6 — мембрана; 7 — защищаемый аппарат; 8 — разбрызгиватель; 9 — распылитель-
ный насадок; 10 — цилиндр; // — поршень; 12 — пороховой заряд
это условие является обязательным для равномерного распре-
деления состава по защищаемому объему.
В длинных цилиндрических оболочках (рис. 5.12, в) детона-
тор выполнен в виде длинного шнура. Скорость полета пламе-
подавляющего состава при срабатывании взрывоподавителей
определяется мощностью детонатора и составляет в среднем
60 м/с. Оболочки иногда выполняются из стекла, металла или
хрупкой пластмассы. Для равномерного и полного разрушения
на поверхности оболочек делают насечки. Чтобы предотвратить
разлет осколков оболочек из пластических материалов, насечки
можно наносить по образующей оболочки таким образом, что-
бы при срабатывании взрывоподавителя оболочка разрушалась
на серию лепестков, отгибающихся у основания и не препятст-
216
вующих равномерному распылу состава. Полезная емкость
описанных взрывоподавителей может быть от 100 до 5000 см3.
Имеются и другие конструктивные разновидности взрыво-
подавителей с разрушаемой оболочкой. Например, цилиндриче-
ская оболочка может располагаться своей образующей вдоль
стенки аппарата, и раскрытие ее при этом может производиться
только по одной линии — образующей цилиндра.
Эффективный радиус действия взрывоподавителей с разру-
шаемой оболочкой обычно невелик и при полезном объеме
100 см3 составляет в среднем 30—38 см, при 225 см3 — 38—
45 см, при 530 см3 — 60—75 см.
Пневматический распылитель [76] (рис. 5.12, г) представля-
ет собой быстродействующий огнетушитель, приводимый в дей-
ствие пирозарядом. При срабатывании электродетонатора 2
разрушается мембрана 6, и жидкость из баллона 5 под дейст-
вием давления Р сжатого газа впрыскивается в полость защи-
щаемого аппарата 7. Жидкость заполняет примерно 3Л всего
объема баллона, а остальная часть заполнена инертным газом
под давлением более 2,0 МПа.
В выходном патрубке взрывоподавителя установлен раз-
брызгиватель 8 в виде короткого шнека, установленного не-
подвижно. Разбрызгиватель закручивает истекающую струю,
что способствует ее дроблению и образованию факела относи-
тельно равномерного распыла жидкости с углом раскрытия
около 90°. Скорость полета жидкости составляет в среднем
60 м/с. Существует несколько типоразмеров взрывоподавителей
описанной конструкции с полезной емкостью от 3 до 50 л и с
баллонами различной формы, в частности баллон может иметь
сферическую форму.
Западногерманская фирма «Тоталь» использует пневмати-
ческие распылители с двумя распиливающими головками
(рис. 5.12, д) [74], что позволяет получать лучшее качество и
равномерность распыла. В качестве пламеподавляющего соста-
ва в устройствах фирмы «Тоталь» обычно используются спе-
циальные порошковые составы под давлением азота в 12 МПа.
Преимущество пневматических распылителей по сравнению
с разрушаемыми оболочками заключается прежде всего в том,
что они располагаются вне объема аппарата, и поэтому, во-
первых, не создают никаких помех внутри аппарата, а во-вто-
рых, сами не подвержены вредному влиянию (температурному
воздействию, коррозии и т. д.) технологического продукта.
Существенным недостатком разрушаемых оболочек и пнев-
матических распылителей является отсутствие контроля нали-
чия пламеподавляющего состава. При их эксплуатации возмож-
ны случаи повреждения оболочки или мембраны, в результате
этого состав из взрывоподавителя полностью вытекает, а затем,
например, при ложном срабатывании АСПВ может произойти
217
инициирование взрыва в защищаемом аппарате от срабатыва-
ния детонатора. В наибольшей мере это относится к разрушае-
мым оболочкам, так как при случайном повреждении оболочки
электродетонатор оказывается совершенно открытым и погру-
женным во взрывоопасную технологическую среду.
Из опыта проведения взрывных работ в горной промышлен-
ности известно применение так называемых предохранительных
зарядов, которые образуют относительно холодные продукты
взрыва и поэтому неспособны инициировать воспламенение
некоторых газовоздушных и пылегазовоздушных горючих сме-
сей. Однако в условиях химической и многих других смежных
отраслей промышленности предохранительность таких зарядов
часто оказывается недостаточной [77], так как для воспламе-
нения многих горючих газов и паров требуется весьма незначи-
тельный импульс.
В нашей стране в качестве исполнительных устройств АСПВ.
впервые предложено И. М. Абдурагимовым использовать гидро-
импульсные устройства, представляющие собой форсуночные
распылители с пороховыми зарядами [72] (рис. 5.12, е). Жидкий,
пламеподавляющий состав заполняет цилиндр 10, на конце
которого установлен распылительный насадок 9. Отверстия в.
насадке закрыты мембраной 6. При инициировании порохового
заряда 12 под действием давления пороховых газов мембрана
прорывается на каждом из отверстий распылительного насадка,
и жидкость поршнем 11 вытесняется в полость защищаемого
аппарата 7 в виде множества струй. Таким образом, пламепо-
давляющий состав буквально «выстреливается» при помощи
пороховой навески, что дало основание подобные гидроимпульс-
ные устройства называть «гидропушками».
Основными конструктивными параметрами гидропушки яв-
ляются давление, под которым выбрасывается жидкость, а так-
же размер, число и расположение отверстий в распылительном
насадке. Эти параметры определяют скорость доставки жидко-
сти, дисперсность капель и форму факела распыла.
В качестве основных исходных данных для разработки рас-
пылительного насадка должна использоваться зависимость эф-
фективной дальнобойности струй жидкости от диаметра отвер-
ТАБЛИЦА 5.1
Зависимость эффективной дальнобойности струи, м,
от диаметра б отверстия и давления Р истечения
Р, МПа 6, мм
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5
2,0 1,0 1,5 2,0 2,5 2,8
4,0 1,5 2,2 3,0 3,5 3,8
6,0 2,0 2,8 3,6 4,5 5,5
218
стия и давления истечения. В табл. 5.1 приведена эта зависи-
мость для воды. Под эффективной дальнобойностью в данном
случае понимают длину некоторой активной части горизонталь-
ной струи, когда ее траектория еще близка к прямолинейной.
Конечно, в таком определении содержится некоторая доля не-
определенности, хотя в горизонтальной струе всегда можно до-
статочно четко отделить участок активной части от участка,
где струя или совокупность капель, на которые она распадает-
ся, находятся «на взлете».
Для процесса подавления пламени жидкостью большое зна-
чение имеет степень дробления капель в факеле распыла. Рас-
пыление жидкости является сложным физическим процессом,
зависящим от многих факторов. Струя жидкости, истекающая
из отверстия с большой скоростью под действием собственной
турбулентности и аэродинамических сил, распадается на части
различной величины и формы. Малые части под действием по-
верхностного натяжения принимают форму шара и образуют
капли, а крупные продолжают распадаться на более мелкие
в процессе дальнейшего полета. Критерием дробления капель
может служить число Вебера:
We = ро2Д/2а,
где р — плотность газа; v—скорость движения капли относительно газа; Д —
диаметр капли; о — поверхностное натяжение жидкости.
Капли невязких жидкостей начинают дробиться при We»6,
а вязких — при W»ilO.
Одной из наиболее важных задач при разработке гидропуш-
ки является конструирование распылительного насадка. Рас-
пылительный насадок обычно имеет форму полусферы с ра-
диально расположенными в ней отверстиями. Отверстия могут
иметь одинаковые или разные диаметры, причем соответствую-
щим расположением отверстий различных диаметров можно
целенаправленно изменять форму факела распыла. В идеальном
случае форма факела распыла должна повторять форму внут-
ренней полости защищаемого аппарата. Для этого на сфериче-
ской поверхности насадка достаточно расположить отверстия
различного диаметра с учетом необходимой дальнобойности от-
дельных струй в соответствующем направлении.
Произвольную форму сосуда (рис. 5.13, а) можно описать
уравнением в полярных координатах:
Я = /(Ф,Т) (5.12)
с началом координат в точке 0, являющейся центром сфериче-
ского насадка распылителя. Элементарная площадка F, пер-
пендикулярная радиусу R в произвольной точке М на поверхно-
сти сосуда, имеет размеры Rdq и /? sin (pdf. Тогда элементар-
219
о
Рис. 5.13. Схема для расчета распылительных насадков:
а —для сосуда произвольной формы; б — для сосуда осесимметричной формы
ный объем сосуда, соответствующий пирамиде с вершиной в
точке 0 и основанием F, выразится как
dV = 4iFR = l/zR3 sin (fdtpdy.
Для равномерного распределения всего запаса огнегасящей
жидкости во взрывоподавителе по всему объему сосуда необ-
ходимо выполнить соотношение:
dV/V = dSIS, (5.13)
где V — объем сосуда; S — суммарная площадь всех отверстий насадка; dS —
площадь отверстий насадка, через которые орошается объем dV.
Тогда
dSIS = (R3/3V)sin qpdtpdf. (5.14)
Можно считать, что уравнение (5.14) с учетом (5.12) опи-
сывает распределение площади отверстий на распылительном
насадке из условия равномерного орошения полости сосуда
произвольной формы. Величину S при заданном давлении ис-
текающей жидкости можно определить, исходя из требуемого
времени впрыска. Абсолютная же величина диаметров 6 от-
верстий, соответствующих каждому значению <р и у, должна
выбираться из условия получения необходимой эффективной
дальнобойности. В частности, экспериментальная зависимость
дальнобойности струи воды от диаметра отверстия и давления
жидкости приведена в табл. 5.1. Число отверстий на каждом
элементарном участке насадка с размерами dtp и dy выразит-
ся как
л = 4dS/(n6J).
220
На практике чаще всего сосуды имеют осесимметричную
форму, и поэтому расчет распылительного насадка значительно
упрощается, так как в качестве независимой переменной вели-
чины остается только угол <р, т. е. задача становится плоской.
Кроме того, для практических расчетов можно рекомендовать
графический метод. Для этого полость защищаемого аппарата
(рис. 5.13,6) разбивают на несколько участков, ограниченных
углами фь ф2. фз и т. д., затем определяют объем каждого
участка У2, Уз и т. д. и максимальную величину радиусов-
Ri, Rz, R3 и т. д. Используя полученные величины, определяют
долю суммарной площади отверстий, приходящуюся на каждый
участок насадка, по формулам:
S1/S = V1/V; S2/S = V2/V; S3/S = Va/V и т. д.
Диаметры 61, 62, бз и т. д. отверстий на каждом участке можно
подобрать, пользуясь, например, данными табл. 5.1, а число
отверстий на каждом участке:
гц = 451/(л612); п2 = 4S2/(n522); па = 453/(лб32) и т. д.
Давление, под которым истекает жидкость из гидропушки,
во многом определяет внешнюю баллистику факела распыла.
Основное требование к скорости перемещения факела заклю-
чается в том, что она должна значительно, хотя бы на порядок,
превышать скорость распространения пламени. Внутренняя же
баллистика жидкости при заданном давлении впрыска опреде-
ляется в основном отношением суммарной площади отверстий
на насадке к площади поршня, причем для получения доста-
точно большой скорости истечения жидкости из отверстий это
отношение должно быть меньше единицы.
Давление жидкости во время впрыска создается в результа-
те горения порохового заряда. Работу, производимую зарядом,
можно представить формулой:
А = PSal,
где So — площадь поршня; Р— среднее значение давления над поршнем; / —
перемещение поршня.
Массу заряда для привода гидропушки можно найти, исходя
из удельной работоспособности q пороха:
т = Alq.
В частности, для порохов величина q имеет следующие значе-
ния (в Дж/кг):
Пироксилиновые..............(7,7—9,0)10®
Нитроглицериновые .... (9,0—11)10®
Дымные......................(2,8—3,0)10®
В наиболее оптимальном случае давление в камере сгорания
гидропушки во время перемещения поршня должно оставаться
221
постоянным. Оно определяется соотношением между скоростью
движения поршня и скоростью горения заряда, а скорость го-
рения порохов, в свою очередь, зависит от давления и поверх-
ности горения, причем варьировать ее наиболее удобно поверх-
ностью горения, которая является одной из стандартных харак-
теристик пороха.
Одним из основных требований ко всем исполнительным
устройствам АСПВ является высокое быстродействие. При
встрече с очагом пламени факел распыла от гидропушки воз-
действует прежде всего на передний (ближний) фронт пламени
(см. рис. 5.1). Затем капли жидкости проникают в горячие
продукты сгорания и начинают в них интенсивно испаряться,
поэтому заднего фронта пламени достигают лишь наиболее
крупные капли. Таким образом, интенсивность орошения пе-
реднего и заднего фронтов существенно различна. Причем это
различие усугубляется и тем, что от распылительного насадка
распространяется расширяющийся факел, и по мере его пере-
мещения концентрация жидкости в нем непрерывно убывает.
Возможен такой случай, что пламеподавляющая жидкость во-
обще не будет достигать заднего фронта пламени. Это, очевид-
но, тем более возможно, чем большие размеры имеет очаг
пламени при подходе к нему факела распыла жидкости, что
подтверждается многочисленными экспериментами: наиболее
легко АСПВ подавляют очаг пламени, если его размер не пре-
вышает нескольких десятков сантиметров. Именно поэтому тре-
бования высокой чувствительности и максимального быстродей-
ствия к АСПВ всегда выдвигаются на первый план.
Полное время срабатывания гидропушки можно условно
разделить на две части:
1) время от момента подачи на нее командного электриче-
ского импульса до начала выброса жидкости;
2) время выброса жидкости.
Первая часть, очевидно, является чистым запаздыванием
гидропушки, а вторая определяет секундный расход жидкости.
Иногда стремятся сократить время выброса, а значит, и уве-
личить секундный расход не только для улучшения динамиче-
ских характеристик взрывоподавителя, но и для увеличения
плотности орошения. Это, в частности, характерно для зару-
бежных конструкций взрывоподавителей типа разрушаемых
оболочек. При ограниченном запасе жидкости во взрывопода-
вителе это может привести к тому, что факел распыла по дли-
не окажется значительно короче размера сосуда и при своем
полете будет иметь четко выраженную «голову» и «хвост», т. е.
он будет распространяться по сосуду в виде расширяющейся
зоны небольшой толщины.
Плотность орошения внутри такого факела распыла оказы-
вается действительно более высокой, а его 'воздействие на очаг
222
пламени — более интенсивным. Однако вследствие неравномер-
ности концентрации капель в факеле распыла или наличия в
нем «дыр», например при обтекании внутренних деталей аппа-
рата или при забивке нескольких отверстий распылительного
насадка, пламя может проникнуть сквозь такой факел, и про-
изойдет воспламенение горючей смеси за «хвостом» факела
распыла, так как даже при использовании легкоиспаряющихся
ингибиторов концентрация их паров здесь часто может быть
недостаточной для полного ингибирования горючей смеси.
Длина факела распыла в процессе его полета непрерывно’
сокращается как вследствие более интенсивного торможения
капель в его «голове», так и вследствие их более интенсивного
испарения. Этот процесс трудно поддается математическому
описанию, поэтому при конструировании гидропушки можно
определить лишь условную начальную длину h факела распы-
ла. Ее можно выразить следующим образом:
h = Уж/S,
где Уж — объем жидкости в гидропушке.
При этом необходимо стремиться, чтобы h была соизмерима
с характерным размером защищаемого аппарата. Для аппара-
тов со сложной конфигурацией внутренней полости или при
наличии в них перегородок или других деталей, способствую-
щих образованию «дыр» в факеле распыла, следует рекомендо-
вать несколько гидропушек и располагать их под различными
углами или даже навстречу одна другой.
На рис. 5.14 показано несколько конструктивных разновид-
ностей взрывоподавителей специального назначения. На рис.
5.14, а представлена гидропушка для доставки жидкости на
большие расстояния. Она вообще не имеет распылительного
насадка, поэтому угол распыла жидкости весьма невелик, более
того, можно считать, что жидкость из нее выбрасывается одним
большим «комом», а собственно распыл происходит вследствие
его аэродинамического взаимодействия с окружающей средой.
Но основной отличительной особенностью такой «дальнобой-
ной» гидропушки является наличие ствола 7, в котором, собст-
венно, и происходит разгон жидкости до большой скорости.
Гидропушка состоит из камеры 1 со сжатым газом, пироуст-
ройства 3, предназначенного для разрушения мембраны 2, ка-
меры 5, ограниченной мембранами 4 и 6 и заполненной пламе-
подавляющей жидкостью. При срабатывании пироустройства 3
разрушается мембрана 2, газ с высоким давлением Р в камере
1 разрушает также и мембраны 4 и 6 и перемещает жидкость
по стволу, практически с ней не смешиваясь. Упрощенно внут-
ренняя баллистика описанной дальнобойной гидропушки тако-
ва, что жидкость в виде сплошной пробки движется по стволу
ускоренно и при вылете из него приобретает максимальную
22»
Рис. 5.14. Взрывоподавители специального назначения:
/ — камера высокого давления; 2, 4, 6 — мембраны; 3 — пнроустройство; 5 —камера с
пл-амеподавляющим составом; 7 —ствол; 8 — поршень; 9— распылительный насадок; 10 —
корпус; // — заряд взрывчатого вещества; 12 — электродетонатор; 13— поролоновая обо-
лочка; 14 — пламеподавляющий порошок; /5 —пленка; 16, /7 —диски; 18 — стержень;
19 — детонирующий шнур
скорость. Для этого в конструкции пушки должно соблюдаться
условие:
PVK > P'(V«+ V.),
где Р' — давление окружающей среды (в защищаемом пространстве); Ук, УЖ1
Vc —объемы соответствующих полостей гидропушки (см. рис. 5.14, а).
Итак, дальнобойность гидропушки описанной конструкции
достигается наличием достаточно длинного ствола и отсутст-
вием распылительного насадка. Такие устройства могут до-
ставлять пламеподавляющий состав на десятки метров и при-
меняться для защиты аппаратов сильно вытянутой формы,
а также каналов и галерей. Пушка может выстреливать в любом
направлении и даже вертикально вверх, а в качестве пламепо-
давляющего состава могут использоваться не только жидкости,
но и порошки.
224
На рис. 5.14,6 показана порошковая пушка, в которой по-
рошок вытесняется поршнем 8, а для формирования факела
распыла используется распылительный насадок 9. При разра-
ботке порошковых пушек необходимо учитывать основное от-
личие порошковых составов от жидких, которое заключается в
том, что давление от поршня на порошок не передается без
изменения на мембрану 6 и на различные участки стенки ка-
меры 5, так как в порошке действуют обычные силы трения
между частицами. Поэтому давление в слое порошка, во-первых,
различно в разных направлениях (закон Паскаля в порошках
не соблюдается), а во-вторых, быстро убывает в направлении
от поршня к мембране 6.
Все это в конечном итоге приводит к спрессовыванию слоя
порошка и к тому, что слишком ослабленное давление на мем-
брану 6 может не обеспечить ее разрыв, и порошок не будет
выброшен из пушки. Для уменьшения сил трения между части-
цами пламеподавляющих порошковых составов, т. е. для по-
вышения текучести порошков, а также для уменьшения слежи-
ваемости, их специальным образом обрабатывают и вводят
специальные добавки, но тем не менее описанное отличие по-
рошков от жидкостей должно учитываться при конструировании
средств их доставки.
Текучесть современных пламеподавляющих порошков на-
столько велика, что они легко могут транспортироваться по
длинным и разветвленным трубопроводам, а также распылять-
ся через насадки с отверстиями, правда, достаточно больших
размеров, но в порошковых пушках для получения требуемого
факела распыла обычно применяют распылители в виде набора
тонкостенных диффузоров с различными углами (рис. 5.14,6),
так как такие насадки оказывают наименьшее сопротивление
потоку порошка. Для восстановления текучести слежавшегося
порошка его очень полезно взрыхлить, например, струей газа.
В пушке на рис. 5.14,6 для этой цели в поршне 8 выполнено
сквозное отверстие, через которое газы при срабатывании пи-
роустройства 3 могут поступать в порошок сразу же после раз-
рыва мембраны 4.
В дальнейшем поршень 8 при своем движении может повер-
нуться, и отверстие может частично или полностью закрыться,
но для облегчения выброса порошка важно взрыхлить его в
самый начальный момент. Если порошок обладает достаточно
хорошей текучестью, то отверстие в поршне пушки обычно не
предусматривают, особенно если учесть, что такое отверстие,
во-первых, приводит к необходимости увеличивать пороховую
навеску в пушке, а во-вторых, возрастает опасность выброса
пороховых газов из пушки в конце ее срабатывания.
Для быстрого распыла порошкообразных пламеподавляю-
щих составов и получения при этом пылевых облаков требуе-
15—566
225
мой формы без использования специальных распылительных
насадков В. Д. Захматов [78] рекомендует использовать энер-
гию направленного взрыва. Импульсное метание порошков при
этом осуществляется низкоскоростной взрывной волной, кото-
рая в наиболее полной мере передает свою кинетическую энер-
гию порошку. Нужная волна получается при использовании
детонирующего заряда специальной формы, инициируемого на
оси метания и симметричного относительно нее. Заряд заклю-
чен в герметичную оболочку из релаксирующих материалов,
а его форма и способ инициирования обеспечивают необходи-
мую конфигурацию взрывной волны, а значит, и форму пыле-
вого облака. Релаксирующая оболочка заряда снижает скорость
волны и увеличивает глубину (толщину) ее фронта, что позво-
ляет перейти от высокоскоростного разрушающего (бризантно-
го) воздействия на порошок к более мягкому и плавному ме-
тательному. Для релаксирующих оболочек, способных «растя-
нуть» взрывную волну и уменьшить перепад давления на ее
фронте, используют эластичные пористые материалы, например
поролон.
Для получения пылевого облака сферической формы можно
использовать устройства простейшей конструкции в виде сфе-
рического пакета из пленочного материала (полиэтилена, плот-
ной бумаги и т. д.), заполненного порошкообразным составом,
в центре которого помещается шаровой заряд взрывчатого ве-
щества в поролоновой оболочке.
На рис. 5.14, в показан конусный распылитель направлен-
ного действия [79]. Дисковый заряд 11 взрывчатого вещества,
тип и массу которого выбирают экспериментально, размещен
в верхней части корпуса 10 и заключен в поролоновую оболоч-
ку 13. Пламеподавляющий порошкообразный материал 14 за-
полняет нижнюю часть корпуса, которая закрыта полиэтилено-
вой пленкой 15. Электродетонатор 12 досылается через отвер-
стие в верхней части корпуса после полного снаряжения
распылителя.
Взрывоподавитель, показанный на рис. 5.14, г, формирует
пылевое облако почти плоской дискообразной формы большого'
диаметра и небольшой толщины [80]. Корпус взрывоподавителя
состоит из двух параллельных дисков 16 и 17, скрепленных
стержнем 18, имеющим в продольном сечении форму двутавра.
Взрывчатое вещество 11 нанесено на среднюю цилиндрическую
поверхность стержня. Дополнительный заряд взрывчатого ве-
щества может располагаться также на верхнем диске и соеди-
няться с основным детонирующим шнуром 19.
Область применения взрывоподавителей такой конструкции
определяется теми случаями, когда полость защищаемого обо-
рудования имеет форму, близкую к форме образуемого ими
пылевого облака.
226
Преимущество пламеподавителей, использующих энергию
направленного взрыва детонирующих взрывчатых веществ, за-
ключается в их более высоком быстродействии, а недостаток
конструкции устройств, показанных на рис. 5.14, в и г, заклю-
чается в том, что они должны быть расположены внутри
защищаемого оборудования.
5.4. СИСТЕМА ЭЛЕМЕНТОВ АКТИВНОЙ ВЗРЫВОЗАЩИТЫ <ЩИТ>
Для обеспечения взрывозащиты различных производств, вклю-
чающих любое число потенциально взрывоопасного технологи-
ческого оборудования, во ВНИИТБХП разработан функцио-
нально полный набор элементов с взаимно согласованными
входными и выходными параметрами, который можно рассмат-
ривать как унифицированную систему элементов активной
взрывозащиты (СЭАВ), получившую название «Щит».
В качестве взрыворегистрирующей аппаратуры в СЭАВ
«Щит» входят; индикатор взрыва ИВ-1, сигнализатор пламени
«Сириус», блок управления БУ-2 и командное устройство УК-1.
Набор исполнительных устройств СЭАВ «Щит» включает: гид-
ропушки ГПФ-5 и ГПФ-10; порошковые пламеподавители ПП-5,
ПП-10 и ПП-50; автоматические оросители АО-15, АО-ЗО,
АОВ-15 и АОВ-ЗО; пламеотсекатели ПО-100.. . ПО-350 и ПО-
1Ш-Ю0...ПО-1Ш-350.
Описания конструкции пламеотсекателей типов ПО и ПО-
ПП содержатся в гл. 4.3.2, а их краткая техническая характе-
ристика приведена в табл. 4.4 и 4.5 (см. также рис. 4.20 и 4.24).
Все другие элементы, входящие в СЭАВ «Щит», описаны ниже.
5.4.1. Индикатор взрыва ИВ-1
Индикатор взрыва предназначен для обнаружения начальной
стадии взрыва по скорости изменения давления в защищаемом
аппарате. По принципу действия индикатор является дифферен-
циальным контактным реле давления, обладающим избиратель-
ностью к динамике роста давления в аппарате: не реагирует на
медленное повышение давления, а срабатывает лишь при до-
стижении заданной скорости его нарастания.
Внутренняя герметичная полость индикатора (рис. 5.15)
сообщается с полостью защищаемого аппарата через дроссель 7
и фильтры 2 и <3, предохраняющие дроссель от засорения. При
медленном изменении давление в аппарате успевает выравни-
ваться с давлением в камере, и мембрана не прогибается. При
резком повышении давления, характерном для взрыва, давление
не успевает выравняться вследствие малой пропускной способ-
ности дросселя, мембрана прогибается и, воздействуя на мик-
ропереключатель, размыкает его электрические контакты. Ин-
15* 227
/ — корпус; 2, 3 — фильтры; 4 — мембрана; 5 — жесткий центр; 6 — микропереключатель;
7 — дроссель
дикатор устанавливают на фланце диаметром £>у=100 мм,
Ру=0,6 МПа. Габаритные и присоединительные размеры ука-
заны на рисунке. Ниже приводится краткая техническая харак-
теристика индикатора взрыва ИВ-1:
Порог срабатывания (устанавливается сменными
дросселями):
по скорости нарастания давления, МПа/с. . . 0,01; 0,03;
0,05 и 0,1
по амплитудному значению давления, кПа От 0,6 до 2
Вероятность безотказной работы за 10s циклов
срабатывания ...................................... 0,85
Срок службы, годы.................................... 6
Масса, кг............................................ 6
228
Выходным командным сигналом индикатора является раз-
мыкание нормально замкнутых контактов микропереключателя.
Микропереключатель имеет также и нормально разомкнутые
контакты, и в этом смысле схему работы индикатора легко из-
менить простой перепайкой клемм, более того, первые образцы
ИВ-1 выпускались именно такими, и выходным сигналом яв-
лялось замыкание контактов. Однако нормально замкнутые
контакты позволяют наиболее просто контролировать исправ-
ность не только самого индикатора, но и всей линии, связы-
вающей его с блоком управления.
5.4.2. Сигнализатор пламени «Сириус»
Сигнализатор пламени «Сириус» предназначен для обнаруже-
ния начальной стадии взрыва по инфракрасному излучению
пламени. По принципу действия он является оптическим ин-
фракрасным преобразователем порогового приращения ИК-из-
лучения в дискретный сигнал.
Для придания помехоустойчивости сигнализатор тоже вы-
полнен по дифференциальной схеме: выдает командный сигнал
в случае приращения энергетической освещенности на величину
1 Вт/м2 за время, находящееся в пределах от 3 до 20 мс в диа-
пазоне энергетической освещенности от 0 до 10 Вт/м2. Выход-
ной сигнал сигнализатора — дискретный, характеризуется сле-
дующими значениями сопротивления выходной цепи: не более
0,2 кОм при приращении энергетической освещенности менее
1 Вт/м2 и не менее 2000 кОм при приращении энергетической
освещенности более 1 Вт/м2. В этом смысле выход сигнализа-
тора аналогичен нормально замкнутым контактам, как и в ин-
дикаторе взрыва ИВ-1. Максимальная поверхность пламени,
регистрируемая сигнализатором «Сириус», составляет 0,07 м2.
Сигнализатор пламени «Сириус» (рис. 5.16) состоит из двух
блоков: преобразователя измерительного А, устанавливаемого
на штуцере защищаемого аппарата, и электронного блока Б,
устанавливаемого в щитовом помещении и соединяемого с пре-
образователем измерительным кабелем длиной до 300 м.
Все детали оптической и электронной схемы преобразовате-
ля измерительного защищены от воздействия среды в техноло-
гическом аппарате герметичным металлическим корпусом 6 и
защитным стеклом 2. Излучение от пламени через стекло 2 по-
ступает на фоторезистор 3, чувствительный к инфракрасному
излучению. При этом светофильтрами (на рисунке не показа-
ны) из всего спектра излучения пламени выделяются волны
длиной от 1,1 до 2,5 мкм. Электронная схема самого преобра-
зователя А и блока Б обеспечивает описанное выше дискретное
срабатывание сигнализатора при достижении заданного порога
скорости нарастания мощности излучения пламени, обусловлен-
229
Сириус
Работа
о
БУ
Термостат
Рис. 5.16. Сигнализатор пламе-
ни «Сириус»:
А — преобразователь измеритель-
ный; Б — электронный блок (блок
управления); 1 — отражатель; 2 —
стекло защитное; 3 — фоторезистор;
4 — конденсор; 5 — светодиод; 6 —
корпус; 7 —фланец; 8 — электриче-
ский вывод
—Контроль —
онеиспраОн.©
о Влокир
Имит. ^.£77)
Сигнал
ного увеличением разме-
ра его очага в процессе
развития взрыва.
Для контроля чисто-
ты защитного стекла 2,
а также для проверки
исправности всего опти-
ко-электрического тракта
сигнализатора светодиод
5 периодически дает ко-
роткие вспышки инфра-
красного излучения, ко-
торые через конденсор
4, стекло 2, зеркальный
отражатель 1 и снова че-
рез стекло 2 попадают
на фоторезистор, обеспе-
чивая срабатывание все-
го оптико-электрического
тракта, хотя выходной
сигнал сигнализатора на
о
Сеть
□
это короткое время конт-
роля блокируется. В случае значительного загрязнения стекла
или неисправности в оптико-электрическом тракте на блоке Б
загорается сигнальная лампочка «Неисправность».
Измерительный преобразователь крепится на штуцере за-
щищаемого аппарата фланцем 7 с такими же присоединитель-
ными размерами, как и у индикатора взрыва ИВ-1.
Ниже приводятся некоторые другие важные параметры тех-
нической характеристики сигнализатора пламени «Сириус»:
Допустимая температура окружающего возду-
ха, ®С:
для преобразователя измерительного . От —5 до 50
для электронного блока управления От 5 до 50
Избыточное Рабочее давление в защищаемом
аппарате, МПа.............................До 0,35
Напряжение питания (переменное), В . 220
Частота питающей сети, Гц.................50±1
Допустимая напряженность внешних магнит-
ных полей, А/м, не более.....................400
230
Габаритные размеры, мм:
преобразователя измерительного . 205X 205X 270
электронного блока управления . 310X 200x260
Масса, кг:
преобразователя измерительного. ... 7
электронного блока управления . 7,8
Потребляемая мощность, ВА..................22
Угол обзора, град, не менее................90
Инерционность (время от момента подачи
входного сигнала до момента выдачи выход-
ного сигнала), мс............................20
Показатели надежности, ч:
средняя наработка на отказ .... 20000
установленная безотказная наработка . 2000
Срок службы, годы..........................6
Преобразователь измерительный имеет взрывозащищенное
исполнение, его маркировка: lExdllCT6; блок управления от-
носится к электрооборудованию общего назначения и должен
устанавливаться вне взрывоопасных зон помещений на прибор-
ном щите.
5.4.3. Блок управления БУ-2
Блок управления БУ-2 осуществляет электропитание всей
АСПВ, прием сигналов от индикаторов взрыва ИВ-1 и сигна-
лизаторов пламени «Сириус», усиливает и выдает мощные
командные импульсы на исполнительные устройства.
Соответствующей распайкой кабелей входных и выходных
разъемов, которыми блок управления связан соответственно с
взрыворегистрирующими и исполнительными устройствами,
задается определенный алгоритм всей АСПВ. Кроме того, вы-
ходные сигналы блока управления можно использовать, напри-
мер, для включения звуковой сигнализации тревоги, для ава-
рийных отключений оборудования и т. д. Блок имеет и собст-
венную световую сигнализацию о срабатывании АСПВ и о ее
неисправности.
На рис. 5.17 показана
передняя панель блока
БУ-2 с расположением на
ней сигнальных ламп.
Блок имеет шесть неза-
висимых искробезопасных
Рис. 5.17. Блок управления
БУ-2:
1 — лампы сигнализации каналов;
II— светодиод «отказ сигнализато-
ра» ; 111 — светодиод «обрыв внеш-
ней цепи»; /V —светодиод «внеш-
ние цепи исправны»; V — кнопка
«снятие света»
231
входных каналов от индикаторов взрыва ИВ-1 или от сиг-
нализаторов пламени «Сириус». Каждая из сигнальных ламп /
соответствует одному из шести каналов. На каждый канал
имеется по три независимых выхода (всего 18 выходов) на ис-
полнительные устройства. Выходным сигналом блока БУ-2
служит командный электрический импульс постоянного тока
напряжением 120 В и силой тока до 10 А.
Краткая техническая характеристика блока БУ-2 приведена
ниже:
Питание от сети переменного тока:
напряжение, В.......................................220
частота, Гц......................................50±1
Потребляемая мощность в дежурном режиме, Вт . . 10
Время сохранения работоспособности после отключения
электропитания, мин....................................15
Время срабатывания (быстродействие) блока, мс . . 2
Вероятность безотказной работы за 2000 ч . . . . 0,9
Срок службы, годы...................................6
Габаритные размеры, мм.............................. 280 x 200x 285
Масса, кг . . . ...........................10
Блок предназначен для щитового монтажа в щитовом поме-
щении цеха. Вырез в щите под монтаж блока должен иметь
размеры 275X195 мм.
Способность блока управления сохранять свою работоспо-
собность в течение 15 мин после отключения электропитания
достигается применением специальных аккумуляторов, установ-
ленных на выходных линиях блока. Это свойство блока имеет
большое значение в отношении надежности всей АСПВ, так как
на практике часто всевозможным аварийным ситуациям пред-
ществует внезапное прекращение подачи электроэнергии.
Блок управления осуществляет сигнализацию о разрыве в
цепях исполнительных устройств и о неисправностях сигнали-
затора пламени «Сириус», а также позволяет осуществлять
проверку исправности самого себя.
Для формирования мощного электрического импульса на
срабатывание исполнительных устройств используется энергия
заряженного конденсатора, подключенного к цепям исполни-
тельных устройств через бесконтактный ключ (тиристор) в мо-
мент поступления сигнала от индикатора взрыва или сигнали-
затора пламени. Входные цепи блока БУ-2 имеют искробез-
опасное исполнение уровня «ia»; маркировка блока: Exiallc.
5.4.4. Устройство командное УК-1
Устройство командное УК-1 по назначению в АСПВ представ-
ляет собой индикатор взрыва, а по принципу действия — диф-
ференциальное реле давления и отличается от ИВ-1 тем, что
232
Рис. 5.18. Устройство командное
УК-1:
/ — чувствительная мембрана; 2 — фла-
нец; 3 — электрический вывод; 4 — сиг-
нальное окно; 5 — заглушка
его выходным сигналом яв-
ляется достаточно мощный
электрический импульс, спо-
собный без дополнительного
усиления, т. е. без блока уп-
равления БУ-2, привести в
действие до трех исполни-
тельных устройств. АСПВ с
применением устройства
УК-1 не требуют электропи-
тания и имеют предельно
простую схему: устройство
УК-1 соединяется электрическими кабелями непосредственно
с исполнительными устройствами. Такие упрощенные автоном-
ные АСПВ могут применяться для взрывозащиты отдельных
аппаратов и особенно аппаратов, удаленных от щитовых поме-
щений и даже расположенных вне территории промышленного
предприятия.
Пороги срабатывания устройства УК-1 по давлению и скоро-
сти нарастания давления такие же, как и для индикатора взры-
ва ИВ-1, а выходной сигнал при нагрузке 0/2 Ом представляет
собой одиночный электрический импульс тока с амплитудой
напряжения не менее 2 В и длительностью на уровне 0,7 ам-
плитуды не менее 3 мс.
Общий вид устройства УК-1 показан на рис. 5.18. Чувстви-
тельным органом устройства является мембрана 1, а пороги
срабатывания по скорости нарастания давления так же, как и
в индикаторе взрыва ИВ-1, устанавливаются сменными дроссе-
лями (на рисунке не показаны), доступ к которым осуществля-
ется через заглушку 5. Устройство срабатывает однократно,
затем его необходимо приводить в исходное состояние (взво-
дить). Для этой цели, а также для контроля состояния устрой-
ства предусмотрено сигнальное окно 4. Устройство крепится
на штуцере защищаемого аппарата фланцем 2. Электрический
кабель к исполнительным устройствам выводится через вывод#.
Другие данные технической характеристики устройства
командного УК-1 приведены ниже:
Габаритные размеры, мм....................
Масса, кг..................................
Наработка на отказ, циклы срабатывания
Срок службы, годы................... . .
205 X 260X 300
11
6,2-10*
6
233
Устройство может работать при температуре окружающего
воздуха от —50 до 70 °C, в месте его установки допускаются
вибрации частотой 10—55 Гц с амплитудой не более 0,15 мм.
5.4.5. Гидропушки ГПФ-5 и ГПФ-10
Гидропушка (рис. 5.19) предназначена для импульсного впрыс-
ка тонкораспыленного огнетушащего вещества в полость защи-
щаемого аппарата. Она состоит из корпуса 3, в котором между
мембранами 1 и 4 залито огнетушащее вещество и установлен
распылительный насадок 2. В крышке 6 размещены поршень 5
в виде монолитного резинового шара, пороховой заряд 7 и пи-
ропатрон 8.
При подаче электрического командного импульса на пиро-
патрон поджигается пороховой заряд, мембраны разрушаются,
распылительный насадок выдвигается вниз до упора, и поршень
выталкивает огнетушащее вещество через отверстия в распы-
лительном насадке в полость защищаемого аппарата. Гидро-
пушка крепится на фланце диаметром £)у = 200 мм, Г>у = 0,6МПа.
Габаритные и присоединительные размеры указаны на рисунке.
В СЭАВ «Щит» входят две модификации гидропушек ГПФ-5
и ГПФ-10, различающиеся
в основном только объемом
огнетушащего вещества.
Краткая техническая ха-
рактеристика гидропушек
приведена в табл. 5.2.
Каждая гидропушка мо-
жет комплектоваться одним
из трех типов распылитель-
ных насадков, позволяющих
получать факелы распыла
жидкости следующих разме-
ров (диаметр X длина), м:
2,5X1,5; 2,0 X 2,0 и 1,0X6,0.
Максимальная скорость
выброса жидкости на на-
чальном участке длиной до
1 м составляет около 60 м/с,
а средняя скорость на уча-
стке 4 м — в пределах 20—
25 м/с. Время запаздыва-
Рис. 5.19. Гидропушка:
1, 4 —мембраны; 2 — распылительный
насадок; 3— корпус; 5 — поршень; 6 —
крышка; 7 — пороховой заряд; 8 — пн*
ропатрон
234
Техническая характеристика гидропушек
ТАБЛИЦА 5.2
Характеристика ГПФ-5 ГПФ-10
Объем огнетушащего вещества, дм3 5 10
Максимальное время впрыска объема огнетуша- щего вещества (быстродействие), мс 50 15Q
Угол распыления огнетушащего вещества, град 180 180
Огнетушащее вещество Вода, хладов, комбини- рованные жидкие составы
Рабочее положение Любое
Коэффициент оперативной готовности (показа- тель надежности) 0,99 0,99
Срок службы, годы 10 10
Габаритный размер Н, мм 620 900
Масса без огнетушащего вещества, кг 58 66
ния срабатывания гидропушек обеих модификаций примерно
одинаково и составляет от 8 до 12 мс.
В процессе испытания опытных образцов гидропушек ГПФ-5
и ГПФ-10 на воде был определен средний дисперсный состав
капель в факеле распыла:
Размер капель, мм ... .
Содержание капель, %:
от общего количества
от общего объема жидкости .
Размер капель, мм ... .
Содержание капель, %:
от общего количества .
от общего объема жидкости .
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
37,8 22,3 11,7 7,8 6,1
0,4 1,9 3,5 5,6 8,5
0,6 0,7 0,8 0,9 1 >1
3,9 3,1 2,9 1,7 1,2 1,5
8,8 11,3 16,2 14,1 12,9 16,8
Как видно из этих данных, основная масса жидкости в фа-
келе находится в виде капель размером 0,6—0,9 мм.
5.4.6. Порошковые пламеподавители ПП-5, ПП-10 и ПП-50
Порошковые пламеподавители предназначены для импульсного
распыления порошковых пламеподавляющих составов. Пламе-
подавители ПП-5 и ПП-10 (рис. 5.20, а) конструктивно выпол-
нены на базе гидропушек соответственно ГПФ-5 и ГПФ-10,
и подавляющее большинство деталей этих устройств полностью
унифицированы. Отличия заключаются лишь в конструкции
распылительного насадка 2 и в том, что у порошковых пламе-
подавителей несколько увеличены: объем камеры сгорания,
массы крышки 6 и порохового заряда 7.
Конструкция пламеподавители ПП-50 показана на рис. 5.20, б.
Он содержит два пиропатрона; пусковой 1 и основной 2. Каме-
ра сгорания 3 закрыта мембраной 4, срабатывающей при дав-
235
Рис. 5.20. Порошковые пламеподавители:
« —ПП-5 и ПП-10; 1, 4 — мембраны; 2 — распылительный насадок; 3 — корпус; 5 — пор-
шень; 6 — крышка; 7 — пороховой заряд; 8 — пиропатрон; 6 — ПП-50; 1,2 — пиропатро-
ны-, 3 — камера сгорания; 4, 6 — мембраны; 5 — пыж; 7 — распылительный насадок
Ленни в камере сгорания 12,5 МПа. Для полного выброса по-
рошкового пламеподавляющего состава служит войлочный
пыж 5. Техническая характеристика порошковых пламеподави-
телей приведена в табл. 5.3.
ТАБЛИЦА 5.3
Техническая характеристика порошковых плаяеподавителей
Характерястика ПП-5 ПП-10 ПП-50
Объем порошкового состава, дм’ 5 10 50
Максимальное время распыла порош- 80 180 500
ка (быстродействие), мс Угол расныла, град 90 90 120
Рабочее положение Любое
Коэффициент оперативной готовно- 0,99 0,99 0,99
сти (показатель надежности) Срок службы, годы 10 10 10
Масса без порошка, кг 50 60 150
236
Факелы распыла пламеподавителей имеют следующие раз-
меры (диаметр X длина), м: 2,5x8,0— ПП-5, 3,0x6,0 — ПП-10
и 10X15 —ПП-50.
Внешняя баллистика порошковых составов при их импульс-
ном распыле порошковыми пламеподавителями ПП-5 и ПП-10
имеет ряд особенностей. В начале распыла на расстоянии до
1 м скорость порошка достигает 80 м/с, на расстоянии 4 м
средняя скорость составляет 25—40 м/с и на расстоянии до 8 м
пылевое облако резко тормозится и его скорость падает до
нуля. После распыла пылевое облако находится во взвешенном
состоянии в течение 1—2 мин. Средняя скорость распыла по-
рошка пламеподавителем ПП-50 составляет 20 м/с.
5.4.7. Автоматические оросители АО-15,
АО-ЗО, АО В-15 и АО В-30
Оросители (рис. 5.21) предназначены для продолжительного
введения огнетушащего вещества в полость защищаемого ап-
парата или трубопровода с целью охлаждения продуктов сго-
рания и предотвращения повторных воспламенений в аппарате
или распространения пламени по трубопроводу.
Рис. 5.21. Ороситель:
а — тип АО; б — тип AOB; / — распылитель; 2 — пироустройство; 3 —мембрана; 4 — бал-
лон; 5 — манометр
237
Оросители типа АО устанавливают на горизонтальных стен-
ках аппаратов и участках трубопроводов, а оросители типа
АОВ — на вертикальных. Допускаются отклонения от вертикали
и горизонтали до 30°.
Ороситель состоит из баллона 4, заполненного огнетушащим
веществом под давлением 8 МПа, мембраны 3, распылителя 1
и пироустройства 2 для разрушения мембраны. Манометр 5
служит для контроля давления в баллоне. При подаче электри-
ческого командного импульса на пироустройство разрушается
мембрана и огнетушащее вещество через распылитель вводится
в полость защищаемого аппарата или трубопровода.
Ороситель комплектуют распылителями четырех типов, по-
зволяющими получать форму факела распыла, соответствую-
ТАБЛИЦА 5.4
Техническая характеристика автоматических оросителей
Характеристика АО-15, АОВ-15 АО-ЗО, АОВ-ЗО
Объем огнетушащего вещества, дм3 Угол распыления огнетушащего вещества, град. Коэффициент оперативной готовности (показа- тель надежности) Срок службы, годы Габаритные размеры, мм: Н L Масса без огнетушащего вещества, кг 15 180 0,99 10 735 455 72 30 180 0,99 10 880 455 89
ТАБЛИЦА 5.5
Динамическая характеристика оросителей
Тип ороси- теля Насадок Время исте- чения, с Средняя ско- рость до- ставки па расстояние 3 м, м/с
АО-15 Сферический щелевой 1,5 25
АОВ-15 Сферический с мелкими круглыми отверстиями 2,0 И
Цилиндрический с крупными круглы- ми отверстиями 2,2 60
АО-ЗО Цилиндрический щелевой (для тру- бопроводов) 5,0 20
Сферический щелевой 2,5 25
АОВ-ЗО Сферический с мелкими круглыми отверстиями 3,0 15
Цилиндрический с крупными круглы- ми отверстиями 3,3 60
Цилиндрический щелевой (для тру- бопроводов) 10,0 20
238
щую форме защищаемого объекта. Оросители, устанавливае-
мые на аппаратах, осуществляют введение огнетушащего ве-
щества в течение 2—3 с, а устанавливаемые на трубопрово-
дах— 5—10 с. Для крепления оросителя на аппарате или на
трубопроводе применяют фланцы (Г>у=100 мм, Pv= 1,0 МПа).
Габаритные и присоединительные размеры указаны на ри-
сунке. Краткая техническая характеристика различных модифи-
каций оросителя приведена в табл. 5.4.
Такие важные динамические характеристики оросителей,
как скорость доставки пламеподавляющего состава и время его
истечения, в значительной мере зависят от вида распылитель-
ного насадка. Эти данные для случая использования в качестве
пламеподавляющего состава воды представлены в табл. 5.5.
Оросители можно заправлять и другими жидкостями, вклю-
чая хладоны, а также порошковыми пламеподавляющими со-
ставами.
Глава 6
ОЦЕНКА ОПАСНОСТИ ВЗРЫВОВ
БОЛЬШИХ ГАЗОВЫХ ОБЛАКОВ
В ОТКРЫТОМ ПРОСТРАНСТВЕ
Большие взрывоопасные газовые облака в открытом простран-
стве возникают обычно в результате значительных утечек го-
рючих газов или легкоиспаряющихся жидкостей и смешения
этих газов или паров с окружающим воздухом. Такие залповые
выбросы горючих продуктов, как правило, бывают следствием
аварий, связанных с разрушением емкостей и трубопроводов
для их хранения и транспортировки. Условия образования, раз-
меры и форма взрывоопасных облаков в открытом пространст-
ве зависят от многих факторов: количества и скорости истече-
ния продуктов через места повреждения емкостей и трубопро-
водов, физических свойств и параметров состояния продуктов
(плотность газов или паров, давление, температура жидкости
и температура ее кипения и др.), а также от атмосферных ус-
ловий, в частности, от скорости ветра и наличия вертикальных
воздушных потоков.
Особенно велика опасность утечек сжиженных газов, мас-
штабы использования которых на многих современных химиче-
ских предприятиях постоянно возрастают. Горючие газовые
облака обычно образуются в течение нескольких десятков ми-
нут, а объем облака может достигать огромных размеров и за-
2за
нимать значительную часть территории промышленного пред-
приятия или даже превышать ее. Облако чаще всего имеет
сигарообразную форму, вытянутую по направлению ветра. Вы-
сота облака в значительной степени зависит от плотности газов
или паров по отношению к плотности атмосферного воздуха.
Что касается источников зажигания образовавшегося взры-
воопасного облака, то его появление носит случайный характер.
Хотя, если такое облако образуется на территории химического
или другого энергонасыщенного промышленного предприятия,
возможность появления поджигающего импульса в виде элек-
трической искры или открытого огня обычно не вызывает сом-
нения. Это становится особенно очевидным, если учесть, что
энергия зажигания абсолютного большинства горючих газов и
паров в смесях с воздухом не превышает нескольких десятков
миллиджоулей.
Сгорание большого газового облака в открытом пространст-
ве может стать причиной возникновения множества очагов
крупных пожаров на территории предприятия, а также разру-
шения зданий и оборудования.
В отношении пожарной опасности характерны случаи, когда
газ не успевает в достаточной мере перемешаться с воздухом,
и происходит медленное и весьма продолжительное горение
облака снаружи с большим выделением лучистой энергии. Из-
вестен случай, когда при сходе с рельсов грузового железнодо-
рожного состава, в котором было три цистерны со сжиженным
нефтяным попутным газом, возник пожар. Примерно через
20 мин в результате сильного нагрева одна из цистерн взорва-
лась, и в атмосферу было выброшено значительное количество
нефтяного газа. Вследствие быстрого выброса газ не успел
перемешаться с воздухом до образования горючей смеси, по-
этому образовался огненный шар диаметром около 120 м, спо-
койное диффузионное горение которого продолжалось около
5 мин. Примерно таким же образом с интервалом 45 мин и 2 ч
взорвались и сгорели остальные две цистерны. Опасные огнен-
ные шары могут возникать и при выбросе относительно неболь-
шого количества газа. Так, в результате загорания битумного
покрытия на крыше здания возник небольшой пожар на пло-
щади всего около 15 м2. Однако в зоне пламени оказались пять
баллонов с пропаном массой по 33 кг каждый. При взрыве
первого же баллона над крышей образовался огненный шар
диаметром 35—40 м, теплоизлучение которого оказалось весьма
значительным, что привело к быстрому разрастанию масштаба
пожара и сильно осложнило борьбу с ним.
В специально поставленных экспериментах тонкостенную
герметичную емкость, в которой находилось от 0,31 до 18,6 кг
н-пентана, нагревали открытым пламенем до тех пор, пока при
давлении 0,121—0,77 МПа не происходил разрыв емкости и
240
весь газ в доли секунды выбрасывался в атмосферу и воспла-
менялся. При увеличении массы н-пентана от 0,31 до 18,6 кг
диаметр шарового облака, охваченного пламенем снаружи,
увеличивался от 4 до 11 м, что позволило установить эмпири-
ческую зависимость:
D = (5,85 ± 0,19)ЛГ‘/з,
где D — диаметр огненного шара, м; М — масса горючего, кг.
Причем это соотношение справедливо не только для н-пен-
тана, но и для других горючих веществ. При этом установлено
также, что тепловая радиация линейно зависит от массы горю-
чего. Температура горящего шарового облака составляла 1150—
1520 К, что существенно ниже температуры пламени н-пентано-
воздушной смеси (2250 К), но выше температуры горения жид-
кого н-пентана (1020 К).
Другая серия аналогичных экспериментов с пропиленом мас-
сой от 0,125 до 452 кг позволила установить эмпирическую за-
висимость энергии теплового излучения шарового облака Е
(Вт/см2) в произвольной точке пространства в виде
Е = 4,85-1 о-11 (Ml'3/L)2T*,
где L — расстояние от центра шарового облака до выбранной точки простран-
ства, м; Т — абсолютная температура горящего шарового облака, К.
Установлено, что тепловое излучение шарового облака паров
нефтепродуктов в 1,6—4,9 раза больше, чем при горении тех
же количеств жидких нефтепродуктов. Это объясняется значи-
тельно большей интенсивностью процесса горения (меньшим
временем сгорания одного и того же количества вещества) в
паровом облаке в открытой атмосфере.
Время сгорания t (мин) шарового облака паровоздушной
смеси по данным различных авторов находится в пределах
t = (0,45 4- 0,90) ЛР/3.
Такой двукратный разброс величины t объясняется различной
степенью перемешивания в облаке паров горючего с воздухом
в различных условиях экспериментов.
Итак, горящее паровое облако обладает высокой теплоиз-
лучающей способностью и представляет большую опасность для
промышленных зданий и сооружений, а также для людей. Эта
опасность возрастает, если концентрация горючих паров в об-
лаке значительно превышает верхний концентрационный пре-
дел распространения пламени, так как в этом случае увеличи-
вается время выгорания облака. При длительном горении боль-
ших газовых облаков (до сотен метров в диаметре) горючие и
воспламеняющиеся материалы могут загораться, находясь на
расстоянии до 1 км от облака.
16—566
241
Если выброс горючих газов или жидкостей происходит не
мгновенно и не сопровождается одновременным поджиганием
облака, а имеет место длительное истечение продуктов, и про-
исходит зажигание облака случайным источником, то к этому
моменту успевает произойти достаточно сильное разбавление
газов или паров воздухом, и концентрация горючего в значи-
тельной части объема облака соответствует горючей; во всяком
случае только при такой концентрации возможно зажигание
облака каким-либо источником энергии. Горение такого обла-
ка, наряду с его пожарной опасностью, может сопровождаться
также механическими разрушениями находящихся в этом об-
лаке и близлежащих зданий и сооружений.
При оценке разрушительного действия газового взрыва в
открытом пространстве необходимо четко разграничить случаи
детонационного и дефлаграционного режимов горения облака.
Строго говоря, только детонационное сгорание облака можно
называть газовым взрывом, так как в этом случае образуется
ударная волна в окружающей среде, являющаяся обязательным
признаком взрыва. При дефлаграционном, хотя и быстром го-
рении облака, в окружающем пространстве тоже образуются
волны давления, но они не относятся к ударным, поскольку
скорость их распространения не превышает скорость звука.
Тем не менее, и такие волны давления при дефлаграционном
горении тоже обладают определенной разрушительной силой,
хотя и значительно меньшей, чем ударные волны при дето-
нации.
Вопрос о том, в каком режиме будет происходить горение
облака в открытом пространстве, изучен недостаточно, хотя
достаточно уверенно можно утверждать, что в подавляющем
большинстве случаев оно происходит в дефлаграционном ре-
жиме. Эксперименты показывают, что сферическая детонация
в газовоздушных смесях в открытом пространстве маловероят-
на. Если даже поджигание такого облака осуществляется с
помощью небольшой навески твердого детонирующего взрыв-
чатого вещества, например тротила, то возбужденная им дето-
нация в газовом облаке стехиометрического состава в конечном
итоге обычно затухает и переходит в дефлаграцию, и только
достаточно большие навески твердого взрывчатого вещества
могут вызвать детонацию всего облака. Тем более маловероятен
самопроизвольный переход дефлаграционного горения в дето-
нацию. Однако в литературе все же содержатся сведения,
утверждающие возможность такого перехода, и указания на то,
что механизм перехода заключается в интенсивной турбулиза-
ции горючей смеси. Условия для образования ударной волны
в процессе сгорания облака могут возникнуть, если горение на
каком-то участке протекает в полуограниченном пространстве
при наличии таких турбулизаторов, как тесно расположенные
242
открытые технологические установки, при распространении пла-
мени в коридорах, тоннелях, под вагонами на сортировочных
железнодорожных станциях и т. д.
Турбулентность является основным, но не единственно воз-
можным фактором ускорения процесса горения облака в откры-
том пространстве. В литературе предлагается следующий ме-
ханизм ускорения: большой очаг продуктов сгорания излучает
много тепла и может сильно нагреть пылинки впереди пламе-
ни, которые затем могут стать новыми источниками зажигания
горючей смеси в облаке. Такое многоочаговое зажигание может
многократно интенсифицировать процесс горения.
Таким образом, несмотря на малую вероятность детонации
газового облака в открытом пространстве, но с учетом чрезвы-
чайно большой ее разрушительной силы, этому явлению в ли-
тературе уделяется особенно большое внимание. Основным но-
сителем разрушительной энергии для объектов, расположенных
вблизи детонирующего облака, является ударная взрывная
волна. В наибольшей степени изучены не возмущенные какими-
либо препятствиями взрывные волны в воздухе. Такие волны
принято называть падающими или проходящими.
Взрывную волну можно характеризовать также импульсами
давления:
импульс положительной фазы
J+= £(P-Pe)dt
го
и импульс отрицательной фазы
it
1-= $ (Ро-Р)Л.
/1
В большинстве случаев отрицательная фаза взрывной волны
не учитывается, и учитывается лишь положительная фаза, ко-
торая характеризуется амплитудным значением давления Р и
импульсом J без указания индекса (+).
Все перечисленные параметры характеризуют взрывную вол-
ну не внутри детонирующего облака, а в открытом незагазован-
ном пространстве на некотором расстоянии от облака. Что же
касается процессов, происходящих в самом детонирующем об-
лаке, то в нем имеет место зона практически полного разруше-
ния всех объектов и смертельного травмирования людей, по-
скольку давление в детонационной волне достигает 2 МПа.
Огромная разрушительная сила объемных взрывов газовых
облаков находит применение в военном деле.
Для количественных оценок параметров взрывной волны вне
детонирующего облака можно использовать законы подобия
взрывов, основанных на принципе «кубического корня»: если
два заряда одного и того же взрывчатого вещества одинаковой
16*
243
формы, но разного размера взрываются в одной и той же ат-
мосфере, то подобные взрывные волны будут наблюдаться при
одинаковом значении параметра расстояния X=R/Q.'1’, где R—
расстояние от центра заряда, Q — полная энергия взрыва.
В соответствии с этим принципом энергетического подобия без-
размерное давление
₽= Р/Ра
и безразмерный импульс
7 = JalQ'^P^
являются функцией одного и того же аргумента — безразмер-
ного расстояния
Я = RPa'/3IQ'/3,
где а — скорость звука в окружающей среде.
Если газовое облако имеет несферическую форму, как это
чаще всего и бывает на практике, то действительная форма
оказывает существенное влияние на параметры взрывной вол-
ны. Прежде всего следует заметить, что эти параметры опре-
деляются меньшим размером облака. Это значит, что пламя
только тогда создает взрывную волну, когда оно полностью
окружено горючей смесью. Из этого же обстоятельства по су-
ществу вытекает следующее: если облако поджигается не в
середине, а с краю, то ударная волна обычно не образуется.
Только достаточно крупные газовые облака могут создать раз-
рушительную взрывную волну. Поэтому существует порог опас-
ной утечки горючих продуктов, ниже которого взрыв облака не
является опасным. В частности, указывается, что при выбросе
горючего менее 2000 кг, но более 100 кг опасное облако обра-
зуется только в случае выброса водорода, смеси водорода с
диоксидом углерода, метаном и этиленом. Для остальных го-
рючих веществ взрывы наблюдаются лишь при их утечке, пре-
вышающей 2000 кг.
Параметры падающей или проходящей ударной волны сами
по себе недостаточны для характеристики их воздействия на
объект. Эти воздействия сильно зависят также от ориентации,
геометрии и размеров объекта. Предельную оценку нагрузки
на объект, создаваемой взрывной волной, можно определить в
результате решения задачи о нормальном падении волны на
плоскую жесткую стенку. При этом происходит отражение удар-
ной волны таким образом, что скорость газа за фронтом отра-
женной волны равна нулю, а давление существенно возрастет.
В случае достаточно слабых ударных волн, когда воздух еще
можно считать идеальным газом, между максимальным без-
размерным давлением в отраженной волне Рг и давлением в
падающей волне Р существует связь
244
P, = 2P+ (f+l)P2/2^+ (l-l)P,
где Pr представляет собой отношение давления в отраженной волне к Ро;
7 — показатель адиабаты окружающего воздуха.
Для определения импульса Jr отраженной волны можно
пользоваться приближенным соотношением
JrlittPrlP,
которое по существу означает, что длительности фаз падающей
и отраженной волн практически одинаковы.
Реакция объекта на взрывную волну во многом определяет-
ся также чисто механическими свойствами самого объекта. При
этом необходимо учитывать как его прочностные характеристи-
ки, так и инерционные, в частности, период собственных коле-
баний. В этом смысле объект, подвергаемый импульсному си-
ловому воздействию, следует рассматривать как упругую или
упругопластичную колебательную систему. Сопротивление объ-
екта внешней импульсной нагрузке удобно характеризовать
Р—/-диаграммой (диаграммой давление — импульс), представ-
ляющей собой кривую в координатах Р—J, разграничивающую
область равной степени повреждения объекта. Такую диаграм-
му следует понимать так: если точка, соответствующая задан-
ному сочетанию величин Р и /, попадает в область над кривой,
то объект будет разрушен, и наоборот — если точка с коорди-
натами Р и / не попадает в эту область, то разрушения не про-
изойдет. Для сложных объектов, таких, например, как здания,
может быть построено семейство кривых, разграничивающих
области различной степени повреждений, например, разруше-
ние остеклений, повреждение кровли, разрушение стен и т. д.
Р—/-Диаграмма имеет вид гиперболы с вертикальной и го-
)изонтальной асимптотами. В связи с этим удобно выделить и
)ассмотреть три характерных режима нагружения объекта.
эежим с, соответствующий горизонтальной асимптоте, называ-
ется квазистатическим. Это означает, что длительность импуль-
са нагружения многократно (более чем в 40 раз) превышает
период собственных колебаний системы, и такое импульсное
нагружение для объекта почти равнозначно статическому (хотя
в строительной механике для оценки напряжений и деформаций
элементов конструкции в этом случае все же используется ко-
эффициент динамичности, равный 2,0). В этой области Р—J-
диаграммы степень воздействия нагрузки на объект зависит
только от амплитудного значения давления Р.
Режим U, соответствующий вертикальной асимптоте Р—/-
диаграммы, называется импульсным. Он возникает тогда, когда
продолжительность импульса нагрузки намного меньше периода
собственных колебаний системы. В этом режиме результат воз-
действия нагрузки на объект зависит только от величины ее
245
импульса, т. е. от площади под кривой давление — время.
В данном случае нагрузка прикладывается к конструкции и
исчезает до того, как вся конструкция претерпит заметные де-
формации, т. е. конструкция вследствие своей инерционности
не успевает «должным образом» отреагировать на силовое воз-
действие.
Режим d, соответствующий криволинейному участку диа-
граммы, называется динамическим. Он является переходным
от импульсного к квазистатическому и наблюдается в доста-
точно широком диапазоне параметров Р и /. Результат воздей-
ствия нагрузки в динамическом режиме зависит от закона из-
менения давления во времени, т. е. от обеих характеристик
волны давления Р и J. В этом режиме длительность процесса
нагружения соизмерима с периодом собственных колебаний
системы, причем когда длительность импульса составляет
Уг—*/< от периода собственных колебаний, возникают резонанс-
ные явления, особенно опасные для конструкций.
Оценки параметров ударных волн на различных расстояниях
от центра взрыва в открытом пространстве Р—/-диаграммы
различных промышленных объектов и жилых зданий позволяют
определить так называемые безопасные расстояния. При этом
необходимо еще раз подчеркнуть, что сложные промышленные
объекты могут иметь конструктивные элементы с существенно
различными Р—/-диаграммами, и одна и та же взрывная вол-
на может воздействовать, например, на стены здания в им-
пульсном режиме, а на остекление — в квазистатическом с
существенно различным конечным результатом для них. В не-
котором отношении человека тоже можно отнести к сложной
механической системе и характеризовать семейством Р—/-диа-
грамм. В результате взаимодействия со взрывной волной че-
ловек как механическая система может либо полностью «раз-
рушиться» (летальный исход), либо претерпеть «частичные
разрушения» (получить травмы, потерять слух), либо оказаться
неповрежденным.
Итак, возможность детонации крупного газового облака в
открытом пространстве представляет собой угрозу для близле-
жащих промышленных предприятий и населенных пунктов.
Однако, как отмечалось раньше, вероятность случайной дето-
нации облака, в том числе и самопроизвольный переход дефла-
грационного горения в детонацию, весьма невелика, и в боль-
шинстве случаев сгорание газовых облаков в открытом прост-
ранстве происходит в дефлаграционном режиме. Такое сгорание,
если оно даже существенно ускоряется турбулентностью, не
может создать взрывной волны, что качественно изменяет ха-
рактер воздействия на окружающие объекты. В качестве
основного разрушительного фактора в данном случае служит
скоростной напор газов, движущихся впереди фронта пламени
246
в результате расширения продуктов сгорания. Для оценки ве-
личины этого скоростного напора можно решать задачу в гид-
родинамической постановке, т. е. пренебрегая изменением плот-
ности газов впереди фронта пламени.
Если пламя распространяется от точечного источника зажи-
гания в неограниченном пространстве, то оно имеет форму,
близкую к сфере радиуса г, который непрерывно увеличивается
по закону
г =
где и — нормальная скорость пламени; е — степень расширения газов при сго-
рании; % — коэффициент искривления фронта пламени; t — текущее значение
времени, отсчитываемое от момента зажигания.
Расширение газов при сгорании приводит к тому, что вбли-
зи фронта пламени горючий газ движется со скоростью
Vo = (8 — 1)х«.
В произвольной точке М на расстоянии х от точки поджога
скорость газа можно выразить
Vx = t>o (r3/x3) = %и(е — 1) (exut/x)1.
При этом следует заметить, что точка М не обязательно долж-
на находиться внутри горючего газового облака; это произволь-
ная точка пространства. Однако важно, чтобы существовал
замкнутый фронт пламени, т. е. чтобы очаг пламени полностью
находился внутри горящего облака.
Таким образом, масса в точке М в процессе увеличения раз-
мера очага пламени обдувается нарастающим потоком газа.
Если точка М все же находится внутри газового облака, то
увеличение скорости газов в этой точке по приведенному зако-
ну кубической параболы наблюдается до тех пор, пока в точке
М приблизится фронт пламени. Это произойдет в момент вре-
мени k=x/e%u; скорость газа при этом достигнет максималь-
ного значения vq =(е—1)уи, которое не зависит от х, а следо-
вательно, и от размеров очага пламени. В момент tx скорость
газа падает до нуля и остается такой в течение всего осталь-
ного времени сгорания газового облака.
Если в точке М, т. е. на расстоянии х от точки зажигания
газового облака, расположен какой-либо объект, то на него
воздействует скоростной напор
ДР = ро?/2 = (р/2) [х«(в-1) (ех«//х)’Р,
где р —плотность холодных газов (не продуктов сгорания).
Это уравнение в случае необходимости позволяет вычислить
и величину импульса давления.
247
Скоростной напор достигает максимума, когда фронт пла-
мени подходит непосредственно к данному объекту. При этом
Дртах = х2«2(е — 1) 2р/2.
Поскольку е, и и р можно считать физико-химическими кон-
стантами газа, то основным параметром, определяющим ре-
зультат воздействия на объект, следует считать коэффициент
%, который в свою очередь в большей мере зависит от характе-
ра препятствий на пути фронта пламени, например, решеток,
деревьев, несущих этажерок для наружного размещения обо-
рудования и др. Этим, по-видимому, и можно объяснить, что
последствия взрывов больших газовых облаков в открытом
пространстве столь различны: они во многом определяются
«местными условиями».
Из литературы известно, что видимая скорость дефлагра-
ционного пламени в открытом пространстве может достигать
250 м/с. Если для пламен предельных углеводородов принять
ц«0,4 м/с и е«6, то можно получить, что х> 100. Если по
этим значениям параметров пламени, приняв р=1,3 кг/м3, оп-
ределить скоростной напор, ТО МОЖНО получить APrnax ~ 26 кПа,
что уже может вызвать значительные повреждения зданий и
сооружений.
Характер воздействия на объекты скоростного напора газов,
вызванного горением больших газовых облаков, такой же, как
и при воздействии так называемой ветровой нагрузки. Методи-
ки расчетов различных объектов на ветровую нагрузку доста-
точно хорошо разработаны и широко известны. Говоря об ана-
логии этих двух факторов, следует обратить внимание на воз-
можность их совместного воздействия. Практически это озна-
чает, что объект оказывается подверженным суммарному воз-
действию скоростных напоров от ветра и от дефлаграционного
пламени, что вносит еще один элемент случайности к множе-
ству других.
Учитывая малую вероятность взрывов больших газовых об-
лаков на территории предприятий, вряд ли целесообразно тре-
бовать, чтобы все здания и сооружения были устойчивы к их
воздействию, хотя в некоторых случаях это может оказаться
необходимым. Это может относиться, в частности, к объектам,
разрушение которых чревато дальнейшим катастрофическим
развитием аварий, например, к резервуарам с большим коли-
чеством горючих или ядовитых веществ.
В заключение следует отметить, что по мере развития науч-
но-технического прогресса вопросы безопасности производств
и, в частности, вопросы взрывобезопасности приобретают все
248
большее значение, можно сказать, что они имеют четко выра-
женный глобальный характер. Многие, казалось бы, совершен-
но различные проблемы общемирового значения, например
проблемы ядерного разоружения и экологии, в значительной
мере смыкаются, становясь лишь различными аспектами единой
общецивилизованной проблемы — проблемы выживания. В та-
ком контексте вопросы взрывобезопасности тоже могут рас-
сматриваться как одна из составных частей проблем экологии.
Взрывы на производствах часто приводят не только к немед-
ленной гибели или увечью людей, оказавшихся в опасной зоне,
но и имеют определенные экологические последствия.
Наиболее ярким этому доказательством может служить
Чернобыльская трагедия, начавшаяся с обычного (не ядерного)
взрыва. Большое число взрывов на промышленных предприя-
тиях, частота которых во всем мире неуклонно растет, хотя и
имеют несоизмеримо менее катастрофичные последствия, но вно-
сят весомый вклад в нарушение экологической обстановки на
Земле. В связи с этим борьба со взрывами в промышленности,
вред от которых приобретает глобальный характер, должна
вестись на международном уровне. И действительно, даже не
говоря о деятельности специальных международных организа-
ций, следует подчеркнуть важность разработки международных
стандартов по вопросам техники безопасности. Например,
в странах, входящих в Совет Экономической Взаимопомощи
(СЭВ), действует стандарт СТ СЭВ 3517—81 «Взрывобезопас-
ность. Общие требования», устанавливающий единый методо-
логический подход к вопросам взрывопредупреждения и взры-
возащиты. Применение таких единых нормативно-технических
документов не только создает благоприятные предпосылки для
принятия коллективных мер, направленных на снижение опас-
ности многих производств, но и облегчает торговый обмен
между странами оборудованием и технологиями.
Общая политика сообщества стран Европейского Экономиче-
ского Совета (ЕЭС) в области обеспечения безопасности хими-
ческих и других аналогичных производств изложена в их сов-
местной директиве 82/50/ЕЭС «Опасность возникновения круп-
ных аварий в некоторых отраслях промышленности», принятой
на совместном заседании в Дании 24 июня 1982 г. и вступив-
шей в действие с января 1984 г. Директива устанавливает сле-
дующие основные меры безопасности производств:
информация владельца предприятия об используемых в про-
изводстве вредных и взрывоопасных химических веществах;
обучение и оснащение рабочих, занятых на производстве;
составление планов ликвидации последствий аварий;
информация населения и правительства о мерах безопасно-
сти и правилах поведения в случае аварии.
249
Различные инструкции, профессиональная этика, а также
страх перед разорительными юридическими последствиями за-
ставляют компании заниматься анализом риска, связанного с
работой их предприятий. Под риском обычно понимают веро-
ятность опасного события, умноженную на его последствия.
В этой связи уместно подчеркнуть, что методы количественной
оценки степени взрывоопасности производств, основанные на
расчете вероятности взрыва и энергетического потенциала, по-
лучающие в последнее время широкое распространение в на-
шей стране, во многом схожи с оценкой риска, используемой в
развитых капиталистических странах, и базируются по сущест-
ву на одних и тех же идеях. Это не только подтверждает пра-
вильность выбранных направлений, но и создает благоприятные
предпосылки для возможного сотрудничества в дальнейшем.
Заслуживает внимания анализ риска при страховании в про-
мышленности западно-европейских стран, при котором количе-
ственное значение риска используется при определении страхо-
вой суммы. Такая система страхования позволяет управлять
уровнем риска в промышленности. Страхование может распро-
страняться на различные виды риска, характеризуемые разны-
ми видами опасностей, в том числе и крупными промышленны-
ми взрывами. Предприятие может застраховаться от незначи-
тельных, но очень частых аварий, или, наоборот, от редких, но
роковых случаев. Основной принцип страхования заключается
в том, что в случае аварии предприятию гарантируется возме-
щение всех финансовых потерь, поэтому все потери, т. е. риск,
должны быть выражены в денежных единицах.
Таким образом, чем с большим риском связано то или иное
производство, тем больше должна быть страховая сумма и,
следовательно, размер страхового взноса. Именно это и явля-
ется главным побудителем, заставляющим предприятие макси-
мально уменьшать риск, применяя различные организационные
и технические меры предупреждения аварий или уменьшения
их масштабов и тяжести последствий.
В процессе переговоров руководства предприятия со страхо-
вым агентом о размере страховой суммы могут быть сразу же
выявлены и немедленно внедрены наиболее эффективные ор-
ганизационные и технические меры повышения безопасности
производства с тем, чтобы уменьшить риск и страховую сумму.
При этом имеется в виду, что и руководство предприятия и
страховой агент хорошо владеют методикой оценки риска.
В некоторых случаях предприятие может отклонить предложе-
ние страхового агента по внедрению предложенного им усовер-
шенствования, если затраты на его внедрение не окупаются
экономией страховой суммы. Описанная система страхования,
являющаяся одновременно и системой экономического управле-
ния вопросами безопасности промышленных производств, за-
250
служивает тщательного изучения и применения в нашей стране
с учетом особенностей социалистической системы хозяйство-
вания.
Большое значение для постоянного совершенствования ор-
ганизационных и технических мер взрывопредупреждения и
взрывозащиты имеют сбор и анализ банка данных об авариях,
происшедших в нашей стране и во всем мире. Обрабатывая эти
данные, можно уточнять вероятностные оценки различных ава-
рийных ситуаций, а также совершенствовать сами методы ве-
роятностных оценок. Однако при этом не следует переоценивать
значение данных об авариях, происшедших в прошлом, для
прогнозирования возможных аварий и их последствий в буду-
щем, так как, во-первых, техника и технология на производстве
находятся в постоянном развитии, и, во-вторых, вероятностные
модели основываются на законе устойчивости частоты массовых
событий, а «экзотические» события, к которым относятся наибо-
лее крупные катастрофы, не являются массовыми; скорее всего,
они являются следствием «дикого» стечения многих невероятных
случайностей. Производственный риск в расчете на крупные
катастрофы будет более достоверен, насколько в данном случае
вообще уместно говорить о достоверности, если его оценить
построением логического дерева событий, приводящих к
аварии.
библиографический список
1. Розловский А. И. Ж. физ. хим. 1972. Т. 46. № 6. С. 1607—1608.
2. Розловский 4. И. Основы техники безопасности при работе с горючими
газами и парами. М.: Химия, 1980. 376 с.
3. Зельдович Я. Б., Баренблатт Г. И., Либрович В. Б., Махвиладзе Г. М.
Математическая теория горения и взрыва. М.: Наука, 1980, 478 с.
4. Ксандопуло Г. И. Химия пламени. М.: Химия. 1980. 256 с.
5. Аввакумов А. М.//В кн.: Исследование процессов неустойчивого горения.
Чувашский университет. Чебоксары. 1984. С. 6—13.
6. КуАагаи С. Горение: Пер. с японск. М.: Химия, 1979. 256 с.
7. Водяник В. И. Взрывозащита технологического оборудования. М.: Техни-
ка. 1979. 190 с.
8. Водяник В. И., Тараканов С. В.//Физика горения и взрыва. 1985. № 1.
С. 49—53.
9. Мишуев А. В.//Химическая физика процессов горения и взрыва. Горение
гетерогенных и газовых систем. Материалы VIII Всесоюзного симпозиума
по горению и взрыву. Черноголовка. 1986. С. 51—55.
10. Городинский С. В., Водяник В. И., Бобков А. С., Дронова В. М. Обзорная
информация. Серия «Техника безопасности». М.: НИИТЭХИМ. 1988. 35 с.
11. Городинский С. В., Водяник В. И., Проничева Н. М., Бобков А. С. Экс-
пресс-информация. Серия «Техника безопасности». М.: НИИТЭХИМ, 1986.
8 с.
12. Бабкин В. С., Бунев В. А., Коржавин А. А.//Материалы VI Всесоюзного
симпозиума по горению и взрыву. Горение газов и натуральных топлив.
Алма-Ата. 1980. С. 87—89.
13. Лямин Г. А., Пинаев А. В.//Физика горения и взрыва. 1986. № 5. С. 64—
70.
14. Руководящий технический материал. Устройства предохранительные с раз-
рушающейся мембраной. РТМ 6-28-009—82. Северодонецк. ВНИИТБХП.
1982. 104 с.
15. Стрельчук Н. А., Мишуев А. В., Никитин А. Г., Орахелашвили Н. Г./Физика
горения и взрыва. 1984. № 1. С. 65—69.
16. Ложкин В. А., Павлов Н. Б., Пименов А. В., Русак Ф. А. Предохранитель-
ное устройство. А. с. СССР № 464742//Открытия, изобр. промышл. образ-
цы, товарные знаки. 1975. № И. С. 97.
17. Гурьянов В. П., Евтюгин А. Г., Зайденштейн Ф. А., Ибрагимов Р. Ф.
Быстродействующий вакуумный клапан с разрушаемой диафрагмой.
А. с. СССР № 464743//Открытия, изобр. промышл. образцы, товарные зна-
ки. 1975. № 11. С. 97.
18. Шелюк И. П., Водяник В. И., Малахов Н. Н. Мембранный предохранитель-
ный клапан. А. с. СССР № 651167//Открытия, изобр. промышл. образцы,
товарные знаки. 1979. № 9. С. 160.
19. Ольховский П. Е. Предохранительные мембраны. М.: Химия. 1976. 152 с.
20. Экспресс-информация. Серия «Техника безопасности в химической про-
мышленности». М.: НИИТЭХИМ. 1978. вып. 2. 8 с.
21. Канэ А. Б. Борьба со взрывами в картерах судовых дизелей. Л.: Судо-
строение. 1969. 000 с.
22. Взрывные клапаны для защиты технологического оборудования. Водя-
ник В. И., Полтавский В. Т., Локшин Ю. X., Шелюк И. П., Смирнов Г. Г.,
Никифоров М. П. Обзорная информация. Серия «Техника безопасности»
М., НИИТЭХИМ, 1983, 18 с.
23. Альбом типовых конструкций взрывных клапанов. Северодонецк-
ВНИИТБХП. 1985. 32 с.
24. Пожаровзрывоопасные свойства химических веществ. Экспресс-информа-
ция. М.: НИИТЭХИМ. 1971—1986. Вып. 1—6.
252
25. Горев В. А., Федотов В. //.//Физика горения и взрыва. 1986. № 6. С. 79—
83.
26. ГОСТ 12.1.044—84 (СТ СЭВ 1495—79). Пожаровзрывоопасность веществ
н материалов. Номенклатура показателен и методы их определения.
27. Кондратьева Т. Ф. Предохранительные клапаны. Л.: Машиностроение.
1976. 232 с.
28. Идельчик И. К. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М.: Маши-
ностроение, 1975. 559 с.
29. Некрасов В. П., Мешман Л. М., Мольков В. В.//Безопасность труда в про-
мышленности. 1983. № 5. С. 38—39.
30. Бартльме Ф. Газодинамика горения: Пер. с нем. М.: Энергоиздат. 1981.
280 с.
31. Стрижевский И. И., Заказное В. Ф. Промышленные огнепреградители. М.:
Химия. 1974. 320 с.
32. Стрижевский И. И., Заказное В. В., Федичев Е. Н. и др.//Огнепрегради-
тель. А. с. СССР № 235670//Огкрытия, изобр. промышл. образцы, товар-
ные знаки. 1969. № 6. С. 5.
33. Гликин М. А., Битоцкий В. К, Крошкина О. Г., Савицкая Л. М.//Огне-
преградитель. А. с. СССР № 588986//Открытия, изобр. промышл. образцы,
товарные знаки. 1978. № 3. С. 12.
34. Крошкина О. Г., Битюцкий В. К-, Гликин М. А. Огнепреградители для
быстрогорящих и кристаллизующихся сред. Обзорная информация. М.:
НИИТЭХИМ. 1982. 18 с.
35. Стрижевский И. И., Эльпатанов А. И. Огнепреградитель для взрывозащи-
ты газовых трактов автоматических газоанализаторов. Тезисы докладов на
Всесоюзной конференции «Состояние и перспективы развития аналитиче-
ского приборостроения до 1985 года». Тула. Ноябрь, 1975 г.
36. Кудров Г. А., Любимов Ю. А., Казаков В. С., Синицын А. Н. Огнепрегра-
дителъ. А. с. СССР № 980731//Открытия, изобр. промышл. образцы, товар-
ные знаки. 1982. № 46. С. 45.
37. Лыкова А. В., Сергеев Г. Т., Шабалин Н. И., Мозолевская А. Н. Огне-
преградитель. А. с. СССР № 1294350//Открытия, изобр. 1987. № 9. С. 12.
38. Стрижевский И. И., Федотов В. Г, Битюцкий В. К. Огнепреградитель.
А. с. СССР № 990238//Открытия, изобр. 1983, № 3. С. 24.
39. Руководящий технический материал РТМ 6-30-003—75. Огнепреградители
ацетиленовые. Северодонецк. ВНИИТБХП. 1975. 19 с.
40. Руководящий технический материал РТМ 6-30-006—76. Огнепреградители
общепромышленные. Северодонецк. ВНИИТБХП. 1977. 42 с.
41. Стрижевский И. И., Заказное В. Ф., Гаврилин В. П. и др. Огнепрегради-
тель. А. с, СССР № 511954//Открытия, изобр. промышл. образцы, товар-
ные знаки. 1976. № 16. С. 19.
42. Гликин М. А.. Битюцкий В. К., Пискунов Б. Г. и др. Устройство для пред-
отвращения распространения пламени в трубопроводе. А. с. СССР
№ 403411//Открытия, изобр. промышл. образцы, товарные- знаки. 1973.
№ 43. С. 13.
43. Грановский 3. А., Битоцкий В. К, Гудкович В. Н. и др. Способ взрыво-
защиты при эксплуатации систем транспортировки газов и пылегазовых
смесей. А. с. СССР № 1284561//Открытия. изобр. 1987. № 3. С. 20.
44. Попов Б. Г., Бондарь В. А., Харакоз В. В., Ничумова С. П. Огнепрегради-
тель. А. с. СССР № 730359//Открытия, изобр. промышл. образцы, товар-
ные знаки. 1980. № 16. С. 13.
45. Рыбкин А. П., Гуревич Л. М., Ковалевский В. А. и 5р.//Пламегасящее
предохранительное устройство. А. с. СССР. № 1029964// Открытия, изобр.
1983. Jr? 27. С. 28.
46. Саламандра Г. Д., Майоров Н. Я.//С6. трудов ВНИИПО «Горючесть ве-
ществ и химические средства пожаротушения». 1979. Вып. 6. С. 30—36.
47. Бабкин В. С., Бадалян А. М. Способ гашения пламени в газовых смесях
253
и устройство для его осуществления. А. с. СССР № 736988//Открытия,
изобр. промышл. образцы, товарные знаки. 1980. № 20. С. 24,
48. Бабкин В. С., Потытняков С. Й.,Лаевский Ю. М., Дробышевич В. И.//В кн.:
Пожарная профилактика. М.: ВНИИПО. 1982. С. 111—114.
49. Евланов С. Ф. В кн.: Пожаротушение. М.: ВНИИПО. 1983. С. 18—25.
50. Мошкович Е. Б.//ЖВХО им. Д. И. Менделеева. 1985. № 1. С. 81—83.
51. Стрижевский И. И., Мошкович Е. Б., Федотов В. Г. Гидрозатвор-огне-
преградитель. А. с. СССР № 1114847//0ткрытия, изобретения. 1984. № 35.
С 92.
52. Пат. ФРГ № 1494777.
53. Гольденберг Е. Н. Жидкостный огнепреградитель. А. с. СССР № 936937//
Открытия, изобр. промышл. образцы, товарные знаки. 1982. № 23. С. 19.
54. Пат. ФРГ № 1429089.
55. Пат. ЧССР № 134018.
56. Заявка Великобритании № 2031557.
57. Насонов В. В., Колотушкин В. В.//Безопасность труда в промышленности.
1983. № 12. С. 35—36.
58. Крикунов Г. Н„ Насонов В. В., Потапов А. Ю. и др. Преградитель взрыв-
ного горения газов. А. с. СССР № Ю97347//Огкрытия, изобр. 1984. № 22.
С. 25.
59. Грановский Э. А., Махлин В. А., Водяник В. //.//Теоретические основы
химической технологии. 1984. Т. XVIII. № 5. С. 688—690.
60. Лакатош О. В., Потапов А. Ю. Быстродействующий отсекатель для газов.
А. с. СССР № 1235505//Открытия, изобр. 1986. № 21. С. 11.
61. Bartknecht №.//Maschienenmarkt. 1980. Bd. 86. N 58. S. 1133—1136.
62. Абдурагимов И. M., Агафонов В. В., Баратов А. Н., Румянцев В. С.//Фи-
эика горения и взрыва. 1983. № 4. С. 39—42.
63. Ковальчук Р. М„ Водяник В. И., Кожушков Н. П. Быстродействующие от-
секающие устройства для локализации взрывов. Обзорная информация.
М.: НИИТЭХИМ. 1976. 24 с.
64. Водяник В. И., Ковалев В. А., Кожушков Н. П., Ковальчук Р. М. Запорный
клапан. А. с. СССР № 449439//Открытия, изобр. промышл. образцы, то-
варные знаки. 1976. № 2. С. 105.
65. Moore Р. Е., Diag F. I. Industrial Explosion Suppression Design Criteria
and System Performance. 1st Int. Colloq. Exposibil. Dusts. Baranow. 8—
10 Nov., 1984. Book Pap. Pt. I. Warszawa. 1984. P. 137—149.
66. Черепанов В. H. Бромфреоны. Получение, свойства, применение. Обзорная
информация. Серия «Прикладная химия». М.: НИИТЭХИМ, 1982. 42 с.
67. Азатян В. В. ЖВХО им. Д. И. Менделеева. 1985. № 1. С. 4—12.
68. Баратов А. Н. Применение ингибиторов горения для пожаротушения.
ЖВХО им. Д. И. Менделеева, 1985. № 1. С. 13—20.
69. Надубов В. А., Баратов А. Н. Материалы II Всесоюзной научно-техниче-
ской конференции «Проблемы горения и тушения». Ч. II «Пожарная тех-
ника и тушение пожаров». М.: ВНИИПО. 1974. С. 56—69.
70. Тодес О. М., Абдурагимов И. М., Гольцикер А. Д. и др. Там же. С. 3—10.
71. Справочник химика. Л.: Химия. 1971. Т. 1. 1071 с.
72. Абдурагимов И. М. ЖВХО им. Д. И. Менделеева, 1974. № 5. С. 489—
499.
73. Theimer О. F..//Die Miihle-Mischfuttertechnik. 1973. Н. 51/52. S. 835—837.
74. Moore Р. E.//Physics in Technology. 1979. V. 5. P. 202—207.
75. Kronman C.//Australian Chemical Engineering. 1974. V. 15. N 10. P. 27—33.
76. Moore P. E.//Fire. Int. 1982. N 77. P. 26—32.
77. Севриков В. В. Автономная автоматическая противопожарная защита про-
мышленных сооружений. Киев — Донецк. Вища школа. 1979. 188 с.
78. Захметов В. Д.//Уголь Украины. 1984. № 12. С. 35—36.
79. Захматов В. Д., Дьяков В. В., Сагидуллин Г. Г. и др. Противопожарное
устройство. А. с. СССР № 1266549//Открытия, изобретения. 1986. № 40.
С. 16.
АНАЛИТИЧЕСКИЕ ФИЛЬТРЫ АЭРОЗОЛЬНЫЕ
СОРБИРУЮЩИЕ АФАС
АФАС помогут Вам определить в воздушной среде
аэрозольные и газообразные примеси:
радиоактивных и токсичных аэрозолей и паров
в воздухе рабочей зоны производственных и
жилых помещений;
проконтролировать вентиляционные и техноло-
гические воздушные выбросы;
оценить работу газоочистной аппаратуры и
средств индивидуальной защиты органов ды-
хания.
Разные типы фильтров АФАС помогут Вам опреде-
лить концентрацию аэрозолей и паров;
АФАС-И — йода;
АФАС-Р — ртути;
АФАС-У — органических и других летучих ве-
ществ.
Рабочим элементом АФАС служит сорбционно-фильт-
рующий материал, изготовляемый на основе фильт-
рующего материала и тонкодисперсных сорбентов.
АФАС обладают одновременно высокими фильтрую-
щими свойствами по отношению к аэрозолям и вы-
сокой кинетикой сорбции по отношению к газообраз-
ным веществам.
АФАС выпускаются в виде круглых дисков размером
3, 10 и 20 см2.
Контактная организация — 103064, Москва, ул. Обу-
ха, 10.
Разработчик —НИФХИ им. Л. Я. Карпова.
Тел. 227-00-14, доб. 21-66
(Борисов Н. Б.)
Производственное издание
ВОДЯНИК
Виктор Иванович
ВЗРЫВОЗАЩИТА
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО
ОБОРУДОВАНИЯ
Редактор
Л. В. Швыркова
Художник
С. С. Водчиц
Художественный редактор
Л. А. Леонтьева
Технический редактор
Е. Н. Крумштейн
Корректор
М. А. Ивлиева
ИБ № 2415
Сдано в набор 18.10.90. Подп. в печать 08.01.91. Формат
6ОХ9О'/|<з. Бумага офс. № 2. Гарнитура Литературная. Печать
высокая. Усл. печ. л. 16,0. Уел. кр.-отт. 16,0. Уч.-нзд. л.
16,88. Тираж 5900 экз. Заказ 566. Цена 1 р. 40 к.
Ордена «Знак Почета» издательство «Химия»
107076, Москва, Стромынка, 21. корп, 2.
Московская типография № 11 Государственного
комитета СССР по печати.
113105, Москва, Нагатинская ул., д. 1.