авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |
-- [ Страница 1 ] --

ГОСУДАРСТВЕННАЯ СЛУЖБА УКРАИНЫ ПО ЧРЕЗВЫЧАЙНЫМ СИТУАЦИЯМ

НАЦИОНАЛЬНЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ГРАЖДАНСКОЙ ЗАЩИТЫ УКРАИНЫ

ISSN 2304-6112

ПРОБЛЕМЫ ПОЖАРНОЙ

БЕЗОПАСНОСТИ

Выпуск 34

Свидетельство о государственной регистрации

печатного средства массовой информации

серия КВ № 16673-5245 ПР, выдано

Министерством юстиции Украины 28.05.2010 года Утверждено к печати ученым советом НУГЗ Украины (протокол № 2 от 21.11.2013г.) Харьков НУГЗУ – 2013 УДК 621.3 + 614.8 + 614.84 + 614.844.2 + 614.842 + 614.841 + 614.841.12 + 551.51 + 536.46 + 521.633 + 331.436 Проблемы пожарной безопасности. – Харьков: НУГЗУ, 2013. – Вып. 34. – 198с.

Издание основано в 1997 году. Включено в Перечень научных специализированных изданий Украины (постановление № 1-05/3 от 14.04.2010г.).

Представлены результаты научных исследований в области пожарной безопасности. Рассматриваются организационно-технические аспекты совершенствования пожарной безопасности, отражающие современные методы повышения эффективности противопожарной защиты и тенденции развития научных исследований в данной области.

Материалы предназначены для инженерно-технических работников пожарной охраны, научно-педагогического персонала, адъюнктов, слушателей и курсантов пожарно-технических учебных заведений.

Ил. – 69, табл. – 19.

РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: д-р техн. наук, проф. Ю.А. Абрамов (отв. ред.), д-р техн. наук, проф. В.А. Андронов, д-р техн. наук, проф.

А.Е. Басманов, д-р техн. наук, с.н.с. Ю.П. Ключка, д-р техн. наук, проф.

В.М. Комяк, д-р техн. наук, проф. В.И. Кривцова, д-р техн. наук, проф.

Л.Н. Куценко, д-р техн. наук, проф. А.Н. Ларин, д-р техн. наук, проф.

Э.Е. Прохач, д-р хим. наук, проф. В.Д. Калугин, д-р техн. наук, с.н.с.

А.Н. Соболь, д-р техн. наук, с.н.с. А.А. Тарасенко.

Рецензенты: д-р техн. наук, проф. О.Н. Фоменко, д-р техн. наук, проф. О.Г. Руденко.

Видання засноване у 1997 році. Включене до Переліку наукових фахових видань України (постанова № 1-05/3 від 14.04.2010р.).

Наведені результати наукових досліджень у галузі пожежної безпеки. Розглядаються організаційно-технічні аспекти вдосконалення пожежної безпеки, що відображають сучасні методи підвищення ефективності протипожежного захисту та тенденції розвитку наукових досліджень в даній галузі.

Матеріали призначені для інженерно-технічних робітників пожежної охорони, науково-педагогічного персоналу, ад’юнктів, слухачів та курсантів пожежно-технічних навчальних закладів.

© Національний університет цивільного захисту України, Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua УДК 614. Ю.А. Абрамов, д.т.н., гл. научн. сотр., НУГЗУ, В.М. Гвоздь, к.т.н., нач. У ГСЧСУ в Черкасской обл., Е.А. Тищенко, к.т.н., доцент, АПБ им. Героев Чернобыля МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ВРЕМЕНИ ТУШЕНИЯ ПОЖАРОВ КЛАССА В РАСПЫЛЕННОЙ ВОДОЙ Рассмотрены методы определения времени тушения пожара распы ленной водой и приведены рекомендации по их выбору.

Ключевые слова: тушение пожара, распыленная вода, время туше ния.

Постановка проблемы. Одним из эффективных методов туше ния пожаров класса В является метод, основанный на использование распыленной воды. Проектирование автоматических систем пожаро тушения, реализующих этот метод, предполагает получение априор ных оценок ее основных характеристик, в частности, времени туше ния пожара.

Анализ последних исследований и публикаций. Как правило, определение времени тушения пожаров класса В распыленной водой основано на использовании эмпирических зависимостей. Примером может служить работа [1]. Недостатком такого подхода является то обстоятельство, что эта эмпирическая зависимость справедлива лишь для условий, применительно к которым она была получена. Извесны и другие эмпирические зависимости для определения времени тушения, полученные В.П. Аксеновым, В.М. Ратко, В.В. Гришиным, Е.Н. Па ниным и др.

В [2] путем решения алгебраического уравнения баланса тепла на поверхности горящей жидкости получена зависимость времени ее тушения от ряда параметров. Однако эта зависимость носит чисто ил люстративный характер и практически не используется, что обуслов лено проблематичностью определения исходных данных. В [3] с ис пользованием решений нестационарного уравнения теплопроводности получены номограммы для определения времени тушения пожара класса В распыленной водой, а также упрощенное выражение для оценки этого времени с использованием приближенных выражений для решений уравнения теплопроводности. В этой же работе пред ставлены варианты имитационных моделей систем автоматического пожаротушения распыленной водой, которые позволяют получать оценки времени тушения.

Открытым остается вопрос выбора метода для определения времени тушения пожара распыленной водой.

Методы определения времени тушения пожаров класса В распыленной водой Сборник научных трудов. Выпуск 34, Постановка задачи и ее решение. Целью работы является оп ределение времени тушения пожара класса В распыленной водой.

Процесс тушения пожара класса В распыленной водой в первом приближении описывается уравнением 2T T T = a 2 + t x x (1) с начальным и граничным условиями T (0, t ) T ( x, o) = Tk ;

= IrK ;

(2) x где T, TK – температура жидкости и ее кипения соответственно;

a, – коэффициенты температуропроводности и теплоемкости жидкости соответственно;

– скорость выгорания жидкости;

r, K – теплота ис парения и коэффициент использования воды соответственно;

I – ин тенсивность подачи воды.

Вводя безразмерные переменные = 2 a 1t ;

z = a 1 x;

= (Tk T )(Tk T0 )1, (3) где T0 – температура окружающей среды, при I=const с использовани ем интегрального преобразования Лапласа для горящей поверхности жидкости получим ( ) IraK exp ( 0,25 ) (1 + 0,5 )erfc 0,5. (4) ( ) = 1 + (TK T0 ) Время тушения пожара определяется решением уравнения TK TT (TK T0 )( T ) = 0, (5) где TТ – температура тушения жидкости.

Следует отметить, что решение уравнения (5) возможно графи чески или численно.

Аналитический метод определения времени тушения горящей жидкости предполагает аппроксимацию выражения (4) более простой функцией. В [3] показано, что в качестве такой функции может быть использовано выражение ( ) 1 ( ) = A[1 exp( 1,3875 )], (6) Ю.А. Абрамов, В.М. Гвоздь, Е.А. Тищенко Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua где IraK A=.

(Tk T0 ) (7) Время тушения T пожара в этом случае определяется уравне нием A[1 exp( 1,3875 )] T = 0, (8) где T = (TK TT )(TK T0 )1. (9) Из (8) следует, что T = 0,72 ln(1 T A1 ). (10) Если учесть, что = есть массовая скорость выгорания жид кости, где – плотность жидкости, то с учетом (3) время тушения пожара класса В распыленной водой будет определяться выражением c(TK T0 ) 0,72a tT = ln 1 (11).

2 IrK В этом выражении с – теплоемкость жидкости.

Использование кибернетических подходов к процессу тушения позволяет распространить методы имитационного моделирования для определения времени тушения пожара. Такой метод определения вре мени T основан на представлении функции ( ) (см. (4)) в виде су перпозиции экспоненциальных функций, т.е.

( ) 2 ( ) = А1 i exp( i ), (12) i =1 где 1 = 0,23;

2 = 0,47;

3 = 0,3;

1 = 0,38;

2 = 1,36;

3 = 21,56.

Вследствие того, что функции ( ), 1 ( ), 2 ( ) по смыслу явля ются переходными функциями объекта управления, которым служит пожар класса В при его тушении распыленной водой, то можно запи сать выражение для передаточной функции этого объекта в виде d ( ) arK i ( p + i )1, W ( ) = I 1L 2 = (13) d (TK T0 ) i = 1 = 0,087;

2 = 0,639;

3 = 6,468;

1 = 0,38;

2 = 1,36;

3 = 21,56 ;

где Методы определения времени тушения пожаров класса В распыленной водой Сборник научных трудов. Выпуск 34, L – оператор интегрального преобразования Лапласа.

Тогда процесс тушения такого пожара распыленной водой мож но представить в виде структурно-динамической схемы, изображен ной на рис. 1.

Рис. 1. Структурно-динамическая схема процесса тушения пожара С использованием пакета визуального программирования Simulink системы Matlab построена имитационная модель процесса тушения пожара класса В распыленной водой [4], исходным материа лом для которой является структурно-динамическая схема, изобра женная на рис. 1.

На рис. 2 приведена схема имитационной модели, которая учиты вает инерционные свойства системы пожаротушения (с помощью блока Transfer Fcn). Время тушения отображается на экране блока Display.

Рис. 2. Схема имитационной модели процесса тушения пожара На рис. 3 приведен пример зависимости 2 ( ) для случая, когда имеет место тушения дизельного топлива «Л» распыленной водой с ин тенсивностью ее подачи I = 0,01 кг. Время тушения T определяется м с точкой пересечения кривой T ( ) и прямой TT = 350K (см. рис. 4). В при мере инерционные свойства системы пожаротушения учитываются эк вивалентной постоянной времени, величина которой равна 10с.

Ю.А. Абрамов, В.М. Гвоздь, Е.А. Тищенко Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua 2 T,K Рис. 3. Зависимость 2 ( ) Рис. 4. К определению вели чины T На рис. 5 приведены зависимости времени тушения пожара класса В распыленной водой для случая, когда в качестве горючей жидкости используется дизельного топлива «1», площадь горения ко торой не превышает нескольких м2. Зависимости полученные для трех методов определения времени тушения, каждый из которых характе рен тем, что в его основе лежит использование переходных функций ( ), 1 ( ) или 2 ( ).

При использовании функции ( ) определяется время T, при использовании функции 1 ( ) – время T 1, а для 2 ( ) – время T 2.

ln T, ln T 1, ln T кг I, м2 с Рис. 5. Зависимость времени тушения пожара от интенсивности пода чи распыленной воды: 1 – ln T 1 ( I ) ;

2 – ln T 2 ( I ) ;

3 – ln T ( I ) Анализ свидетельствует о том, что определение времени туше ния пожара класса В распыленной водой в соответствии с аналитиче ским методом возможно в узком диапазоне изменения величины ин тенсивности подачи воды, который находится в интервале (0,0080,014) кг. При I 0,014 кг этот метод дает сильно завы м с м с Методы определения времени тушения пожаров класса В распыленной водой Сборник научных трудов. Выпуск 34, шено значение времени тушения. Первый и третий методы для кг обеспечивают практически одинаковые оценки для вре I 0, м2 с мени тушения горящей жидкости. При I 0,045 кг метод имитаци м2 с онного моделирования приводит к завышению оценки времени туше ния пожара.

Выводы. Рассмотрены методы определения времени пожара класса В распыленной водой, в основе которых лежит использование переходной функции или ее приближений. Эти методы ориентированы:

– на графическое или численное решение трансцендентного уравнения, включающего точное значение переходной функции объ екта управлении, которым является процесс тушения;

– на аналитическое решение уравнения включающего прибли женное значение переходной функции объекта управления;

– на использование имитационной модели объекта управления, реализованной с помощью пакета Simulink в среде Matlab.

ЛИТЕРАТУРА 1. Герасимов А.А. Тушение пламени нефтепродуктов распылен ной водой / А.А. Герасимов, И.И. Петров, В.И. Реутт // Новые способы и средства тушения пламени нефтепродуктов. – М.: ГТТИ, 1960. – С. 84-98.

2. Кухто А.Н. Зависимость времени тушения от интенсивности подачи воды / А.Н. Кухто, Е.Н. Панин // Пожаротушение. – М.:

ВНИИПО, 1984. – С. 84-93.

3. Садковой В.П. Теоретические основы автоматического туше ния пожаров класса В распыленной водой / В.П. Садковой, Ю.А. Абрамов. – Х.: НУГЗУ, 2010. – 267 с.

4. Абрамов Ю.А. Модели процесса тушения пожара класса В распыленной водой / Ю.А. Абрамов // Надзвичайні ситуації: безпека та захист. – Черкаси, 2013. – С. 184-186.

Ю.О. Абрамов, В.М. Гвоздь, Є.О. Тищенко Методи визначення часу гасіння пожеж класу B розпиленою водою Розглянуто методи визначення часу гасіння пожежі розпиленою водою і наведено рекомендації щодо їх вибору.

Ключові слова: гасіння пожежі, розпорошена вода, час гасіння.

Y.A. Abramov, V.M. Gvozd, Ye.A. Tischenko Methods for determination of time fighting fires of class B sprayed water Discusses methods to determine the time for fire extinguishing water spray and provides recommendations for their choice.

Keywords: fire fighting, water spray, quenching time.

Ю.А. Абрамов, В.М. Гвоздь, Е.А. Тищенко Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua УДК 614. А.А. Антошкин, преподаватель, НУГЗУ МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ЗАДАЧИ РАЗМЕЩЕНИЯ СПРИНКЛЕРНЫХ ОРОСИТЕЛЕЙ УСТАНОВОК ВОДЯНОГО ПОЖАРТОТУШЕНИЯ С УЧЕТОМ ГИДРАВЛИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК СЕТИ (представлено д-ром техн. наук Абрамовым Ю.А.) В работе строится математическая модель задачи размещения спринклерных оросителей установок водяного пожаротушения с уче том геометрических параметров размещения и гидравлических по терь напора в распределительной сети.

Ключевые слова: спринклерный ороситель, схема размещения, по тери напора.

Постановка проблемы. Одним из этапов проектирования уста новок водяного пожаротушения вообще, и спринклерных в частности, является процесс формирования распределительной сети – трассиров ка трубопроводов и расстановка оросителей. Основной задачей на данном этапе является формирование такой сети, при которая обеспе чит защиту каждой точки помещения. При этом стоимость системы должна стремиться к минимуму. Стоимость будет стремиться к мини мум при уменьшении количества оросителей и уменьшении протя женности трубопроводов, упрощении топологии сети, снижении ко личества фасонных частей.

Анализ последних исследований и публикаций. На сегодняш ний день проектирование спринклерных установок пожаротушения, размещение спринклерных оросителей регламентируется требования ми [1, 2]. В этих документах предлагаются схемы размещения ороси телей, сформулированы требования к потерям напора в системах. В работе [3] рассматриваются два варианта схем размещения оросите лей – стандартная и шахматная, и предлагается алгоритм решения за дачи размещения оросителей с использованием «шахматной» схемы.

В работе [4] рассматривается природа возникновения дополнительных ограничений при выборе схемы и размещении спринклерных ороси телей установок водяного пожаротушения.

Постановка задачи и ее решение. Целью работы является по строение математической модели задачи размещения спринклерных оросителей с учетом гидравлических показателей сети и ограниче ниями из [4]. В случае учета только геометрических ограничений за дача рассматривалась как классическая задача покрытия и описыва лась математической моделью вида:

Математическая модель задачи размещения спринклерных оросителей установок водяного пожартотушения с учетом гидравлических характеристик сети Сборник научных трудов. Выпуск 34, n min, (1) max min (t i, p ) R, * (2) iI pP (t i, t j ) 2r, (3) t i P *, I n = {,2,..., n}. (4) В качестве дополнительного фактора, который целесообразно учитывать в математической модели, в работе [4] приводится величи на напора. Уменьшение этой величины приводит к уменьшению за трат на оборудование для автоматической системы пожаротушения, снижению общей стоимости проекта.

Напор в любой точке сети определяется следующим образом:

H n = H n 1 + ( hТР + hСЗП + hМ ), (5) где hТР – потери напора, обусловленные действием сил трения, опре деляются по формуле l n 1n Qn 1 n ;

(6) = hТР k hСЗП – потери напора, обусловленные действием сил земного притя жения (высота подъема жидкости);

hМ – местные потери, определяют ся по формуле Вейсбаха h =. (7) 2g В числе прочих характеристик, которые указываются в паспорте на ороситель, производители приводят диапазон допустимых напоров [ H min ;

H max ]. При напоре на оросителе меньше H min на выходе будет не распыленная вода, а компактные струи воды. А при напоре больше H max может произойти физическое разрушение оросителя.

Оптимизируя структуру распределительной сети, наряду с уменьшением количества оросителей, необходимо уменьшать напор на оросителях в заданных пределах. Тогда математическая модель (1) (4) будет дополнена следующими выражениями:

H min, (8) H min H H max. (9) А.А. Антошкин Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua Выводы. При моделировании задачи размещения спринклерных оросителей систем водяного пожаротушения необходимо учитывать не только геометрические параметры размещения, но и гидравлические параметры сети. Это позволит снизить общую стоимость проекта.

ЛИТЕРАТУРА 1. Системи протипожежного захисту/ ДП «Украхбудінформ»:

ДБН В.2.5–56–2010. – [Чинний від 01-10-2011]. – К.: Мінрегіонбуд України, 2011. – 137 с. – (Національний стандарт України).

2. Стаціонарні системи пожежогасіння. Автоматичні спринкле рні системи – Проектування, монтування та технічне обслуговування (EN 12845:2004+А2:2009, IDT): ДСТУ Б EN 12845:2011. – [Чинний від 2012-06-01]. – К.: Мінрегіон України, 2012. – 219 с. – (Національний стандарт України).

3. Бондаренко С.Н. Формализация методики размещения сприн клерных оросителей по шахматной схеме/ С.Н. Бондаренко, М.А. Дрога // Проблемы пожарной безопасности.– 2012. – №32.– С. 26-31.

4. Антошкин А.А. Выбор схемы размещения спринклерных оро сителей, как этап решения задачи покрытия с дополнительными огра ничениями/ А.А. Антошкин // Проблемы пожарной безопасности. – 2013. – №33.– С. 9-12.

О.А. Антошкін Математична модель задачі розміщення спринклерних зрошувачів установок водяного пожежогасіння з урахуванням гідравлічних характерис тик мережі В роботі будується математична модель задачі розміщення спринклерних зрошувачів установок водяного пожежогасіння з урахуванням геометричних па раметрів розміщення і гідравлічних втрат напору в розподільній мережі.

Ключові слова: спринклерний зрошувач, схема розміщення, втрати напору.

O.A. Antoshkin Selecting of the scheme of sprinklers placement, as a step to the solution of a task of the coating with additional restrictions In the work we construct a mathematical model of the problem of accommoda tion of sprinkler installations of fire extinguishing in view of geometrical parameters and hydraulic pressure losses in the distribution network.

Keywords: sprinkler, scheme of location, the loss of pressure.

Математическая модель задачи размещения спринклерных оросителей установок водяного пожартотушения с учетом гидравлических характеристик сети Сборник научных трудов. Выпуск 34, УДК 614. К.А. Афанасенко, преподаватель, НУГЗУ, П.А. Билым, к.х.н., доцент, доцент каф., ХНАГХ, А.П. Михайлюк, к.х.н., доцент, профессор каф., НУГЗУ СНИЖЕНИЕ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ПОЖАРНОЙ ОПАСНОСТИ ПОЛИМЕРНЫХ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ ПУТЕМ ПРИМЕНЕНИЯ СВЯЗУЮЩИХ, СКЛОННЫХ К КАРБОНИЗАЦИИ (представлено д-ром хим. наук Калугиным В.Д.) Исследован процесс карбонизации полимеров на примере эпокси фенольных связующих. Показано наличие взаимосвязи между ин тенсивностью пиролитических превращений и показателями пожар ной опасности полимеров. Установлено, что условиям интенсивного прохождения пиролитических реакций способствует присутствие в матричной системе сопряженных ароматических (нафталиновых) радикалов. Соотношение С/Н в прококсованом слое подтверждается данными ИК-спектроскопии.

Ключевые слова: карбонизация, скорость деструкции, потеря мас сы, кислородный индекс, температура воспламенения.

Постановка проблемы. В настоящий момент применение по лимерных материалов в промышленности приняло массовый харак тер. Вместе с тем, исходя из условий эксплуатации изделий из стекло пластиков, к ним выдвигаются все более жесткие требования в плане их работоспособности. Одним из основных требований является сни жение показателей пожарной опасности полимеров, применяемых во всех отраслях промышленности и строительства.

В качестве сырьевых материалов (компонентов) при получении связующих для слоистых пластиков чаще всего используют эпоксид ные смолы. Преимущество этих смол выражены в достаточной техно логичности при их получении, высоких показателях адгезии, термо- и теплостойоксти, стойкости к агрессивным средам.

Для получения материалов с заданными свойствами необходимо знание механизма процесса деструкции, а также карбонизации эпокси дов, структуры и свойств образующихся карбонизированных продук тов. Такая постановка проблемы предопределяет возможность получе ния материалов с пониженными показателями пожарной опасности без применения антипиренов и снижающих горючесть наполнителей.

Анализ последних исследований и публикаций. Изучению этих вопросов с применением современных методов исследования посвя щено значительное количество работ [1-3].

К.А. Афанасенко, П.А. Билым, А.П. Михайлюк Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua Так, в работе [4] указана связь кислородного индекса (одного из показателей пожарной опасности полимеров) с количеством выхода коксового остатка при термодеструкции полимера.

Рис. 1. Зависимость кислородного индекса полимеров от выхода кок сового остатка при пиролизе: 1 – полиформальдегид;

2 – полиэтилен, полип ропилен;

3 – полистирол, полиизопрен;

4 – полиамид;

5 – целлюлоза;

6 – по ливиниловый спирт;

7 – полиэтилентерефталат;

8 – полиакрилонитрил;

9 – полифениленоксид огнезащищенный;

10 – поликарбонат;

11 – номекс огне защищенный;

12 – полисульфон;

13 – кинол (фенолформальдегидный поли мер);

14 – полиимид;

15 – углерод Однако, ряд вопросов до сих пор не ясен. Это в первую очередь относится к взаимосвязи сетчатой структуры исходного полимера со структурой и свойствами карбонизированного продукта, а также зави симости показателей горючести стеклопластиков от интенсивности их карбонизации. Так в работе [5] было показано, структура кокса (по ристость и проницаемость), скорость коксообразования, а также неко торые показатели горючести зависят от соотношения содержания атомов углерода и водорода в молекуле связующего.

Постановка задачи и ее решение. В связи с этим представляло ин терес рассмотреть процесс карбонизации сшитых полиэпоксидов, обра зующихся на стадии его термической и термоокислительной деструкции.

В качестве объектов исследования на основании степени их горю чести и процента выхода коксового остатка при линейном нагреве [6] был использованы 4,4'-диглицидилового эфира-1,1'-динафтола;

бромсо держащая эпоксидная система;

2,2'-диглицидилового эфира-1,1' динафтола;

4, 4'-диглицидилового эфира-1,1'-динафтолметила. Количе ственные показатели элементного анализа в представленных связующих показан в таблице 1. Как видно из представленных данных, соотноше ния содержания водорода и углерода в пластиках достаточно высоко.

Снижение показателей пожарной опасности полимерных композиционных материалов путем применения связующих, склонных к карбонизации Сборник научных трудов. Выпуск 34, Табл. 1. Некоторые физико-химические показатели эпоксидированных динафтолов Предполага- Элементный анализ Олигомер емая брутто С Н О* формула 76,97 4,94 18, 4, 4'-диглицидиловый эфир-1, С26Н22О 1'-динафтола (I) 78,39 5,53 16, 75,87 4,82 19, 2, 2'-диглицидиловый эфир-1, С26Н22О ' 78,39 5,53 16, 1 -динафтола (II) 77,04 4,98 17, 4, 4'-диглицидиловый эфир-1, С27Н24О 1'-динафтол-метила (III) 78,64 5,83 15, Примечание: * – найдено по разности.

Однако, в отличие от линейной деструкции, показатели дест рукции в условиях, приближенных к развитию пожара, несомненно, будут отличатся. В связи с этим были проведены исследования ИК спектров деструктировавших в этих условиях связующих (рис. 2).

Рис. 2. ИК-спектры полимерных связующих в процессе карбонизации (связующее на основе диглицидилового эфира динафтола – I;

на основе бром содержащего связующего – II): а – 20°С (исходные), б – 200°С, в – 300°С, г – 400°С, д – 500°С, е – 600°С Кроме этого, сравнительный анализ экспериментальных данных показал, что более термостабильным из полученных полимеров в К.А. Афанасенко, П.А. Билым, А.П. Михайлюк Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua инертных условиях оказался материал на основе 4,4'-диглицидилового эфира-1,1'-динафтола [7]. Последнее в значительной степени объясня ется улучшенным сочетанием физических и химических контактов, реализуемых на топологическом уровне полимерной сетки. В то же время у бромсодержащей эпоксидной системы плотность сшивки вы ше, что оказывает негативное влияние на формирование комплекса теплофизических характеристик.

Для подтверждения влияния интенсивности карбонизации на горючесть полимерных материалов и определения общих тенденций были проведены испытания по определению характеристических тем ператур стандартными методами испытаний (таблица 2).

Температуры воспламенения и возгорания полимеров (как блочных так и пленочных образцов) показывают существенное пре имущество (отличие температуры воспламенения на 7,7 %) нафтален содержащих связующих по сравнению с известными промышленными аналогами, применяемых для использования в стеклопалстиковых системах с пониженной горючестью.

Табл. 2. Температуры воспламенения и возгорания исследуемых по лимерных композитов Основа полимерного Температура Температура Температура воз связующего для стек- воспламенения, возгорания мо- горания стекло о* нослоя, оС ** пластика, оС *** лопластика С Эпоксидированный 515 570-580 820- динафтол Смесевая система:

эпоксидиановый оли 475 520-550 790- гомер ЭД-20 + бросо держащий олигомер Примечание:

1. * – испытания по ГОСТ 12.1.044-89*.

2. ** – на установке по определению КИ.

3. *** – испытания в огневой печи по режиму развития стандартного пожара.

Возможное объяснение повышения температуры воспламенения предлагаемого связующего объясняется сочетанием в себе эндотер мические и экзотермические гомогенных процессов в конденсирован ной фазе (полимерное связующее) и химических превращений в газо вой фазе. Причем, решающим моментом для достижения воспламене ния является установление критической скорости газофазной реакции в слое газа, прилежащем к поверхности твердого образца. То есть на личие достаточного слоя прококсованного остатка попросту блокиру ет диффузию летучих продуктов деструкции полимера к зоне реакции, тем самым повышая температуру воспламенения материала.

Снижение показателей пожарной опасности полимерных композиционных материалов путем применения связующих, склонных к карбонизации Сборник научных трудов. Выпуск 34, Для осуществления газофазного воспламенения важное значе ние имеет скорость образования горючих продуктов и их диффузии в объем окружающей среды. Полимерный материал воспламеняется при критической скорости выделения горючих газов пиролиза. Разви тие самоускоряющейся реакции воспламенения сопровождается изме нением знака градиента температуры в газовой фазе вблизи поверхно сти. Момент воспламенения отвечает условию равенства тепловыде ления за счет газофазной реакции местным тепловым потерям.

Выводы. На примере четырех типов эпоксидных связующих по казано влияние интенсивности коксообразования на характеристиче ские температуры воспламенения полимерных композиционных ма териалов. В процессе нагрева сшитых полимеров в присутствии кон денсированных фрагментов формируется качественно новая структу ра, которая препятствует разогреву нижестоящих слоев, не подверг шихся деструкции и препятствует диффузии летучих продуктов в зо ну возникновеня горения.

Нам представляется, что образование плотных, прококсованных продуктов деструкции в окислительной среде для 4,4' диглицидилового эфира-1,1'-динафтола позволяет снизить ряд показа телей пожарной опасности стеклопластиков на его основе.

ЛИТЕРАТУРА 1. Басс С.И. Стабилизация отвержденных резольных смол сое динениями с системой сопряжения / С.И. Басс, А.А. Берлин, В.В. Яр кина, Л.М. Свинар // Пластические массы, 1984, №4, С.16-19.

2. Грасси Н., Скотт Дж. Деструкция и стабилизация полимеров.

М.: Мир, 1988. - 446 с.

3. Берлин А.А. Карбонизация феноло-формальдегидных смол резольного типа / А.А. Берлин, А.С. Фиалков, Г.И. Цвелиховский // Пластические массы, 1965, №3, С. 44-47.

4. Берлин А.А. Горения полимеров и полимерные материалы пониженной горючести / А.А. Берлин // Пластические массы, 1996, №9, С. 57-63.

5. Билым П.А. Исследование пористости, проницаемости и структуры коксовых остатков полиэпоксидных связующих / П.А. Би лым, А.П. Михайлюк, К.А. Афанасенко // Проблемы пожарной безо пасности: Сб. науч. тр. – Харьков: УГЗУ, 2008. – Вып. 23. – С. 48 – 56.

6. Билым П.А. Предельные скорости горения и выгорания стек лопластиков на основе коксующихся связующих / П.А. Билым, А.П.

Михайлюк, К.А. Афанасенко // Проблемы пожарной безопасности:

Сб. науч. тр. – Харьков: УГЗУ, 2008. – Вып. 23. – С. 40-47.

7. Афанасенко К.А. К вопросу о карбонизации и потере массы К.А. Афанасенко, П.А. Билым, А.П. Михайлюк Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua сетчатых полиэпоксидов при линейном нагреве / К.А. Афанасенко, П.А. Билым, А.П. Михайлюк // Проблемы пожарной безопасности:

Сб. науч. тр. – Харьков: НУГЗУ, 2013. – Вып. 33. – С. 13-17.

К.А. Афанасенко, П.А. Білим, О.П. Михайлюк Зниження показників пожежної небезпеки полімерних композиційних матеріалів шляхом застосування зв’язуючих, що схильні до карбонізації Досліджений процес карбонізації полімерів на прикладі епоксіфенольних зв’язуючих. Показана наявність взаємозв’язку між інтенсивністю піролітичних перетворень та показниками пожежної небезпеки полімерів. Встановлено, що умовам інтенсивного проходження піролітичних реакцій сприяє наявність в мат ричній системі сполучених ароматичних (нафталінових) радикалів. Співвідно шення С/Н в прококсованому шарі підтверджено даними ІЧ-спектроскопії.

Ключові слова: карбонизація, швидкість деструкції, кисневий індекс, тем пература спалахування.

K. Afanasyenko, A. Mikhailuk, P. Bilim Decline of polymeric composition materials fire hazard indexes by applica tion of connective, inclined by carbonating The process of carbonating of polymers is investigational on the example of epoxyphenol connective. The presence of intercommunication is rotined between inten sity of pyrolytical transformations and polymer’s fire hazard indexes. It is set that being in the matrix system of attended aromatic (naphthalene) radical is instrumental in the terms of the intensive passing of piroliticheskikh reactions. Correlation of C/H in a car bonated layer is confirmed given to IR-spectroscopy.

Keywords: burning speed, thermal destruction speed, mass speed of burning down, oxygen index, combustion temperature.

Снижение показателей пожарной опасности полимерных композиционных материалов путем применения связующих, склонных к карбонизации Сборник научных трудов. Выпуск 34, УДК 614. А.Е. Басманов, д.т.н., профессор, гл. науч. сотр., НУГЗУ, И.А. Горпинич, нач. УПСЧ, НУГЗУ МОДЕЛИРОВАНИЕ РАЗЛИВА ГОРЮЧЕЙ ЖИДКОСТИ В ПОЛОСЕ, ОГРАНИЧЕННОЙ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНЫМИ НАСЫПЯМИ Построена математическая модель, описывающая динамику грави тационного растекания горючей жидкости в полосе, ограниченной железнодорожными насыпями, учитывающая влияние сил трения и силы поверхностного натяжения.

Ключевые слова: горючая жидкость, растекание, длина полосы ра злива.

Постановка проблемы. Разливы горючих жидкостей на желез нодорожном транспорте представляют особую опасность в связи с уг розой их воспламенения и дальнейшего распространения пожара на подвижной состав или технологические сооружения. Поэтому проек тирование пожарной защиты сливно-наливных эстакад, разработка плана локализации и тушения пожара требуют оценок площади и формы разлива.

Анализ последних исследований и публикаций. В работе [1] построены математические модели теплового воздействия горящих разлитых жидкостей на подвижной состав. На динамику растекания, форму и площадь разлива оказывают влияние наклон местности и препятствия. К типовым ситуациям можно отнести:

• растекание на горизонтальной поверхности без ограничений;

• растекание в полуплоскости – имеет место при наличии пре пятствия в виде нижнего строения пути (железнодорожной насыпи);

• растекание в полосе – имеет место в случае, когда железно дорожное полотно проходит в ложбине, или вылив горючей жидкости произошел между железнодорожными насыпями.

Гравитационное растекание жидкостей для случая, когда пре пятствия отсутствуют, рассмотрено в [3, 4], но растекание жидкостей при наличии ограничений остается неисследованным.

Постановка задачи и ее решение. Целью работы является по строение математической модели динамики гравитационного растека ния горючей жидкости в полосе, ограниченной железнодорожными насыпями.

Поскольку железнодорожные насыпи расположены достаточно близко друг к другу, то будем пренебрегать временем, в течение кото А.Е. Басманов, И.А. Горпинич Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua рого жидкость растекается свободно, и будем сразу рассматривать си туацию, когда жидкость уже достигла насыпей и растекается в прямо угольной полосе (рис. 1). По аналогии со свободным растеканием на жидкости на горизонтальной поверхности [], воспользуемся принци пом гравитационного растекания.

r g h (t ) a L(t ) Рис. 1. Гравитационное растекание жидкости в форме параллелепипе да с постоянной шириной a В начальный момент времени t = 0 жидкость представляет со бой параллелепипед высотой h 0 и длиной L 0. Под действием силы тяжести жидкость растекается, сохраняя в любой момент времени t форму параллелепипеда с длиной L(t ) L 0 и высотой h (t ) h (рис. 1). При этом ширина параллелепипеда остается постоянной ( a = const ) и определяется расстояниям между насыпями.

Растекание слоя жидкости происходит вследствие того, что на свободные боковые грани параллелепипеда (не упирающиеся в насы пи) действует сила давления h Fд = 2a p(z )dz, где p(z ) – давление на глубине z : p(z ) = gz ;

g – ускорение силы тя жести;

– плотность жидкости. Тогда Fд = agh 2. (1) Моделирование разлива горючей жидкости в полосе, ограниченной железнодорожными на- сыпями Сборник научных трудов. Выпуск 34, Растеканию жидкости препятствует сила поверхностного натя жения Fнат = 2(L + a ), (2) где – коэффициент поверхностного натяжения жидкости. Растека ние слоя жидкости на гладкой горизонтальной поверхности прекра щается, когда силы (1) и (2) уравновешивают друг друга:

agh 2 = 2(L + a ).

Высота слоя разлившейся жидкости связана с длиной разлива L соотношением: h = V (aL ). Это означает, что растекание прекратить ся, когда длина разлива будет удовлетворять уравнению gV = 2(L + a ) ;

aL gV 3 L + aL = 0.

2a Разделим левую и правую часть уравнения на a 3 и перейдем к безразмерной длине разлива l = L a :

gV 3 l + l 4 = 0. (3) 2a Только один из трех корней уравнения (3) имеет физический смысл:

) ) ( ( 1 2 1 108c + 12 81c 2 12c 8 + 108c + 12 81c 2 12c l=, 6 3 gV где c = 4. При этом толщина слоя жидкости будет составлять 2a V h min =. (4) a 2l А.Е. Басманов, И.А. Горпинич Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua В отличие от свободного разлива, толщина слоя при разливе в полосе зависит не только плотности жидкости и ее поверхностного натяжения, но и от ее объема, а также ширины полосы.

Рассмотрим теперь растекание жидкости при ее истечении из емкости, предполагая, что объемный расход жидкости, вытекающей из емкости, определяется зависимостью v = v (t ). (5) Тогда масса и объем разлившейся жидкости равны, соответст венно, t t V(t ) = v( )d, m(t ) = v()d. (6) 0 Подставляя в (1) выражение для высоты параллелепипеда, по лучим gV 2 (t ) V V Fд = agh = ag = ag 2 2 =. (7) aL aL aL Учтем силу вязкого трения Fтр, возникающую при движении жидкости [5]:

w Fтр = 0,455(lg Re ) 2, S, (8) где w – скорость движения жидкости в горизонтальном направлении;

S – площадь соприкосновения: S = aL ;

Re – число Рейнольдса Re = wL1 ;

L1 – характерный размер;

– кинематическая вязкость жидкости ( м 2 с ). Полагая характерный размер равным половине дли ны разлива, получим (L) 2,58 LL Fтр (R ) = 0,455 lg aL, (9) 2 где L = w – скорость растекания жидкости. С учетом того, что сила трения направлена противоположно направлению движения, формула (9) примет вид Моделирование разлива горючей жидкости в полосе, ограниченной железнодорожными на- сыпями Сборник научных трудов. Выпуск 34, 2, L L L L Fтр (R ) = 0,455 lg 2 aL. (10) Кроме того, движение жидкости будет замедляться за счет дис сипации кинетической энергии турбулентного движения. В [3] приве дена ее оценка, построенная на основании [2]:

c d c V(t )w w, Fтурб = L max где c d = 0,09, c1 = 0,25 – эмпирические константы;

w = L ;

L max – масштаб турбулентности (максимальный размер вихря), принимаемый равным толщине слоя жидкости:

V (t ) L max h (t ) =.

aL Тогда c d c Fтурб = aLw w. (11) В соответствии со вторым законом Ньютона под воздействием сил давления, трения и поверхностного натяжения цилиндрический слой жидкости будет двигаться с ускорением w = L в горизонталь ном направлении:

Fд + Fтр + Fтурб Fнат = mw. (12) Объединяя (2), (7), (10)-(12), получим 2, gV 2 (t ) L L L L c d c1 aLL L V(t )L lg = 0,455 aL aL2 2 2(L + a ).

Разделив левую и правую часть на V(t ), получим 2, gV(t ) L L L L c d c1 aLL L 0,455 lg L = aL 2 V (t ) 2 V (t ) aL2 2(L + a ). (13) V ( t ) А.Е. Басманов, И.А. Горпинич Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua Уравнение (13) представляет собой нелинейное дифференци альное уравнение второго порядка относительно длины разлива и описывает динамику изменения длины разлива во времени. В качестве начальных условий могут быть приняты L(0) = L 0 = a, L(0 ) = 0.

В случае, когда вытекание жидкости происходит с постоянным объемным расходом v в течение интервала времени (0, t 0 ), то 2a 2 g + vt, t t 0, V (t ) = 2a g + vt 0, t t 0.

В качестве примера на рис. 2 приведено изменение длины поло сы разлива мазута во времени при ее истечении с объемным расходом v = 10 л с в течение времени t 0 = 100 c.

L, м t, с Рис. 2. Изменение длины полосы разлива мазута с течением времени:

1 – длина полосы;

2 – предельное значение длины полосы для данного объема жидкости Предельное значение длины полосы разлива (линия 2 на рис. 2), соответствующее текущему объему разлившейся жидкости, и опреде лено по формуле (3). Физические характеристики мазута приняты = 900 кг м 3, = 0,03 Н м, = 4 10 6 м 2 с.

Моделирование разлива горючей жидкости в полосе, ограниченной железнодорожными на- сыпями Сборник научных трудов. Выпуск 34, Как и в случае со свободным растеканием жидкости на горизон тальной поверхности [3], наличие сил трения замедляет растекание жидкости: время достижения разливом максимальной длины состав ляет около 400 с, хотя вытекание жидкости длится лишь 100 с.

Выводы. Построена математическая модель, описывающая ди намику гравитационного растекания горючей жидкости в полосе, ог раниченной железнодорожными насыпями, учитывающая влияние сил трения и сил поверхностного натяжения. Показано, что зависи мость длины полосы разлива от времени описывается нелинейным дифференциальным уравнением второго порядка.

ЛИТЕРАТУРА 1. Абрамов Ю.О. Математична модель пожежі нафтопродукту на залізничному транспорті / Ю.О. Абрамов, М.Р. Байтала // Пожежна безпека: теорія і практика: Збірник наукових праць. – Черкаси: АПБ ім. Героїв Чорнобиля, 2009. – №4. – С. 10-13.

2. Белов И.А. Моделирование турбулентных течений / И.А. Белов, С.А. Исаев. – СПб: Балт. гос. техн. ун-т, 2001. – 108 с.

3. Горпинич И.А. Моделирование динамики разлива горючей жидкости на горизонтальной поверхности / И.А. Горпинич // Пожар ная безопасность. – Харьков: НУГЗУ, 2012. – Вып. 32. – С. 50-56.

4. Козлитин А.М. Количественный анализ риска возможных ра зливов нефти и нефтепродуктов / А.М. Козлитин, А.И. Попов, П.А. Козлитин // Управление промышленной и экологической безопа сностью производственных объектов на основе риска. – Саратов:

СГТУ, 2005. – С. 135-160.

5. Луканин В.Н. Теплотехника / В.Н. Луканин, М.Г. Шатров, Г.М. Камфер и др. – М.: Высш. шк., – 2002. – 671 с.

О.Є. Басманов, І.А. Горпинич Моделювання розливу горючої рідини у смузі, обмеженій залізнични ми насипами Побудовано математичну модель, що описує динаміку гравітаційного роз тікання горючої рідини у смузі, обмеженій залізничними насипами, і яка враховує вплив сили тертя і сили поверхневого натягу.

Ключові слова: горюча рідина, розтікання, довжина смуги розливу.

A.E. Basmanov, I.A. Gorpinich Modeling the flammable liquids spill on the surface bounded by the railway embankment Mathematical model of flammable liquids spill dynamics on horizontal surface bounded by railway embankment is constructed. It considers gravitational force, friction force, surface tension.

Keywords: flammable liquids, spill, length of spill band.

А.Е. Басманов, И.А. Горпинич Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua УДК 614. А.Е. Басманов, д.т.н., профессор, гл. науч. сотр., НУГЗУ, Я.С. Кулик, адъюнкт, НУГЗУ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛОВОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ ПОЖАРА В ОБВАЛОВАНИИ НА РЕЗЕРВУАР С НЕФТЕПРОДУКТОМ Построена математическая модель теплового воздействия пожара неф тепродукта в обваловании на сухую стенку резервуара с нефтепродук том, учитывающая лучистый теплообмен с факелом и конвективный теплообмен с восходящим над очагом горения воздушным потоком.

Ключевые слова: очаг горения, резервуар, тепловой поток излуче нием, конвекция.

Постановка проблемы. Пожар в обваловании резервуара с нефтепродуктом представляет особую опасность в связи с угрозой на грева стенок резервуара до температуры самовоспламенения нефте продукта, могущего привести к взрыву паровоздушной смеси. Поэто му для проектирования системы пожаротушения необходимо оценить время, в течение которого должно быть начато охлаждение стенок ре зервуара, либо ликвидирован пожар в обваловании. Таким образом, возникает необходимость в построении модели теплового воздействия пожара в обваловании на резервуар с нефтепродуктом.

Анализ последних исследований и публикаций. Пожар в обва ловании и его воздействие на резервуар с нефтепродуктом рассмотрен в работе [4]. Но построенная в ней модель учитывает лишь лучистую передачу тепла от факела к стенке резервуара, а конвективная состав ляющая не учтена. В работе [2] построены оценки скорости и темпе ратуры восходящих потоков над горящим разливом жидкости, но не рассматривается их воздействие на окружающие объекты.

Постановка задачи и ее решение. Целью работы является по строение математической модели нагрева стенки резервуара, не со прикасающейся с налитым в него нефтепродуктом, под тепловым воз действием пожара в обваловании.

Рассмотрим малую область площадью S на сухой стенке ре зервуара (не соприкасающейся с налитым в резервуар нефтепродук том). Она участвует в теплообмене (рис. 1):

• теплообмене излучением с факелом – q1 ;

• конвективном теплообмене с восходящими воздушными по токами над факелом – q 2 ;

• теплообмене излучением с внутренним пространством резер вуара – q 3 ;

• конвективном теплообмене с паровоздушной смесью в газо вом пространстве резервуара – q 4.

Моделирование теплового воздействия пожара в обваловании на резервуар с нефте- продуктом Сборник научных трудов. Выпуск 34, q q 3 q q Рис. 1. Теплообмен стенки резервуар при пожаре в обваловании:

1 – разлив;

2 – факел;

3 – восходящие воздушные потоки над очагом горения Тепловой поток излучением от факела определяется законом Стефана-Больцмана [3]:

Tф 4 T 4 T0 4 T q1 = c 0 ф c 100 100 H ф + c 0 c 100 100 H 0, где c 0 = 5,67 Вт м 2 К 4 ;

ф, c – степени черноты поверхностей пла мени и стенки резервуара;

Tф – температура излучающей поверхности пламени;

T – температура стенки резервуара;

T0 – температура окру жающей среды;

H ф, H 0 – площади взаимного облучения области с пламенем и окружающей средой.

По закону Ньютона [3], тепловой поток, получаемый областью путем конвективного теплообмена с восходящими воздушными по токами над очагом горения, равен q 2 = 2S(Tв T ), где 2 – коэффициент конвективного теплообмена;

Tв – температура воздушной среды в месте соприкосновения с областью.

Тепловой поток излучением, уходящий от нагреваемой стенки во внутреннее пространство резервуара, имеет вид T0 4 T q 3 = c 0 с S.

100 Конвективный тепловой поток, уходящий в паровоздушную А.Е. Басманов, Я.С. Кулик Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua смесь в газовом пространстве резервуара, равен q 4 = 4S(T0 T ).

Общее количество тепла, получаемое областью за промежу ток времени dt, идет на ее нагрев на температуру dT :

q i dt = mcdT = VcdT = ScdT, i = где m, V – масса и объем рассматриваемой области ;

– толщина стенки резервуара;

, c – плотность и теплоемкость стали. Тогда ди намика изменения температуры области описывается дифференци альным уравнением Tф 4 T 4 c 0 c T0 T dT c 0 ф c 100 100 + c 100 100 (1 ) + = c dt (T T ) c 0 c T0 T 4 (T0 T ) 4 +2в + + = c c 100 100 c c 0 ф c Tф T c 0 c T0 T 4 (2 ) + + = c 100 100 c 100 (T T ) 4 (T0 T ) +2в +, (1) c c где – локальный коэффициент облучения факелом, рассчитанный для центра области, = lim H 0 S.

S Значение коэффициентов конвективного теплообмена 2 и может быть определено из выражения Nu =, L где – коэффициент теплопроводности воздуха;

L – характерный размер;

Nu – число Нуссельта.

Для вынужденного конвективного теплообмена (с восходящими над очагом горения воздушными потоками), значение числа Нуссель та может быть оценено из соотношения [3] Nu = 0,0364 Re 0,8 Pr 0, 4 t, где Re = wL – число Рейнольдса;

w – скорость движения воздуш ного потока, соприкасающегося с областью ;

– кинематическая Моделирование теплового воздействия пожара в обваловании на резервуар с нефте- продуктом Сборник научных трудов. Выпуск 34, вязкость воздуха;

Pr 0,7 – число Прандтля воздуха;

t – поправоч ный коэффициент:

( ), T Tв 0, t = f w 0, ( f w ), T Tв, f, w – динамическая вязкость воздуха при температурах Tв и T соответственно. Тогда оценка коэффициента конвективного теплооб мена с восходящими воздушными потоками примет вид:

0,0364(wL ) Pr 0, 4 t 0,0364w 0,8 Pr 0, 4 t 0, 2 = =.

L 0,8 L0, 2 0, При этом параметры, Pr, являются функциями температу ры воздушного потока.

В [2] построены оценки для скорости и температуры восходя щих потоков над очагом горения:

r Tв T0 w = f 1, = r +r Tф T0 u0 1 где u 0 – скорость конвективных потоков в факеле;

r1 – расстояние до границы ядра струи;

r2 – расстояние до границы восходящих воздуш ных потоков (рис. 1);

f – таблично заданная функция [1, 2].

Вводя обозначение r = f 1, r +r 1 запишем слагаемое, характеризующее вклад конвективного теплооб мена с восходящим воздушным потоком, в виде 1 0,0364(u 0 ) Pr 0, 4 t 2 (Tв T ) [ ] 0, (Tф T0 ) + T0 T. (2) = c c L0, 2 0, Для свободного конвективного теплообмена (с паровоздушной смесью в газовом пространстве резервуара) значение числа Нуссельта определяется из соотношения [3] Nu = 0,135(Gr Pr ), где Gr – число Грасгофа:

TL3g Gr =, А.Е. Басманов, Я.С. Кулик Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua де T = T T0 ;

– температурный коэффициент объемного расшире ния воздуха;

g – ускорение свободного падения. Тогда слагаемое в (1), соответствующее конвективному теплообмену с паровоздушной смесью, примет вид 4 (T0 T ) g Pr (T T0 )4 3.

= 0,135 (3) c c T Дифференциальное уравнение (1) с учетом соотношений (2)-(3) и начального условия T(0 ) = T0 определяет динамику изменения тем пературы произвольно выбранной точки на сухой стенке резервуара.

Выводы. Построена математическая модель нагрева сухой стен ки резервуара с нефтепродуктом при пожаре в его обваловании. Мо дель учитывает лучистый теплообмен с факелом и конвективный теп лообмен с поднимающимся над очагом горения воздушным потоком.

ЛИТЕРАТУРА 1. Абрамович Г.Н. Теория турбулентных струй / Г.Н. Абрамо вич. – М.: Физматгиз, 1960. – 715 с.

2. Басманов А.Е. Оценка параметров воздушного потока, под нимающегося над горящим разливом произвольной формы / А.Е. Бас манов, Я.С. Кулик // Проблемы пожарной безопасности. – Х.: НУГЗУ, 2013. – № 33. – С. 17-21.

3. Луканин В.Н. Теплотехника / В.Н. Луканин, М.Г. Шатров, Г.М. Камфер и др. – М.: Высш. шк., – 2002. – 671 с.

4. Улинец Э.М. Математическая модель теплового воздействия пожара разлива нефтепродукта на резервуар / Э.М. Улинец // Пробле мы пожарной безопасности. – 2008. – Вып. 24. – С. 227-231.

О.Є. Басманов, Я.С. Кулик Моделювання теплового впливу пожежі в обвалуванні на резервуар з нафтопродуктом Побудовано математичну модель теплового впливу пожежі нафтопродукту в обвалуванні на суху стінку резервуара з нафтопродуктом, яка враховує проме нистий теплообмін з факелом і конвекційний теплообмін з повітряним потоком, що здіймається над осередком горіння.

Ключові слова: осередок горіння, резервуар, тепловий потік випроміню ванням, конвекція.

A.E. Basmanov, Y.S. Kulik Modeling of the thermal impact of fire in bund to the tank with petroleum Mathematical model of thermal impact of fire of the spill in the bund to the dry wall of the tank is constructed. It takes into account radiative heat transfer from fire an a convective heat exchange with combusting air flow which rising above fireplace.


Keywords: combustion source, fuel tank, radiation, convection.

Моделирование теплового воздействия пожара в обваловании на резервуар с нефте- продуктом Сборник научных трудов. Выпуск 34, УДК 614. А.С. Беликов, д.т.н., профессор, зав. каф. БЖД ГВУЗ «ПГАСА», В.А. Шаломов, к.т.н., доцент каф. БЖД ГВУЗ «ПГАСА», С.Ю. Рагимов, к.т.н., ст. преподаватель, НУГЗУ, Н.Н. Удянский, к.т.н., доцент, нач. факультета, НУГЗУ ПОВЫШЕНИЕ УРОВНЯ ПОЖАРНОЙ БЕЗОПАСНОСТИ ЗА СЧЕТ ПРИМЕНЕНИЯ ВСПУЧИВАЮЩИХСЯ ОГНЕЗАЩИТНЫХ КОМПОЗИЦИЙ (представлено д-ром техн. наук Абрамовым Ю.А.) Получены зависимости, которые позволяют прогнозировать безо пасное время нахождения людей на объекте до обрушения металли ческих конструкций.

Ключевые слова: математическая зависимость, огнестойкость, ог незащитная композиция, моделирование.

Постановка проблемы. Как показал анализ условий работы строительных конструкций в очаге пожара, время потери их несущей способности зависит от теплофизических свойств материала строи тельной конструкции и ее конструктивных особенностей. Строитель ные конструкции (балки, фермы, перекрытия и другие элементы) с учетом степени огнестойкости зданий и сооружений и согласно тре бований пожарной безопасности должны обеспечивать нормативную степень огнестойкости, что достигается в настоящее время различны ми путями. Одним из таких эффективных способов повышения огне стойкости рассматриваемых строительных конструкций является применение огнезащитных вспучивающихся покрытий, что позволяет при небольшой толщине нанесения, не утяжеляя конструкцию, не из меняя ее конструктивных особенностей выполнить требования по жарной безопасности.

Однако, их применение для защиты металлических конструкций не всегда оправдано из-за низкой адгезионной прочности к металлу, а также не технологичности при нанесении покрытия толщиной более 1мм.

Анализ последних достижений и публикаций. Анализ сущест вующих в отечественной и зарубежной практике огнезащитных по крытий показывает, что не все из них находят широкое применение, ввиду, недостаточной проработки технологии и оценки эксплуатаци онных свойств [1-3].

Постановка задачи и ее решение. Поэтому, для устранения ука занных недостатков возникла необходимость проведения исследований по разработке огнезащитных композиций для защиты металлических конструкций. На основании исследований проведенных в научно исследовательской лаборатории кафедры БЖД Приднепровской госу дарственной академии строительства и архитектуры (ПГАСА) были раз А.С. Беликов, В.А. Шаломов, С.Ю. Рагимов, Н.Н. Удянский Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua работаны ряд огнезащитных вспучивающихся покрытий на основе жид кого стекла. В качестве основных наполнителей в них были использова ны: зола унос, горелая порода, асбест и асбестоцементные отходы и т.д.

Нами были проведены исследования по отбору исходных компонентов для огнезащитного покрытия. При этом проводилась оценка влияния входящих компонентов на адгезионную прочность покрытия с металлом и повышение огнестойкости. Испытаниям подвергались стандартные модельные образцы 200х200 мм из стали Ст3 и стали 40 ГОСТ 19903- с покрытием и без покрытия на экспериментальной лабораторной уста новке по методике ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко.

Результаты исследований представлены в табл. 1, рис. 1.

Табл. 1. Влияние входящих компонентов на адгезионную прочность с металлом Жид- Асбест Асбесто- Оксид Ша- Бу- Адгезионная Время дос кое мелко- цемент- цинка мот- ра прочность с ме- тижения стек- волокнис- ные отхо- ный таллом, образцы критической ло тый, ды песок выдержаны в температуры IV сорта течении 28 сут при при t=18-20 0С;

W пр=10 мм, 0С до 65%, МПа 1 2 3 4 5 6 7 100 - - - - - 3,1 90,0 10,0 - - - - 3,8 80,0 20,0 - - - - 4,0 90,0 - 10,0 - - - 3,2 85,0 - 15,0 - - - 3,5 80,0 - 20,0 - - - 3,8 75,0 - 25,0 - - - 6,4 70,0 - 30,0 - - - 6,8 65,0 - 35,0 - - - 6,0 60,0 - 40,0 - - - 5,4 55,0 - 45,0 - - - 5,1 50,0 - 50,0 - - - 4,0 90,0 - 7,0 3,0 - - 3,4 85,0 - 10,0 5,0 - - 4,8 80,0 - 13,0 7,0 - - 5,1 77,0 - 14,0 9,0 - - 5,2 75,0 - 16,5 8,5 - - 5,8 72,0 - 20,0 8,0 - - 7,2 68,5 - 25,0 6,5 - - 7,3 60,0 - 35,0 5,0 - - 7,6 55,0 - 44,0 4,0 - - 6,9 50,0 - 47,0 3,0 - - 6,1 1 2 3 4 5 6 7 86,0 - 10,0 - 4,0 - 3,2 81,0 - 15,0 - 4,0 - 3,4 76,0 - 20,0 - 4,0 - 3,8 71,0 - 25,0 - 4,0 - 4,1 75,0 - 20,0 - 5,0 - 5,1 70,0 - 25,0 - 5,0 - 5,9 Повышение пожарной безопасности за счет применения вспучивающихся огнезащитных композиций Сборник научных трудов. Выпуск 34, Табл. 1. (продолжение) 1 2 3 4 5 6 7 65,0 - 30,0 - 5,0 - 5,5 85,0 - 5,0 - 10,0 - 3,1 80,0 - 5,0 - 15,0 - 2,8 86,0 - 7,0 3,0 4,0 - 3,0 85,0 - 7,0 3,0 5,0 - 4,3 80,0 - 10,0 5,0 5,0 - 5,2 79,0 - 10,0 5,0 6,0 - 5,4 73,0 - 15,0 7,0 5,0 - 6,4 68,0 - 20,0 7,0 5,0 - 7,6 63,0 - 25,0 7,0 5,0 - 8,0 58,0 - 30,0 7,0 5,0 - 6,4 72,0 - 15,0 8,0 5,0 - 6,2 67,0 - 20,0 8,0 5,0 - 7,0 62,0 - 25,0 8,0 5,0 - 7,3 57,0 - 30,0 8,0 5,0 - 6,0 68,0 - 25,0 - 4,0 3,0 4,1 81,0 - 10,0 - 5,0 4,0 4,1 76,0 - 15,0 - 5,0 4,0 4,2 71,0 - 20,0 - 5,0 4,0 5,0 66,0 - 25,0 - 5,0 4,0 5,2 61,0 - 30,0 - 5,0 4,0 5,0 80,0 - 10,0 - 5,0 5,0 4,2 75,0 - 15,0 - 5,0 5,0 4,7 70,0 - 20,0 - 5,0 5,0 5,2 65,0 - 25,0 - 5,0 5,0 5,9 Анализ полученных данных показал, что введение наполнителя мелковолокнистого асбеста улучшает сцепление покрытия с предохра няемой поверхностью металла и повышает безопасность за счет увеличе ния огнестойкости конструкций. Так, увеличение содержания асбестоце ментных отходов от 5 до 15% незначительно повышает адгезионную прочность и огнестойкость, наибольшая эффективность их влияния про является при содержании от 20 до 40%, адгезионная прочность повыша ется до 5,8-6,8 МПа, а безопасное время эксплуатации металлических конструкций (огнестойкость) до 50-55 мин. Отмечено, что оптимальное соотношение асбестоцементных отходов не должно превышать 30%, т.к.

дальнейшее увеличение отрицательно сказывается на огнезащитных свойствах покрытия. Как показали исследования, введение асбестоце ментных отходов в количестве более 30% с одной стороны способствует увеличению вязкости композиции, с другой, из-за высокой адсорбцион ной способности, ведет к комкованию смеси, отрицательно сказываю щееся на смачивании композицией поверхности защищаемого металла.

Исследования показали, что улучшение свойств покрытия может быть достигнуто введением цинковых белил (табл. 1, рис. 2). Так, вве дение в жидкостекольную композицию цинковых белил повышает ог незащитную способность покрытия, как за счет повышения величины вспучивания, так и повышения прочности контакта покрытия с предо храняемой поверхностью металла. Увеличение содержания цинковых А.С. Беликов, В.А. Шаломов, С.Ю. Рагимов, Н.Н. Удянский Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua белил до 6,5-8,0% позволяет повысить адгезионную прочность до 7,2 7,3 МПа, а огнестойкость повышается до 70-75 мин. Дальнейшее уве личение содержания цинковых белил оказывает негативное влияние.

, мин, мин Ra 70 Ra 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 Содержание асбестоцементных отходов, % Содержание асбестоцементных отходов, % Рис. 1. Изменение адгезионной Рис. 2. Изменение адгезионной прочности и огнестойкости покры- прочности и огнестойкости покры тия в зависимости от содержания тия в зависимости от содержания отходов: Rа – адгезионная проч- цинковых белил (жидкое стекло: ас ность, МПа;

– огнестойкость, мин. бестоцементные отходы 75:25) Для изучения взаимовлияния компонентов в рассматриваемой композиции нами при планировании экспериментов были приняты в качестве переменных параметров: х1 – содержание жидкого стекла, масс, %;

х2 – содержание асбестоцементных отходов, масс, %;

х3 – со держание цинковых белил, масс, %.

Для моделирования зависимостей между принятыми показате лями и переменными использован стандартный пакет статистической обработки STATGRAFICS 2.0, который является лицензированным программным обеспечением фирмы STATGRAFICS Corporation.

Согласно теории вероятности для корреляционно-регрессивного анализа, если многомерные случайные величины (исходные данные) имеют одинаковое распределение, то теоретически, линия регрессии выражается моделью вида: у=а0+а1х1+а2х2+...+аnxn.

В результате исследования многомерной системы с помощью многомерного регрессивного анализа получена модель зависимости прогрева металла с покрытием до критической температуры от со держания входящих компонентов при толщине покрытия 1,0 мм =225,697-1,397х1+2,019х2-2,059х3, (1) где – предел огнестойкости стальной пластины пр=10 мм, мин;

х1, х2, х3 – содержание компонентов, масс, %: оксид цинка, асбестоце ментные отходы, жидкое стекло.

Детерминированность модели удовлетворительная, т.е. описа Повышение пожарной безопасности за счет применения вспучивающихся огнезащитных композиций Сборник научных трудов. Выпуск 34, ние модели выбранными факторами достаточно полное. Коэффициент детерминации – сумма квадратов (остаточная) R-SQ (АД) сравнитель но небольшая. Взаимосвязь компонентов х1, х2 с исследуемым пара метром () очень тесная: коэффициенты корреляции Ryx1=0,999;

Ryx2=0,940;

Ryx3=0,999. Степень тесноты связи высокая. Выявлена весьма сильная связь между переменными факторами х1, х2 и х3:

Rх1x2=0,938;

Rх1x3=0,998;

Rх2x3=0,929.

В результате проверки модели (сравнение полученных расчет ных значений с экспериментальными данными) установлено, что сумма всех отклонений (разностей расчетных и фактических) близка к нулю, что говорит о довольно полном описании происходящих про цессов в модели.

Установлена зависимость изменения адгезионной прочности по крытия с предохраняемой поверхностью от содержания компонентов Ra=-1,197+0,112х1+0,405х2+0,029х3, (2) где Ra – адгезионная прочность, МПа;

х1, х2, х3 – содержание компо нентов, масс, %.

Анализ полученной модели показал, что детерминированность модели удовлетворительная. Установлено, что между искомой функ цией и переменными х1 – жидким стеклом, х2 – асбестоцементными отходами и х3 – цинковыми белилами существует тесная связь:


Rx1у=0,999;

Rx2у=0,940;

Rx3у=0,999;

степень тесноты переменных:

Rх1x2=0,938;

Rх1x3=0,998;

Rх2x3=0,929.

В результате проверки зависимости (2) установлено, что сумма всех отклонений (расчетных и фактических) равна нулю, что говорит о достаточно полном описании моделью происходящих процессов.

Полученная зависимость позволяет прогнозировать безопасное время нахождения людей на объекте до обрушения металлических конструкций, что дает возможность аварийно-спасательным службам уберечь личный состав от гибели и травматизма.

Полученные нами зависимости позволили установить, что вхо дящие компоненты: жидкое стекло, асбестоцементные отходы, цинко вые белила оказывают существенное влияние на огнезащитную спо собность покрытия, поэтому с учетом требований технологических параметров к огнезащитной композиции (табл.1) нами был определен оптимальный состав композиции для защиты металла, масс, %:

асбест или асбестоцементные отходы 20- цинковые белила 5- жидкое стекло остальное Новизна огнезащитной композиции подтверждена выдачей Гос патентом Украины патента на изобретение №22318А (в дальнейшем композиция ВЗП-Ж-2). Предложенная огнезащитная композиция в от А.С. Беликов, В.А. Шаломов, С.Ю. Рагимов, Н.Н. Удянский Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua личии от известных технологична. Так, применяемая огнезащитная композиция имеет хорошее начальное сцепление с покрываемой по верхностью металла и легко может быть достигнута требуемая тол щина огнезащитного покрытия. Потеря при нанесении на вертикаль ные поверхности раствора огнезащитной композиции составляют 5 10%, что значительно меньше чем у известных.

Проведенные исследования показали, что повышение безопас ности людей на объектах может быть достигнута повышением огне защитной способности покрытия, введение кроме волокнистых на полнителей, тонкодисперсных с высокой огнеупорностью. Так, из табл.1 и рис. 3 и 4 видно, что введение тонкоизмельченного шамотно го песка (=1000-1500 см2/г) позволяет улучшить структуру компози ции. Однако исследования показали, что только при определенном сочетании компонентов: жидкого стекла, асбестоцементных отходов и шамотного песка достигается наибольшая работоспособность покры тия. Установлено, что при введении в композицию 5-6% шамотного песка и содержании до 8% цинковых белил достигается наибольшая адгезионная прочность покрытия (Ra=7,6-8,0 МПа) и огнестойкость достигает до 80-85 мин (толщина покрытия 5 мм).

, мин R, МПа 90 5 0 1 2 3 4 5 6 7 0 1 2 3 4 5 6 7 Содержание шамотного песка, масс, % Содержание шамотного песка, масс, % Рис. 3. Изменение адгезионной Рис. 4. Изменение огнезащит прочности покрытия в зависимости от ной способности покрытия в зави содержания шамотного песка: 1 – симости от содержания в компози композиция: жидкое стекло: асбесто- ции шамотного песка: 1 – компози цементные отходы 90:10;

2 – компози- ция: жидкое стекло: асбестоце ция: жидкое стекло: асбестоцементные ментные отходы 90:10;

2 – компо отходы 85:15;

3 – композиция: жидкое зиция: жидкое стекло: асбестоце стекло: асбестоцементные отходы ментные отходы 80:20;

3 – компо 80:20;

4 – композиция: жидкое стекло: зиция: жидкое стекло: асбестоце асбестоцементные отходы 75:25;

5 – ментные отходы: цинковые белила композиция: жидкое стекло: асбесто- 73:15:7;

4 – композиция: жидкое цементные отходы 70:30;

6 – компози- стекло: асбестоцементные отходы:

ция: жидкое стекло: отходы: цинко- цинковые белила 68:20:7;

5 – ком вые белила 73:15:7;

7 – композиция: позиция: жидкое стекло: асбесто жидкое стекло: отходы: цинковые бе- цементные отходы: цинковые бе лила 68:20:7;

8 – композиция: жидкое лила 63:25: стекло: отходы: цинковые белила 63:25: Повышение пожарной безопасности за счет применения вспучивающихся огнезащитных композиций Сборник научных трудов. Выпуск 34, Установлено, что введение наполнителя – шамотного песка в значительной степени предохраняет комкование смеси и способствует получению однородной массы. При этом просматривается взаимо связь изменения огнезащитной способности покрытия от величины адгезионной прочности с предохраняемой поверхностью. Увеличение адгезионной прочности, по-видимому, связано с увеличением равно мерного армирования в контактной зоне.

Исследования показали, что покрытие, содержащее шамотный песок и асбестоцементные отходы при вспучивании образует мелко поризованную структуру по всему объему, что и определяет огнеза щитную эффективность покрытия.

После обработки полученных данных (табл. 1, рис. 3 и 4) были установлены следующие математические зависимости.

Влияние входящих компонентов на огнезащитную способность покрытия (, мин) =967,545-0,704х1-9,412х2-8,331х3-9,720х4, (3) где – огнестойкость металлических пластин, пр=10 мм, мин;

х4 – со держание жидкого стекла, %;

х3 – содержание асбестоцементных от ходов, %;

х2 – содержание цинковых белил, %;

х1 – содержание ша мотного песка, %.

Анализ полученной зависимости (3) показал, что между входя щими компонентами х1, х2, х3 и х4 и исходной функцией существует тесная взаимосвязь: Ryx1=0,618;

Ryx2=0,910;

Ryx3=0,994;

Ryx4=0,999. По численным значениям коэффициентов модели можно сказать, что наибольшее влияние на изменение огнестойкости оказывает аргу мент – жидкое стекло в сочетании с другими аргументами. Проверка модели путем сравнения полученных расчетных значений и исходных данных показала, что разность близка к нулю, что говорит об удовле творительной подгонке модели.

Данная зависимость позволяет предварительно на стадии проек тирования огнезащитной композиции по количественному соотноше нию компонентов определить безопасное время нахождения людей на объектах, что предупреждает возможность травмирования и гибели людей, повышает безопасность объекта в целом.

Влияние компонентов на адгезионную прочность покрытия:

Ra=99,389-0,186х1-0,737х2-0,913х3-1,00х4. (4) Анализ полученной модели показал, что между входящими компонентами х1, х2, х3 и х4 и адгезионной прочностью существует ус тойчивая связь: Ryx1=0,618;

Ryx2=0,910;

Ryx3=0,998;

Ryx4=0,999.

Устойчивая связь установлена и между аргументами Rх2x3=0,878;

Rх2x4=0,914;

Rх3x4=0,995. Почти отсутствует взаимосвязь между аргу А.С. Беликов, В.А. Шаломов, С.Ю. Рагимов, Н.Н. Удянский Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua ментами Rх1x2=0,376. Сравнительная оценка полученных данных рас четным путем и исходных показала, что разность очень близка к нулю, что говорит о хорошем описании полученной модели процесса.

Проведенный анализ зависимостей с учетом технологических свойств позволил определить оптимальный состав огнезащитной ком позиции для защиты металлических конструкций, % по массе:

асбестоцементные отходы 15- оксид цинка 7- шамотный песок 5- жидкое стекло остальное В дальнейшем огнезащитная композиция получила название ВЗП-1А.

При введении в жидкостекольную композицию, содержащую ас бестоцементные отходы и шамотный песок технической буры 4-5% дос тигается увеличение безопасного времени эксплуатации конструкций (огнестойкости) до 86-90 мин (табл. 1) При этом, установлено, что как уменьшение, так и увеличение содержания буры за указанный интервал оказывает негативное влияние на огнестойкость при сохранении до вольно значимой величины адгезионной прочности покрытия 4,7 5,9 МПа. Отмечено, что увеличение контактной прочности покрытия с поверхностью достигается при содержании асбестоцементных отходов от 15 до 25%, шамотного песка от 4 до 6% и технической буры от 5 до 7% (рис. 5). Значительные изменения огнезащитной способности покры тия выявлены от содержания технической буры, которая значительно способствует поризации покрытия при огневом воздействии (рис. 6).

, мин R, МПа 7 6, 5,5 5 4, 2 4 3,5 3 2, 2 2 3 4 5 6 2 3 4 5 6 Содержание буры, % Содержание буры, % Рис. 5. Изменение адгезион- Рис. 6. Изменение огнезащит ной прочности покрытия в зависи- ной способности покрытия в зависи мости от содержания в композиции мости от содержания в композиции технической буры: 1 – композиция: технической буры: 1 – композиция:

жидкое стекло: асбестоцементные жидкое стекло: асбестоцементные от отходы: шамотный песок: 78:15:4;

ходы: шамотный песок: 78:15:4;

2 – 2 – композиция: жидкое стекло: ас- композиция: жидкое стекло: асбесто бестоцементные отходы: шамотный цементные отходы: шамотный песок:

песок: 73:20:5;

3 – композиция: 73:20:5;

3 – композиция: жидкое жидкое стекло: асбестоцементные стекло: асбестоцементные отходы:

отходы: шамотный песок: 64:25:6 шамотный песок: 64:25: Повышение пожарной безопасности за счет применения вспучивающихся огнезащитных композиций Сборник научных трудов. Выпуск 34, При уменьшении содержания буры менее 4% понижается пори зация покрытия при вспучивании, что в конечном итоге сказывается на снижении огнезащитной эффективности. А увеличение содержания буры более 5% ведет к образованию крупнопористой структуры по крытия при вспучивании и снижению теплоизоляционных свойств, что подтверждают и натурные осмотры образцов.

После обработки полученных экспериментальных данных на ЭВМ (табл.1, рис.5 и 6) были получены следующие зависимости =-87,231+2,915х1+6,950х2+1,560х3+1,444х4, (5) где – предел огнестойкости стальной пластины пр=10мм при тол щине слоя покрытия 5мм, мин;

х4 – содержание жидкого стекла, %;

х3 – содержание асбестоцементных отходов, %;

х2 – содержание ша мотного песка, %;

х1 – содержание технической буры, %.

Анализ полученной зависимости показал, что детерминиро ванность модели удовлетворительная, что говорит о достаточно полном описании процесса выбранными факторами. Выявлено зна чительное влияние входящих компонентов: жидкого стекла и асбе стоцементных отходов на исследуемый параметр (): Rx4у=0,963;

Rx3у=0,942, очень тесная связь и взаимовлияние выявлено и между аргументами: Rх1x2=0,827;

Rх3x4=0,960. Почти отсутствует связь ар гументов: х1 и х3, х1 и х4, х2 и х3. Сравнение полученных результатов расчетным путем и исходных данных показало, что сумма всех от клонений близка к нулю.

Ra=1,069+0,422х1+0,522х2+0,048х3-0,023х4. (6) Детерминированность модели удовлетворительная. Установле но, что существенное влияние на адгезионную прочность оказывают компоненты: жидкое стекло, асбестоцементные отходы: Rx3у=0,942;

Rx4у=0,963. Высоко взаимовлияние аргументов х3, х4 и х1, х2:

Rх3x4=0,959;

Rх1x2=0,827.

Проверка модели (6) показала, что она хорошо описывает про цесс и разность расчетных и фактических данных близка к нулю.

Проведенный анализ зависимостей (5) и (6) с учетом технологи ческих свойств позволил найти оптимальный состав огнезащитной композиции для металла, % по массе:

асбестоцементные отходы 15- шамотный песок 5- техническая бура 4- жидкое стекло остальное Огнезащитная композиция получила название ВЗП-2А.

А.С. Беликов, В.А. Шаломов, С.Ю. Рагимов, Н.Н. Удянский Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua Выводы. Проведенные исследования позволили определить со ставы огнезащитных композиций, которые при высоких технологиче ских свойствах, простоте нанесения, прошли успешно опытно промышленные испытания в условиях производства.

ЛИТЕРАТУРА 1. Беликов А.С. Теоретическое и практическое обоснование снижения горючести и повышения огнестойкости строительных кон струкций за счет применения огнезащитных покритий / Бели ков А.С. — Днепропетровск : Gaudeamus, 2000. – 196 с.

2. Копылов В.В. Полимерные материалы с пониженной горюче стью / Копылов В.В. – М. : Химия, 1986. – 224 с.

3. Романенков И.Г. Огнезащита строительных конструкций / Романенков И.Г., Левитес Ф.А. – М. : Стройиздат, 1991. – 320 с.

А.С. Бєліков, В.А. Шаломов, С.Ю. Рагімов, М.М. Удянський Підвищення пожежної безпеки за рахунок застосування спінюючих во гнезахисних композицій Отримані залежності, які дозволяють прогнозувати безпечний час нахо дження людей на об’єкті до руйнування металевих конструкцій.

Ключові слова: математична залежність, вогнестійкість, вогнезахисна композиція, моделювання.

A.S. Belikov, V.A. Shalomov, S.Yu. Ragimov, M.M. Udianskij Fire safety improvement through the use intumescent fireproof formulation The dependencies that allow you to predict the safe time finding people on the subject until the collapse of the steel structures.

Keywords: mathematical relationship, fire resistance, flame retardant composi tion, modeling.

Повышение пожарной безопасности за счет применения вспучивающихся огнезащитных композиций Сборник научных трудов. Выпуск 34, УДК 614. А.В. Васильченко, к.т.н., доцент, НУГЗУ, И.М. Хмыров, преподаватель, НУГЗУ, С.С. Кучер, студентка НУГЗУ ПОВЫШЕНИЕ ОГНЕСТОЙКОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННОЙ КОЛОННЫ ПРИ ЕЕ УСИЛЕНИИ ОБОЙМОЙ ИЗ ФИБРОЖЕЛЕЗОБЕТОНА (представлено д-ром техн. наук Андроновым В.А.) На основании оценочных расчетов показано, что усиление колонны, поврежденной пожаром, железобетонной обоймой на основе фибро бетона значительно повышает как прочность конструкции, так и ее огнестойкость.

Ключевые слова: обойма, фибробетон, базальтовая фибра, предел огнестойкости.

Постановка проблемы. В промышленных зданиях с железобе тонным каркасом колонны испытывают влияние различных факторов:

химических, механических, термических. Достаточно часто прихо дится усиливать колонны в силу разных обстоятельств:

увеличение нагрузок на несущие конструкции;

коррозия арматуры;

последствия пожара.

Наиболее часто для усиления колонн применяется метод уста новки обойм стальных или железобетонных. На пожароопасных уча стках, где происходили и могут повториться пожары целесообразно применять железобетонные обоймы.

Известно, что после воздействия пожара и последующего охла ждения железобетонной конструкции в стальной арматуре практиче ски полностью восстанавливается прочность [1]. Прочность бетона при этом полностью не восстанавливается и, соответственно, не вос станавливается несущая способность колонны. В связи с этим усили вающая железобетонная обойма должна:

способствовать повышению несущей способности колонны, по крайней мере, до первоначального уровня;

повышать огнестойкость конструкции;

не увеличивать чрезмерно сечение колонны.

Анализ последних исследований и публикаций. Удовлетворить перечисленные выше требования наиболее полно возможно за счет при менения в обойме фибробетона на основе стальной или базальтовой фиб ры [2]. Прочность такого фибробетона может достигать при растяжении А.В. Васильченко, И.М. Хмыров, С.С. Кучер Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua 6…12 МПа, при изгибе – 30…35 МПа, а при сжатии – 80…100 МПа.

Дисперсное армирование бетонов повышает их трещиностойкость, уда ростойкость, способствует стойкости бетона к воздействию агрессивной среды;

позволяет сократить рабочие сечения конструкций [3].

Известны методы расчета железобетонной обоймы, которые ис пользуются при необходимости повышения несущей способности ко лонны вследствие возрастания эксплуатационных нагрузок [4]. Мето дика расчета усиливаемых элементов также предложена в СНиП 2.03.01-84* [5]. Однако, методы расчета железобетонной обой мы для усиления конструкций пострадавших при пожаре остаются недостаточно исследованными.

Постановка задачи и ее решение. Основной задачей работы является расчет усиления поврежденной пожаром железобетонной колонны с помощью обоймы из фибробетона, а также оценка огнестойкости усиленной конструкции. Для этого необходимо в применяемой методике расчета усиливаемых элементов найти способ учета поврежденного слоя бетона колонны и оценить влияние дополнительного слоя фибробетона обоймы на огнестойкость усиленной конструкции.

Особенностью расчетной схемы колоны, пострадавшей при пожаре и усиленной железобетонной обоймой, является наличие внешнего слоя бетона колонны с уменьшенным расчетным сопротивлением, который потерял несущую способность и считается выключенным из работы. Толщина этого слоя зависит от интенсивности и продолжительности пожара, а также от свойств использованного бетона. Можно ожидать, что при пожаре, продолжительностью 2 часа и обогреве колонны с четырех сторон толщина поврежденного слоя бетона достигнет 35…50 мм.

Прочность усиленной конструкции (показанной на рис. 1) в этом случае будет обеспеченной, если будет выполняться условие:

Ne Rb 2b2 x2 (h0,red 0,5x2 ) + Rb1b1 x1 (h0,red x2 y 0,5x1 ) + * * (1) + Rs* As*,red (h0,red a' ) Rb 2b2 x2 (h h0,red 0,5x2 ), где N – внецентренная нагрузка;

е – эксцентриситет;

Rb1, Rb2, Rs – расчетные сопротивления бетона колонны, бетона обоймы, стальной арматуры, соответственно (со звездочкой – при сжатии, без звездочки – при растяжении);

b1, b2 – ширина сечения колонны и ширина обоймы, соответственно;

h – толщина сечения конструкции;

x1 – толщина сжатой зоны бетона колонны;

x2 – толщина обоймы;

у – толщина поврежденного слоя бетона колонны;

h0,red – рабочая толщина сечения конструкции;

A*s,red – суммарная площадь сжатой арматуры;

a' – расстояние от сжатой грани обоймы до центра тяжести ее арматуры.

Повышение огнестойкости железобетонной колонны при ее усилении обоймой из фібро- железобетона Сборник научных трудов. Выпуск 34, Толщина сжатой зоны бетона колонны х1 при использовании в колонне и обойме симметричной арматуры одного класса рассчитывается из условия равновесия по формуле:

N + Rb 2 b2 x 2 Rb 2 b2 x * x1 =. (2) * Rb1b Рис. 1. Схема сечения и эпюра напряжений в сечении, нормальном к продольной оси колонны, поврежденной пожаром и усиленной железобетон ной обоймой Для оценочного расчета рассмотрена поврежденная пожаром колонна сечением 0,50,5 м, высотой 4,8 м из бетона класса В15 с арматурой 1220 А-3. Толщина защитного слоя бетона а1=0,02 м, внецентренная нагрузка N=1200 кН, толщина поврежденного слоя бетона колонны у=0,035 м.

Рассматривалось усиление колонны железобетонной обоймой на основе фибробетона с дисперсным армированием базальтовой фиброй (выбрано на основании работы [6]) и симметричной стальной арматурой 1220 А-3. Толщина обоймы x2=0,1 м, толщина защитного слоя а2=0,04 м. Расчетное сопротивление фибробетона при сжатии R*b2=80 МПа, при растяжении – Rb2=10 МПа.

Для сравнения расчет проводился также для обоймы с такими же параметрами, но на основе бетона класса В15. Расчет по (1) показал, что несущая способность рассмотренной конструкции на основе фибробетона (3931 кН·м) более, чем в 3 раза выше А.В. Васильченко, И.М. Хмыров, С.С. Кучер Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua аналогичной конструкции на основе бетона класса В15 (1270 кН·м).

Оценка огнестойкости усиленной конструкции проводилась из расчета предела огнестойкости по методике [7]. Особенность такого расчета заключается в том, что необходимо учесть наличие слоя бетона обоймы и слоя бетона в колонне с измененными механическими характеристиками (допускается, что теплофизические характеристики этого слоя не изменились).

В случае, когда обойма изготовлена из того же материала, что и колонна, теплотехническая часть задачи рассчитывалась как для однородного тела.

Если материал обоймы отличается от материала колонны, то теплотехническую часть можно рассчитать как для многослойного тела через эквивалентный коэффициент теплопроводности eq:

n i, (3) eq = i = n i i =1 i где i – толщина i-го слоя;

i – коэффициент теплопроводности i-го слоя.



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.