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:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 |

«ГОСУДАРСТВЕННАЯ СЛУЖБА УКРАИНЫ ПО ЧРЕЗВЫЧАЙНЫМ СИТУАЦИЯМ НАЦИОНАЛЬНЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ГРАЖДАНСКОЙ ЗАЩИТЫ УКРАИНЫ ISSN 2304-6112 ...»

-- [ Страница 4 ] --

А.А. Лисняк, Н.В. Покидин Повышение эффективности тушения твёрдых горючих материалов в зданиях Исследован процесс возникновения, развития и тушения пожаров ТГМ в зданиях. Рассмотрены проблемные вопросы повышения эффективности исполь зования воды в качестве огнетушащего вещества.

Ключевые слова: твёрдые горючие материалы, огнетушащее вещество, тонкораспылённая вода, эффективность тушения.

A.A. Lisnyak, N.V. Pokidin Improving the efficiency of suppression of solid combustible materials in buildings The process of emergence, development and fighting fires in buildings THMs.

Problematic aspects efficient use of water as an extinguishing agent.

Keywords: solid fuels, the extinguishing agent, water mist, quenching efficien cy.

Підвищення ефективності гасіння пожеж твердих горючих матеріалів в будівлях Сборник научных трудов. Выпуск 34, УДК 614. Ю.В. Луценко, к.т.н., доцент, заст. нач. кафедри, НУЦЗУ, О.Б. Васильєв, к.т.н., доцент кафедри, НУЦЗУ, Є.А. Яровий,викладач, НУЦЗУ ТЕОРЕТИЧНЕ ОБҐРУНТУВАННЯ ВЗАЄМОЗВ’ЯЗКІВ ПАРАМЕТРІВ ПРИ ПРОЕКТУВАННІ ТЕРМОЗАХИСНОГО ОДЯГУ (представлено д-ром техн. наук Ключкою Ю.П.) Отримані залежності теоретично обумовлюють можливість проек тування термозахисного спецодягу у відповідності з заданим часом захисної дії.

Ключові слова: час захисної дії, термозахисний одяг, висока тем пература.

Постановка проблеми. Виконання робіт у несприятливих умо вах, зокрема за високих температур навколишнього середовища пот ребує надійного термозахисного спеціального одягу (ТЗСО), насампе ред у разі проведення аварійно-рятувальних робіт. За період 1998 2002 рр. в Україні у зв’язку з відсутністю засобів захисту відповідного призначення щороку було травмовано приблизно 2500 працівників, у тому числі близько 5% із смертельними наслідками. Досвід експлуа тації спецодягу та статистика травмувань і загибелі працюючих свід чать, що існуючі види ТЗСО мають низькі показники надійності й ер гономічності та не забезпечують достатнього рівня захисту від ком плексу небезпечних та шкідливих чинників виробничого середовища, чим зумовлюється необхідність розроблення науково обґрунтованих підходів до його створення.

Аналіз останніх досліджень та публікацій. В роботах [1, 2] вказується, що задовільною можна вважати тільки таку конструкцію спецодягу, яка, будучи надійною і ефективною в експлуатації, є разом з тим технологічною. Нехтування цим приводить до надмірного подо рожчання виробу і є серйозною причиною того, що подібний спецодяг не знаходить свого практичного застосування.

Постановка задачі та її рішення. При проектуванні термоза хисного одягу слід поставити головну вимогу до неї – збільшення ча су захисної дії. На даний показник практично не впливає вид одягу, характер виконання робіт, але він суттєво залежить від умов експлуа тації, способу захисту і його ефективності, а також маси одягу.

Особливе відношення до показника часу захисної дії складаєть ся при проектуванні аварійно-рятувального і аварійно-захисного Ю.В. Луценко, О.Б. Васильєв, Є.А. Яровий Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua спецодягу, оскільки поряд з вимогою економії матеріальних засобів висувається найбільш вагоме і значиме – соціальне.

До недавнього часу показник часу захисної дії визначається шля хом лабораторних, камерних і натуральних досліджень, що часто не да вало можливості по їх оптимізації. Остання обставина пов’язана з тим, що приходиться вирішувати не завжди коректну багатокритеріальну за дачу по взаємозв’язках параметрів маси комплекту спецодягу, його еко номічних характеристик, характеристик ефективності теплозахисту (ко ефіцієнта теплопровідності, коефіцієнта теплообміну, термічного опору, і т.п.) Так при пасивному способі теплозахисту, час захисної дії напряму залежить від маси комплекту спецодягу з врахуванням показників тем ператури оточуючого середовища і теплового випромінювання;

важкос ті виконуваної роботи;

кількості теплоти і поту, які виділяються органі змом людини;

властивостей матеріалів, що використовуються;

кількості і товщини шарів тепло ізолюючої оболонки, та ін. При активному спо собі теплозахисту до перерахованих факторів слід додати вид холодоа генту і його масу з деталями системи охолодження;

температури в підо дяговому просторі;

спосіб видалення метаболічного тепла;

наявність (або відсутність) автономної дихальної апаратури, і тд.

Маса комплекту спецодягу включає в себе маси зовнішнього шару спецодягу (в подальшому – оболонка), одного або декількох об’ємних теплоізолюючих шарів із легкого нетканого матеріалу, підк ладки (внутрішнього шару), холодоагенту, системи охолодження. По верхнева щільність і товщина зовнішнього і внутрішнього шарів у рі зноманітних видів термозахисного спецодягу приблизно однакові, тобто їх тепловий опір і щільність можна рахувати постійними. Най більший вплив на характеристики термозахисного спецодягу створює вид, товщини і кількість шарів тепло ізолюючих матеріалів, конструк ція одягу, а також кількість (маса) холодоагенту і спосіб його подачі в під костюмний простір.

Система охолодження термозахисного спецодягу з автономною системою життєзабезпечення (АСЖЗ) основана, як правило, на засто суванні холодоагенту, який поглинає теплоту при фазовому перетво ренні: випаровуванні або таненні. Для розміщення холодоагенту в одязі потрібен ряд деталей і пристроїв, маса яких пропорційна масі холодоа генту (оболонки охолоджуючих елементів, кишені для їх розміщення, теплоізольований резервуар, і тп.), тому в подальшому будемо викори стовувати термін приведеного питомого ресурсу холодоагенту.

Таким чином, основне завдання зводиться до визначення опти мального співвідношення товщини шарів теплоізоляції і маси (або по тужності) системи охолодження, що дасть можливість в кінцевому випадку отримати максимальний термін захисної дії термозахисного спецодягу при мінімальній масі комплекту.

Теоретичне обґрунтування взаємозв’язків параметрів при проектуванні термозахисного одягу Сборник научных трудов. Выпуск 34, Представимо баланс теплової енергії Q, Дж, в спрощеному ви гляді Q = QT + Qn, (1) де Q – загальна кількість теплоти, накопичена в системі охолодження;

QT – кількість теплоти, яка проникає крізь оболонку одягу в період дії системи охолодження;

Qn – сумарна кількість теплоти, яка утворюєть ся за рахунок метаболізму організму людини, припливів повітря крізь шви і з’єднання конструкції одягу, утворення інею на деталях системи охолодження, теплопровідності людського тепла, втрат вологого пові тря з під оболонки одягу, і т.п.

Оскільки:

Q = np m x ;

np =, (2) m 1+ mx (T Tk )S ;

mT = hS, (3) QT = 1 + + 1 де m x – маса холодоагенту, кг;

m0 – маса деталей і пристроїв системи охолодження, кг;

np – приведений питомий ресурс холодоагенту, Дж/кг;

– питомий ресурс холодоагенту, Дж/кг;

Т – температура оточуючого середовища, К;

Tk – середня температура в просторі під одягом, К;

S – площа поверхні теплоізолюючої оболонки, м2;

– час захисної дії системи охолодження або одягу, с;

– товщина шарів те плоізоляції, м;

– коефіцієнт теплопровідності шарів теплоізоляції, Вт/(мК);

1, 2 – коефіцієнти тепловіддачі зовнішнього і внутрішньо го шарів оболонки, Вт/(м2К);

mT - маса шарів теплоізоляції, кг;

– щільність шарів теплоізоляції, кг/м3, то після підстановки виразів (2) і (3) в (1) отримаємо (T Tk )S + Q n + + 1 2 mx =, (4) np Ю.В. Луценко, О.Б. Васильєв, Є.А. Яровий Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua Враховуючи той факт, що Qn і np в даному випадку можна m прийняти сталим, оскільки відношення практично стале, цільову mx функцію представимо у вигляді Z = m x ( ) + m0 ( ) min, при обмеженні (4). (5) Підставивши вираз m x із (4), mT із (3) в (5) отримаємо (T Tk )S + Q n + + 1 2.

Z ( ) = (6) np + S Відповідно (6), збільшення товщини шарів теплоізоляції знижує масу холодоагенту, і навпаки. Так, при безмежно великому ( ), для поглинання теплоти необхідним Qn, а при ( 0) маса холодоаге нту буде дорівнювати m * x (T Tk )S + Q 1 n + 1 2 m =. (7) x np Диференціюємо вираз (6) по і прирівнюючи його до нуля, отримуємо:

(T Tk ) = 0, (8) + np + звідки (T Tk ) 2 1 =. (9) np 1 Теоретичне обґрунтування взаємозв’язків параметрів при проектуванні термозахисного одягу Сборник научных трудов. Выпуск 34, З іншого боку, задаючи значення h і інших вхідних величин, отримаємо значення часу захисної дії системи охолодження або одягу.

Результати досліджень по визначенню оптимального співвідно шення потужності системи охолодження N, маси шарів теплоізоляції mT і товщини шарів теплоізоляції при зміні температури оточуючого се редовища від 60 до 200 0С приведені на рис. 1.

Рис.1. Графік залежності потужності системи охолодження від товщи ни шарів теплоізоляції термозахисного одягу Оскільки Qn є сталою величиною, то на рисунку вона представле на горизонтальною прямою 2. Потужність системи охолодження пред ставлена сімейством кривих 3, 5-8, кожна з яких в залежності від темпе Ю.В. Луценко, О.Б. Васильєв, Є.А. Яровий Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua ратури оточуючого середовища асимптотично наближуються до прямої 2 при ( ). Точки перетину прямої 1 з сімейством кривих 3, 5-8 ви значають раціональну масу шарів теплоізоляції при відповідному зна ченні. Провівши на рис.1 пряму 4 для mT = S і переміщуючи її пара лельно самій собі до перетину однієї із кривих 3, 5-8 (точка А), отримає мо в кінцевому випадку оптимальне співвідношення товщини шарів ізо ляції і потужності системи охолодження для даної температури оточую чого середовища [3].

Висновок. Отримані залежності теоретично обумовлюють мож ливість проектування термозахисного спецодягу у відповідності з за даним часом захисної дії. Крім того, різноманітні варіації вищевказа них параметрів дозволяють щільно підійти до проектування термоза хисного спецодягу з врахуванням маси комплекту спецодягу, що в пе ршу чергу, покращить його ергономічні показники і підвищить ефек тивність при виконанні аварійно-рятувальних робіт.

ЛІТЕРАТУРА 1. Романов В.Е. Системный подход к проектированию специа льной одежды. – М.: Легкая и пищевая промышленность, 1981. – 128с.

2. Клименко Ю.В. Теоретические основы тепловых расчетов противогазотепловой одежды для горноспасателей // Науковий вісник НГАУ. – 2001. – №3. – С. 70-73.

3. Колосніченко М.В., Марійчук І.Ф. Теоретичне обгрунтування вззаємозв’язків при проектуванні термозахисного спецодягу // Вісник Технологічного університету Поділля. – 1999. – №6. – С. 121-123.

Ю.В. Луценко, А.Б. Васильев, Е.А. Яровой Теоретическое обоснование взаимосвязей параметров при проектиро вании термозащитной одежды Полученные зависимости теоретически обусловливают возможность про ектирования термозащитной спецодежды в соответствии с заданным временем защитного действия.

Ключевые слова: время защитного действия, термозащитная одежда, вы сокая температура.

U.V. Lutsenko, A.B. Vasiliev, E.A. Yarovoy Theoretical study of design parameters interconnection termozahysnoho clothing The dependences theoretically lead to the possibility of designing termozahys noho inspection in accordance with the specified time, the protective effect.

Keywords: a protective effect, termozahysnyy wear, high temperature.

Теоретичне обґрунтування взаємозв’язків параметрів при проектуванні термозахисного одягу Сборник научных трудов. Выпуск 34, УДК 621. Р.Г. Мелещенко, преподаватель, НУГЗУ, В.К. Мунтян, к.т.н., зав. кафедрой, НУГЗУ МОДЕЛЬ ЛОКАЛИЗАЦИИ ПРИРОДНОГО ПОЖАРА С ПОМОЩЬЮ АВИАЦИОННОЙ ТЕХНИКИ (представлено д-ром техн. наук Соболем А.Н.) Получена модель локализации динамической области природного пожара – уравнение линии, вдоль которой необходимо осуществ лять сбросы воды с пожарного самолета.

Ключевые слова: природный пожар, пожарная авиация, скорость локализации.

Постановка проблемы. В условиях пересеченной или горной местности, а также при условии быстрого распространения природно го пожара одним из наиболее используемых способов борьбы с ним является создание заградительных полос сбросами растворов огнеза держивающих химикатов и воды (в особенности при защите населен ных пунктов и объектов), которые осуществляются специализирован ной авиационной техникой [1]. Высокая стоимость данного вида борьбы с пожаром [2] приводит к необходимости повышения эффек тивности использования пожарных самолетов.

Анализ последних исследований и публикаций. В работах [3, 4] проводится оценка необходимого расхода воды при авиационном ту шении кромки лесного пожара, показана низкая эффективность дан ного метода. В тоже время отсутствуют работы, обосновывающие це лесообразность использования пожарной авиации при локализации природного пожара путем создания переувлажненной заградительной полосы перед его фронтом.

Постановка задачи и ее решение. Целью работы является соз дание математической модели локализации динамической области природного пожара сбросами воды с пожарных самолетов.

Борьба с лесными пожарами авиационными методами может осуществляться в виде локализации динамической области пожара – создания вокруг нее переувлажненной заградительной полосы (не прямая атака).

В ряде работ [5, 6] обоснована возможность детектирования кромки пожара дистанционными методами. Полученное в момент времени t 0 в привязке к карте местности изображение контура пожара может быть векторизовано, т.е. в глобальной системе координат с из вестным масштабом контур пожара (в том числе, – пятнистого) может быть задан массивом А вершин M ломаных, аппроксимирующих кон туры отдельных очагов Р.Г. Мелещенко, В.К. Мунтян Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua [( x1 ;

y1 ), ( x1 ;

y 1 ),...( x1 1 1 ;

y 1 1 1 ), ( x1 1 ;

y 1 1 )] 1 2 2 N N N N 2 2 2 2 2 2 2 [( x1 ;

y1 ), ( x 2 ;

y 2 ),...( x N 2 1 ;

y N 2 1 ), ( x N 2 ;

y N 2 )], A= (1)...................

MM M M M M M M [( x1 ;

y1 ), ( x 2 ;

y 2 ),...( x N M 1 ;

y N M 1 ), ( x N M ;

y N M )] где M – количество очагов в момент времени t;

( xn ;

y n ) – координа m m ты n -ой вершины ( n = 1...N m ) границы m -ого очага (m = 1...M ), за данные в глобальной системе;

N m – количество вершин контура m ого очага.

В силу замкнутости границы первая и последняя точки каждого контура совпадают, т.е. ( x1m ;

y1m ) = ( x N m ;

y N m ) m = 1...M. Каждый из m m очагов занимает область пространства m.

Наличие информации о контуре пожара и ландшафтно метеорологических условий в зоне пожара, позволяет получить дис кретный прогноз его динамики с помощью какой-либо из моделей и программных продуктов [7-9].

Располагая данной информацией, руководитель тушения пожара (РТП) должен принять решение о целесообразности локализации всей группы очагов авиационными методами.

Чтобы принять или отвергнуть данное решение, руководитель должен соотнести тактические возможности имеющихся в его распо ряжении сил и средств с масштабом задачи. В частности, необходимо выяснить, достаточна ли линейная скорость создания переувлажнен ной полосы для осуществления локализации.

Решением данной задачи при наличии информации в виде (1) о пространственных параметрах пожара является выпуклая оболочка (ВО) [10], охватывающая все точки массива А. Расчет ВО возможен с помощью ряда алгоритмов [11].

Одним из наиболее простых и эффективных методов построения ВО является алгоритм Джарвиса «Заворачивания подарка». Использо вание данного алгоритма применительно к массиву (1) позволяет най ти координаты ВО в виде массива B. ВО в дискретный момент време ни t j ( j N) представляет собой границу j минимального выпукло го многоугольника j ВО (t j ), заданную набором K j вершин B j B (t j ) = [( x kj ;

y kj )] k =1..K j (2) (здесь и далее индексом j будем обозначать номер временного шага).

В силу необратимости распространения пожара имеет место ус ловие j j +1 j N, с учетом которого и ввиду выпуклости обо лочки, описание динамики ВО удобно (в отличие от невыпуклого кон Модель локализации природного пожара с помощью авиационной техники Сборник научных трудов. Выпуск 34, тура пожара) осуществлять в локальной полярной системе координат.

При этом в качестве полярного полюса предлагается использовать центр масс области 0 (в момент времени t0 ).

Нахождение координат центра масс ( xc ;

y c ) в глобальной сис теме координат может быть осуществлено с помощью следующей процедуры.

Как известно [12], для однородной области xc = x ds ds ;

y c = y ds ds. (3) Очевидно, что непосредственное использование данного выра жения для многовершинной области не является удобным. В случае за дания контура ВО в виде (2) для осуществления вычисления знамена теля (3) (площади S области ) удобно использовать формулу [13] 1K ( xk +1 xk )( yk +1 + yk ).

ds = S = (4) 2 k = Для вычисления числителей (3) воспользуемся формулой Гри на [14] Q P x y ds = Pdx + Qdy, (5) где – граница (замкнутый контур) области.

Q P = x. Положим P = 0, а В этом случае для xc имеем x y x Q = x 2. Тогда xds = dy.

Для вычисления данного интеграла перейдем к параметрической за писи уравнения отрезка – звена ломаной – контура многоугольника.

Пусть задано k-ое звено многоугольника своими вершинами [( x k ;

y k ), ( x k +1 ;

y k +1 )]. Тогда параметрическое (с параметром l – кон тинуальным номером вершины) уравнение звена l k будет иметь вид X (l) = x k + ( x k +1 xk ) (l k );

l k (l ) = k k l k + 1. (6) Yk (l) = y k + ( y k +1 y k ) (l k );

K В силу того, что = U l k, с учетом предыдущего выражения k = получаем Р.Г. Мелещенко, В.К. Мунтян Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua k + 1K (xk + ( xk +1 xk ) (l k )) ( yk +1 yk ) dl.

xds = (7) k = k Вычисляя последний интеграл, получим ) 1K xds = 6 ( yk +1 yk )(xk +1 + xk + xk +1 xk.

2 (8) k = Проделывая аналогичные выкладки для y c, и подставляя полу ченные выражения в (3), окончательно получим ( y k +1 y k )(xk2+1 + x k2 + x k +1 x k ) K k = xc = ;

K 3 ( x k +1 x k )( y k +1 + y k ) k = (9) (x k +1 xk )(y k2+1 + y k2 + y k +1 y k ) K k = yc =.

K 3 ( x k +1 x k )( y k +1 + y k ) k = Следует отметить что процедура (3)-(9) применима и для произ вольного односвязного невыпуклого многоугольника.

Найдя согласно (9) координаты центра масс области, свяжем с ним локальную полярную систему координат с полярной осью, кол линеарной оси ОХ глобальной декартовой системы координат, осуще ствив сдвижку координат каждой точки в массиве В (2), т.е. проделав замену ( xkj ;

y kj ) ( xkj xc ;

y kj y c ).

В этой системе координат в момент времени t j полярное урав нение звена l kj ломаной j, получаемое из уравнения прямой, прохо x xkj y y kj = дящей через две точки j путем стандартной заме x k +1 xkj y kj+1 y kj ны x = cos ;

y = sin, может быть задано в виде ( )( ) y kj x kj+1 x kj x kj y kj+1 y kj ) = j k( ), sin (x ) cos (y j x kj j y kj (10) k +1 k + [arctg ( y kj, xkj );

arctg ( y kj+1, x kj+1 )].

Соответственно, в момент времени t j сама ВО (т.е. линия j = j ( ) ) в полярных координатах может быть задана в виде Модель локализации природного пожара с помощью авиационной техники Сборник научных трудов. Выпуск 34, K j kj ( ) [ ( kj ) ( kj+1 )], 0 2, ( ) = j (11) k = где ( ) – функция Хэвисайда, kj = arctg ( y kj, x kj ).

Кроки прогноза пожара t = t j +1 t j могут быть выбраны доста точно малыми, что позволяет полагать, что радиальная скорость v j ( ) на протяжении временного интервала [t j ;

t j +1 ] зависит лишь от, но не от t. В этом случае она может быть задана в виде j +1 ( ) j ( ) v ( ) = j. (12) t Тогда радиальная скорость V (, t ) на всем интервале прогнози рования [t 0 ;

t 0 + t J ] может быть задана как J [ ] V (, t ) = v j ( ) (t t j ) (t t j +1 ). (13) j = Выражение (13) представляет собой линейную сплайн интерполяцию (по времени) дискретных значений скорости (12) и по зволяет вычислить значение радиальной скорости в произвольный (а не только дискретный) момент времени t [t 0 ;

t 0 + t J ] для любого [0;

2 ]. Следует подчеркнуть, что V (, t ) является радиальной скоростью, т.е. скоростью распространения ВО в направлении вдоль луча с полярным углом.

Учитывая (12) выражение для ВО в произвольный момент вре мени t [t 0 ;

t 0 + t J ] в полярных координатах может быть задано выражением (, t ) = (, t 0 ) + V (, t ) ( t t 0 ). (14) Располагая континуальным прогнозом динамики ВО пожа ра (14) и значением средней скорости локализации Vl [15], можно по лучить форму локализационной кривой R ( ), т.е. линии вдоль кото рой необходимо осуществлять сбросы воды.

На параметры тактики локализации пожара с воздуха влияет высокая скорость распространения кромки пожара и достаточно низ кая скорость создания переувлажненной полосы. Из этого положения следует, что создание противопожарного барьера не должно осущест вляться в непосредственной близости от быстро распространяющихся тактических элементов контура пожара, иначе производительность авиасил может оказаться недостаточной для осуществления проклад ки непрерывной переувлажненной полосы.

Р.Г. Мелещенко, В.К. Мунтян Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua Поэтому, с одной стороны, при локализации пожара при малой скорости локализации необходимо отступить от кромки пожара как можно дальше.

С другой стороны, степень переувлажнения растительного го рючего материала, а значит и эффективность задержки огня, зависит от продолжительности интервала времени между моментом сброса и моментом подхода пламени пожара к противопожарному барьеру, по скольку в условиях повышенной температуры происходит быстрое испарение избыточной влаги водяного сброса. В работе [16] приво дятся данные о том, что продолжительность данного интервала не должна превышать 15 мин. Беря за основу данное время и располагая значением скорости (13) можно найти предельное расстояние r от кромки пожара до точки сброса, которое обеспечивает эффективную локализацию. Осуществляя в (14) замену (, t ) (, t ) + r зададим динамику таким образом переопределенной – расширенной ВО.

В работе [17] получено выражение, описывающее траекторию движения сил пожаротушения при ликвидации наземного ландшафт ного пожара. Для обхода динамической ВО необходимо учесть диф ференциалы более высоких порядков, поскольку пренебрежение ими, допустимое для описания локализации кромки пожара в [17], приво дит к нефизичным результатам, связанным с наличием отрезков ВО большой угловой протяженности.

Пусть осуществление сбросов началось в момент времени T ( T0 t 0 ), при этом скорость прокладки непрерывного противопожар ного барьера (переувлажненной полосы) равна Vl.

Рассмотрим малый элемент локализационной кривой, прокла дываемый за время t. Между моментами времени t и t + t, соглас но теореме косинусов, имеем (рис. 1) 2 (, t ) + 2 ( +, t + t ) 2 (, t ) ( +, t + t ) cos ( ) (15) Vl t = 0.

Ограничиваясь первыми членами ряда Тейлора, имеем (, t ) (, t ) 2 (, t ) ( +, t + t ) (, t ) + + t ;

(16) t + t t () cos() 2. (17) 2 (, t ) V (, t ) (, t ) = V (, t ) и = Учитывая, что, под t t ставляя (16) и (17) в (15) и решая полученное уравнение относительно t, получаем решение (которое обозначим как T ) Модель локализации природного пожара с помощью авиационной техники Сборник научных трудов. Выпуск 34, 1 V V T(, t, ) = V + Vl2 V + 2 + ± 2 2 2 2 V V + V V 2 () ± () V + 2 + 4 (18) l 1/ + 2 +.

Поскольку с учетом (13) и (14) разделение переменных в (18) невозможно, то исключается возможность аналитического нахожде ния линии сброса воды путем интегрирования. Поэтому нахождение данной кривой осуществим численно с использованием итерационной процедуры.

Рис. 1. К выводу уравнения линии сброса воды Для этого задаются координаты ( X 0 ;

Y0 ) первого сброса в мо мент времени T0. Координаты ( X ;

Y ) пересчитываются в локальной 0 0 = arctg (Y0 y c, X 0 y c ), полярной системе в виде R0 = ( X 0 x c ) + (Y0 y c ), т.е. задается точка (R0, 0 ). Задается 2 малое постоянное приращение угла, так что n +1 = n +. Со гласно (18) рассчитывается Tn ( n, Tn, ), что позволяет вычислить Tn+1 = Tn + Tn ( n, Tn, ). Подстановка в (14) позволяет вычислить Р.Г. Мелещенко, В.К. Мунтян Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua Rn +1 = ( n +1, Tn +1 ), после чего процедура повторяется. Полученное таким образом множество вершин {(Rn, n )}n=0... N может быть линей но интерполировано ломаной линей R(, t ) N R (, t ) = Rn [ ( n (t )) ( n +1 (t ))]. (19) n = Выражение (19) решает задачу нахождения линии сброса воды для локализации природного пожара. На рис. 2 приведен пример, ил люстрирующий динамику локализации области пожара (прогноз по жара получен на основе модели [9]).

Рис. 2. Пример расчета линии сброса воды для локализации динами ческой области природного пожара Модель локализации природного пожара с помощью авиационной техники Сборник научных трудов. Выпуск 34, Выводы. Наличие прогноза динамики области природного по жара и значения скорости прокладки переувлажненной заградитель ной полосы, получаемой путем сбросов воды с пожарного самолета, позволяют получить уравнение линии противопожарного барьера, что важно для планирования тактики борьбы с пожаром.

ЛИТЕРАТУРА 1. Арцибашев Е.С., Гусев В.Г. Авиационные способы борьбы с лесными пожарами в условиях радиационного загрязнения радионук лидами // Предупреждение, ликвидация и последствия пожаров на ра диоактивно загрязненных землях: Сб. науч. тр.- Вып. 54. – Гомель, ИЛ НАН Беларуси, 2002.- 190 с.

2. Keating E. Air attack against wildfires understanding U.S. Forest Service requirements for large aircraft / E. Keating, A. Morral, C. Price and other // RAND, 2012. – 142 p.

3. Абдурагимов И.М. Проблема тушения крупных лесных пожа ров и крупномасштабных пожаров твердых горючих материалов в зданиях // Пожаровзрывобезопасность – 2012. – т. 21, №2. – С. 69-74.

4. Абдурагимов И.М. Проблема тушения лесных и торфяных пожаров (тепловая теория тушения пожаров твердых горючих мате риалов на открытых пространствах и внутри зданий и сооружений) // Пожаровзрывобезопасность – 2012. – т. 21, №10. – С. 66-76.

5. Комяк В.А. Радиотепловая сканирующая система для пожарных служб авиационной охраны лесов / В.А. Комяк, С.А. Шило // Харьков:

Институт радиофизики и электроники им. А.Я. Усикова 2003.- 25 с.

6. Азатян В.В., Болодьян И.А., Шебеко Ю.Н., Копылов С.Н.

Применение летательных аппаратов для обнаружения и тушения лес ных пожаров. – М.: Изд. Фгу ВНИИПО МЧС России. – 2003. – № 2. – С. 140-141.

7. Доррер Г.А. Математические модели динамики лесных пожа ров. – М.: Лесная промышленность, 1979. – 161 с.

8. M.A. Finney. FARSITE: Fire Area Simulator – Model Develop ment and Evaluation. USDA For. Serv. Res. Pap. RMRS-RP-4. 1989.

9. Абрамов Ю.А., Басманов А.Е., Тарасенко А.А. Моделирова ние пожаров, их обнаружения, локализации и тушения. – Харьков:

НУГЗУ, 2011. – 927 с.

10. Препарата Ф. Вычислительная геометрия: Введение / Ф.

Препарата, М. Шеймос. – М.: Мир, 1989. – 478 с.

11. Построение выпуклой оболочки множества точек. Элект ронный документ. Режим доступа http://algolist.manual.ru/ maths/geom/convhull.

12. Выгодский М.Я. Справочник по высшей математике /М. Я.

Выгодский. — М.: ACT: Астрель, 2006. – С. 991.

13. Андреева Е.В. Вычислительная геометрия на плоскости / Е.В. Андреева, Ю.Е. Егоров // Информатика. – 2002. – №40. – С. 28-31.

Р.Г. Мелещенко, В.К. Мунтян Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua 14. Фихтенгольц Г.М. Курс дифференциального и интегрально го исчисления. Т. 2 / Г.М. Фихтенгольц. – М.: Наука, 1972 – 357 с.

15. Мелещенко Р. Г. Критерий принятия решения о целесообра зности привлечения авиации для локализации лесного пожара / Р.Г.

Мелещенко, В.К. Мунтян // Проблемы пожарной безопасности:

Сб.научн.тр.-Вып33.-Харьков: НУГЗУ, 2013. -С.122-131.

16. Москвилин Е.А. Применение авиации для тушения лесных пожаров / Е.А. Москвилин // Пожарная безопасность. – М: 2009. – №1 С. 89-92.

17. С.Ф. Кривошлыков. Модель локализации простого ландша фтного пожара с произвольной формой очага / С.Ф. Кривошлыков, Ю.А. Абрамов, А.А. Тарасенко // Проблемы пожарной безопаснос ти. – 2006. – Вып. 20. – С. 115-118.

Р.Г. Мелещенко, В.К. Мунтян Модель локалізації природної пожежі за допомогою авіаційної техніки Отримана модель динамічної локалізації області природної пожежі рівняння лінії, вздовж якої необхідно здійснювати скиди води з пожежного літака.

Ключові слова: природна пожежа, пожежна авіація, швидкість локалізації.

R.G. Meleschenko, V.K. Mountyan Localization model natural fire with the help of aviation equipment Obtained localization model of the dynamic nature of fire-the equation of the line along which it is necessary to discharge water from a fire aircraft.

Keywords: natural fire, fire fighting aviation, speed localization.

Модель локализации природного пожара с помощью авиационной техники Сборник научных трудов. Выпуск 34, УДК 614.841. О.П. Михайлюк, к.х.н., доцент, професор кафедри, НУЦЗУ, С.Я. Кравців, курсантка, НУЦЗУ ПРОБЛЕМИ ЗАБЕЗПЕЧЕННЯ ПОЖЕЖНОЇ БЕЗПЕКИ РЕЗЕРВУАРНИХ ПАРКІВ (представлено д-ром техн. наук Басмановим О.Є.) На підставі виконаних розрахунків висоти захисного огородження резер вуарів з нафтопродуктами у разі їх повного руйнування зроблено висно вок про необхідність удосконалення протипожежного захисту скла дів нафти і нафтопродуктів.

Ключові слова: резервуар, повне руйнування, обвалування, огоро дження, захисна стіна.

Постановка проблеми. Найбільш небезпечним за своїми нас лідками видом надзвичайної ситуації в резервуарних парках є роз лив нафти чи нафтопродукту під час квазимиттєвих руйнувань вер тикальних сталевих резервуарів (РВС), характерною ознакою яких є повна втрата цілісності корпуса та вихід за короткий проміжок часу на прилеглу територію всієї горючої рідини, що зберігалася в резер вуарі. Такий розвиток аварійної ситуації є досить небезпечним і по винен враховуватися при оцінці пожежного і техногенного ризику під час декларування безпеки об’єктів підвищеної небезпеки. Так, дослідженнями Російського Центрального науково-дослідного та проектного інституту будівельних металоконструкцій ім. М.П. Ме льникова було встановлено, що частота повних аварійних руйну вань РВС оцінюється досить високим значенням - 3 10-4 рік-1. Зако рдонні спеціалісти класифікують квазимиттєві руйнування резерву арів з нафтою і нафтопродуктами як промислові катастрофи, що обумовлює підвищений рівень захисту. У зв’язку з цим виникла не обхідність аналізу існуючих в Україні нормативних вимог щодо об меження площі розливу нафти і нафтопродуктів на випадок повної руйнації резервуара.

Аналіз останніх досягнень та публікацій. До правил протипо жежної охорони нафтових резервуарів багатьох країн світу увійшли захисні вертикальні стіни з бетону, цегли чи каміння, що обладнані козирком шириною 0,2 м, та додатково вбудовані земляні вали на від стані не менше 9 м від основного обвалування резервуара. Згідно дію чим нормативним документам [1] замкнені земляні обвалування чи огороджуючі стіни розраховують тільки на гідростатичний тиск, а ви соту визначають, виходячи з рівності об’єму рідини, що зберігається в РВС, та об’єму обвалування. Тому земляні обвалування та огороджу О.П. Михайлюк, С.Я. Кравців Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua ючі стіни, як показує практика, не витримують потужний потік ріди ни, що утворюється під час квазимиттєвого руйнування резервуара.

Навіть при збереженні цілісності і стійкості нормативного огоро дження через нього відбувається перелив значного об’єму рідини. Так, за даними [3] в 45 % випадків аварій РВС потік рідини руйнував стіну чи розмивав обвалування, виходячи за межі території об’єкта, що при зводило до катастрофічних наслідків з великими матеріальними збит ками. Аналіз норм і технічних умов проектування складських підпри ємств і господарств для зберігання легкозаймистих і горючих рідин показав, що редакція їх неодноразово змінювалась, але умови до вла штування земляних обвалувань чи огороджуючих стін залишались без особливих змін.

Поряд з цим слід відмітити, що останнім часом, у зв’язку з буді вництвом резервуарів великого об’єму та збільшенням кількості випа дків їх руйнувань через неефективність нормативного захисту, в Росії та за кордоном стали використовувати спеціальні захисні стіни з від бійним козирком із монолітного залізобетону або резервуари з двій ними стінками. Спеціальна огороджуюча стіна з відбійним козирком розрахована на гідродинамічні навантаження під час квазимиттєвого руйнування резервуара і виконує в замкненому і значному об’ємі роль аварійного резервуара, що значно знижує загрозу аварійного розливу нафтопродукту.

На відміну від діючих норм України, що не враховують особли вості квазимиттєвого руйнування резервуарів, в [2] знайшли відобра ження нормативні вимоги до улаштування за нормативним огоро дженням на найбільш небезпечних напрямках додаткових захисних перешкод (огороджуючої стіни з відбійним козирком), наукове обгру нтування доцільності улаштування яких наведено в роботах [4,5].

Постановка задачі та її розв’язання. З метою оцінки та допов нення і розвитку основних положень діючих норм і правил [1] щодо влаштування захисних перешкод, здатних локалізувати весь об’єм пожежонебезпечної рідини під час квазимиттєвого руйнування резер вуара, в роботі виконані розрахунки висоти захисного огородження резервуарів з нафтопродуктами у разі їх повного руйнування.

Для визначення основного геометричного параметра (висоти) захисної огороджуючої стіни з хвилевідбиваючим козирком, яка б повністю утримувала рідину під час квазимиттєвого руйнування над земного вертикального резервуара, використали методику [2]. Дана методика справедлива за умов, коли: 100 Vн 30 000, 3 L 30, де Vн - номінальний об’єм резервуара, м3;

L – відстань від огороджуючої стіни до стінки резервуара.

Розрахунки виконували для типових вертикальних резервуарів номінальних об’ємів 1000 м3, 5000 м3, 10000 м3, 20000 м3, 30000 м Проблеми забезпечення пожежної безпеки резервуарних парків Сборник научных трудов. Выпуск 34, згідно таблиці 22 [1], за якою наведені оптимальні розміри (діаметр та висота) відповідних резервуарів. Відстань від резервуара до захисної стіни приймали, виходячи з вимог таблиці 26 [1].

Розрахунок висоти огороджуючої стіни (Нс) виконували за фор мулою [2] а Нс а а + 0,0871 1 + 0,0639 1, (1) = 0, Кз Н р а2 а а де Кз – коефіцієнт запасу, який рекомендується приймати рівним 1, для резервуарів об’ємом не більше 5000 м3 и рівним 1,2 для резервуа рів більшого об’єму;

а1 = f1(b/Hр), а2 = f2(L/Rp) – змінні, які залежать від довжини вильоту хвильовідбиваючого козирка (b, м) і відстані від центра резервуара до огороджуючої стіни (L1, м), відповідно дорівнюють L b (2, 3) + 0,485, а 2 = lg( 1 ), а1 = 15, Hр Rр де Нр – максимальний рівень рідини в резервуарі, м;

Rp – радіус ава рійного резервуара, м.

Отримані результати розрахунків показали, що збільшення об’єму резервуара призводить до збільшення висоти захисної стіни, а зменшення висоти захисної стіни має місце при збільшенні відстані від резервуара до стіни (табл. 1).

Табл. 1. Розрахункові та нормативні* значення висоти (м) захисної стіни Відстань від Об’єм резервуара, м резервуара до 1 000 5000 10 000 20 000 30 захисної стіни, м 6,79 9,91 18,84 26,33 30, 3 * * * * (не рег.)* (1-3,9) (1-3,9) (не рег.) (не рег.) 1,28 4,78 7,91 11,9 13, (1-3,9)* (1-3,9)* (1,5-3,9)* (1,5-3,9)* (1,5-3,9)* 0,52 2,9 4,2 6,43 7, (1-3,9)* (1-3,9)* (1,5-3,9)* (1,5-3,9)* (1,5-3,9)* 0 1,49 1,55 2,58 3, (1-3,9)* (1-3,9)* (1,5-3,9)* (1,5-3,9)* (1,5-3,9)* * ВБН В.2.2.58.1-94.

Висновок. Порівняння отриманих значень висоти захисної стіни з нормативними [1] дозволяє зробити висновок про те, що у разі ква зимиттєвого руйнування резервуарів нормативні огородження резер О.П. Михайлюк, С.Я. Кравців Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua вуарів не здатні локалізувати весь об’єм пожежонебезпечної рідини, для чого необхідні більш глибокі дослідження з питань нормування протипожежного захисту складів нафти і нафтопродуктів.

ЛІТЕРАТУРА 1. ВБН.В.2.2.58.1-94. Проектування складів нафти і нафтопро дуктів з тиском насичених парів не вище 93,3 кПа.

2. Национальный стандарт Российской Федерации. Ограждения резервуаров. Требования пожарной безопасности, 2010.

3. Швырков С.А., Горячев С.А., Сорокоумов В.П.и др. Стати стика квазимгновенных разрушений резервуаров для хранения нефти и нефтепродуктов.// Пожаровзрывобезопасность.-2007.-Т.16.- №6. – С. 48-52.

4. Швырков С.А. Современная концепция защитных сооруже ний резервуаров и резервуарных парков от разлива нефти и нефтепро дуктов // Материалы Международной науч.-практ. конф. Актуальные проблемы пожарной безопасности. 4.1.-М.: ВНИИПО, 2008. – С. 242 245.

5. Воробьев В.В. Дополнительные защитные преграды для сни жения пожарной опасности разлива нефти и нефтепродуктов при раз рушениях вертикальных стальных резервуаров: Автореф. канд. техн.

наук. М.: Академия ГПС МЧС России, 2008. – 24 с.

А.П. Михайлюк, С.Я. Кравцив Проблемы обеспечения пожарной безопасности резервуарных парков На основании выполненных расчетов высоты защитного ограждения ре зервуаров с нефтепродуктами в случае их полного разрушения сделан вывод о необходимости усовершенствования противопожарной защиты складов нефи и нефтепродуктов.

Ключевые слова: резервуар, полное разрушение, обвалование, огражде ние, защитная стена.

A.P. Mihaylyuk, S.Ya. Kravtsiv The problems of fire safety tank farms Based on the calculations the height of the guard tanks with oil in the event of total destruction concluded that the need to improve fire protection and oil depots nave.

Keywords: tank, complete destruction, diking, fencing, protective wall.

Проблеми забезпечення пожежної безпеки резервуарних парків Сборник научных трудов. Выпуск 34, УДК 614. Б.Б. Поспелов, д.т.н., проф., вед. научн. сотр., НУГЗУ, Р.И. Шевченко, к.т.н., с.н.с., нач. лаборатории, НУГЗУ, А.Н. Коленов, ст. преподаватель, НУГЗУ СИСТЕМНЫЙ АНАЛИЗ МОДЕЛЕЙ ВОЗНИКНОВЕНИЯ ПОЖАРА В НЕГЕРМЕТИЧНОМ ПОМЕЩЕНИИ (представлено д-ром техн. наук Тарасенко А.А.) Рассмотрена базовая системная модель начальной стадии пожара в негерметичном помещении. Приведены результаты системного ана лиза динамики среднеобъемной температуры газовой среды.

Ключевые слова: базовая системная модель пожара, системный анализ среднеобъемной температуры газовой среды, негерметичное помещение.

Постановка проблемы. Эффективность противопожарной за щиты неразрывно связана с надежностью раннего обнаружения пожа ра. Поскольку пожары относятся к сложным системам, адекватное их моделирование возможно только на основе системного подхода. В этой связи актуальной является проблема системного анализа дина мики опасных факторов пожара на его начальной стадии для различ ных типов объектов. Одним из опасных факторов пожара в помеще ниях является температура. Поэтому в рамках указанной общей про блемы одной из актуальных частных проблем является системный анализ моделей динамики среднеобъемной температуры пожара в по мещении в процессе его возникновения.

Анализ последних исследований и публикаций. В [1-7] рас смотрены различные модели динамики температуры в помещениях на начальной стадии пожара. Многообразие моделей обусловлено раз личными типами ограничений и допущений, накладываемых при их разработке. При этом в литературе отсутствуют результаты системно го анализа опасных факторов пожара для базовых системных моделей.

Так, например, для интегральных и зонных моделей, как правило, по стулируется стационарность условий горения. В [5] рассматривается интегральная модель динамики температуры в помещении на началь ной стадии пожара в предположении, что удельная массовая скорость выгорания является постоянной величиной. Однако в [6] отмечается, что величина удельной массовой скорости выгорания, например, для дизельного топлива изменяется примерно вдвое на начальном этапе пожара. При этом исследования ряда авторов свидетельствуют о не стационарном характере всех физико-химических процессов в на чальной стадии пожара в помещении [6].

Б.Б. Поспелов, Р.И. Шевченко, А.Н. Коленов Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua Постановка задачи и ее решение. Целью настоящей работы является системный анализ динамики среднеобъемной температуры газовой среды в негерметичном помещении на начальной стадии по жара с использованием базовой системной модели пожара.

В начальной стадии пожара в негерметичном помещении с ма лым значением проемности поступление воздуха в помещение из ок ружающей среды отсутствует [5], а среднее значение давления газо вой среды является практически неизменным и его можно положить равным давлению наружного воздуха. Поэтому для среднеобъемных факторов пожара dp m (t ) / dt 0, (1) m (t )Tm (t ) = T0 0, (2) где p m (t ) – среднеобъемное давление газовой среды в помещении в момент времени t ;

T0, 0 – температура и плотность газовой среды в помещении до начала пожара;

m (t ), Tm (t ) – среднеобъемные плот ность и температура среды в помещении в момент времени t. Пожар в помещении на начальной стадии будем рассматривать в виде некото рой термодинамической системы, границы которой определяются внутренней поверхностью помещения. В общем случае параметры та кой системы будут определяться среднеобъемными значениями ос новных факторов пожара в виде температуры, плотности и суммарной массы газа в помещении, которые изменяются во времени t. В случае фиксированного объема помещения V = const дифференциальное уравнение материального баланса на начальной стадии пожара для рассматриваемой системы d m / dt = (t ) / V G (t ) / V, (3) где (t ) и G (t ) – массовая скорость выгорания горючего материала и расход массы газа, покидающего помещение через проемы и щели.

Аналогичные уравнения баланса можно получить для кислорода, про дуктов горения и оптического количества дыма [5]. При этом их ана лиз в случае заданных (t ) и G (t ) может производиться независимо.

Поэтому (1), (2) и (6) будем рассматривать в качестве базовой систем ной модели начальной стадии пожара в негерметичном помещении.

Для заданных значений теплоты Q p сгорания горючего материа ла, коэффициента полноты сгорания, теплоемкости c p газовой сре ды в помещении и теплового потока Qw (t ), поглощаемого ограждаю щими конструкциями и излучаемого через проемы и щели, случае Системный анализ моделей возникновения пожара в негерметичном помещении Сборник научных трудов. Выпуск 34, (t ) = и Qw (t ) = Qw на конечном интервале t для любого t спра ведливо уравнение dTm / dt = r{}Tm (t )[1 Tm (t ) / R{}], (4) где r{*} = r{ (t ), Q p,, Qw (t ),V, c p, T0, 0 } = [ (t )Q p Qw (t )] / Vc p T0 0 и R{*} = R{(t ), Q p,, Qw (t )} = r{(t ), Q p,, Qw (t ),V, c p, T0, 0 }VT0 0 / (t )} бу дут определять интегральные системные параметры базовой систем ной модели пожара. При этом r{} и R{} зависят от общих парамет ров {, Q p,, Qw, V, c p, T0, 0 } и являются взаимно зависимыми. Инте гральный системный параметр R{} определяет максимальную сред необъемную температуру газовой среды в помещении, которая может быть достигнута при заданных значениях теплоты, скорости и коэф фициента полноты сгорания горючего материала, а также теплоемко сти газовой среды и теплового потока, поглощаемого ограждающими конструкциями и излучаемого через проемы и щели, который в даль нейшем будем называть ресурсом пожара. Интегральный системный параметр r{} характеризует скоростные свойства динамики средне объемной температуры газовой среды в помещении при условии R{}.

Для построения фазового портрета рассматриваемой системы пожара определим наличие и характер особых точек решения уравне ния (4). Особые точки будут определяться решениями уравнения r{}c[1 c / R{}] = 0. (5) Найденные решения Tm (t ) c (5) будут отображаться в фазовом пространстве точками Tm = c для всех моментов времени t и опреде лять соответствующие неподвижные решения. Следуя (5), когда па раметры r{} и R{} не зависят от времени, неподвижными решениями (4) являются точки c = c1 = 0 и c = c 2 = R{}. При этом первая особая точка c1 = 0 является репеллером, а вторая c 2 = R{} – аттрактором. В качестве иллюстрации на рис.1 представлен фазовый портрет для мо дели (4) в случае помещения объемом V = 6м3 при заданных парамет рах пожара. Для сравнения на рис.1 представлены также фазовые портреты f 1(Tm (t )) = r{}Tm (t ) и fs(Tm (t )) = r{}T 2 m (t ) / R{} соответственно в случае и стесненности развития пожара R{} b{ (t ),V, T0, 0 } = (t ) / VT0 0. Выделенными точками на фазовой оси обо значены неподвижные решения (4), соответствующие нулевой скоро сти изменения среднеобъемной температуры. Из анализа рис.1 видно, Б.Б. Поспелов, Р.И. Шевченко, А.Н. Коленов Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua что точка c1 = 0 асимптотически неустойчива (репеллер), а c 2 = R{} устойчива (аттрактор). Все решения (интегральные кривые) возраста ют по времени t для всех Tm (0, c 2) и убывают для всех Tm 0 и Tm c 2. На расширенной фазовой плоскости (t, Tm) этим диапазонам изменения Tm соответствуют характерные горизонтальные участки возрастания, а также убывания решений вдоль оси времени. Для уча стка dTm / dt 0 и возрастания при условии d 2Tm / d 2 t 0 решения воз растают и выпуклы. При этом для участка dTm / dt 0 и убывания, а также d 2Tm / d 2 t 0 решения возрастают и вогнуты. А для участка dTm / dt 0 и возрастания и d 2Tm / d 2 t 0 решения убывают и выпуклы, а для участка dTm / dt 0 и убывания при условии d 2Tm / d 2 t 0 реше ния убывают и вогнуты.

Qp = 1 f ( Tm ) Qw = 1 = 0. f ( 0) = 0. f1( Tm ) fs ( Tm ) 3 3 4 4 510 510 110 1.510 T = Tm, R(, Qp,, Qw ), 0, Tm Рис. 1. Фазовый портрет для базовой системной модели пожара (4) Из данного качественного анализа следует, что соответствую щее решение Tm(t ) для произвольного Tm(0) = T0 0 останется положи тельным. Уравнение (4) имеет решение Tm(t ) = r{}T0 /[b{}T0 + (r{} b{}T0 )e r{}t ]. (6) Выражение (6) определяет уравнение интегральных кривых для всех T0 0. При условии t величина Tm(t ) T *m = R{} = r{} / b{}.

Если T0 0 и T0 R{}, то (6) можно представить в виде Tm(t ) = T0e r{}t /[1 + T0 (e r{}t 1) / R{}]. (7) Системный анализ моделей возникновения пожара в негерметичном помещении Сборник научных трудов. Выпуск 34, Из (7) следует, что в случае R{} Tm(t ) = T0e r{}t = TB1m(r{}, t ).

В случае неограниченного ресурса пожара R{} r{} 0 и стесненность пожара b{,V, T0, 0 } = / VT0 0 0. Обычно это характер но для реальных пожаров в больших по объему помещениях и при очень малых скоростях сгорания горючего материала. Если r{} = 0, то Tm(t ) = T0. При условии r{} 0 величина Tm(t ) неограниченно растет по закону T0er{}t. Если величина r{} 0, то Tm(t ) убывает по закону T0e r{}t. Это означает, что при условии t значение Tm(t ) 0. От сюда следует, что при неограниченном ресурсе пожара для его пре кращения (снижения среднеобъемной температуры) необходимо обеспечивать выполнение условия или r{} Q p / c pVT0 0 Qw / c pVT0 0.

В случае ограниченного ресурса пожара, когда 0 R{}, и b{,V, T0, 0 } = / VT0 0 0 при условии r{} 0, а также с учетом R{} = r{} / b{} выражение (7) можно представить в виде Tm(t ) = r{}e r{}t /[b{}(e r{}t 1) + r{} / T0 ] TB1m(r{}, b{}, t ). (8) Выражение (8) определяет динамику среднеобъемной темпера туры на начальной стадии пожара в негерметичном помещении, когда скоростные свойства динамики среднеобъемной температуры за счет очага горения и отвода тепла в ограждающие конструкции и проемы отличаются. Если скоростные свойства одинаковы, то r{} = 0 и со гласно (8) Tm(t ) = 1 /[b{}t + 1 / T0 ] TB 0m(b{}, t ). (9) Из анализа (8) и (9) следует, что интегральный системный пара метр r{} = 0 является точкой бифуркации для рассматриваемой базо вой системной модели пожара. На рис. 2 представлены искомые ре шения для интервала времени [0-1000с] при различных фиксирован ных значениях r{} и b{} на данном интервале времени. Следователь но, при ограниченном ресурсе пожара возможны различные сценарии динамики среднеобъемной температуры, зависящие от интегрального системного параметра r{}. В случае r{} 0 Tm(t ) 0 для любых на чальных условий. В случае r{} 0 и вне зависимости от начальной температуры среды в помещении при условии t среднеобъемная температура стремится к величине lim Tm(t ) = r{} / b{} = R{} 0, опреде t ляемой Q p,, c p, Qw и.

Б.Б. Поспелов, Р.И. Шевченко, А.Н. Коленов Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua Рис. 2. Динамика среднеобъемной температуры при ограниченном ре сурсе пожара R{} Экспериментальные исследования различных реальных пожаров и стадий их развития показывают, что доля поглощенного конструк циями ограждения тепла от выделяемого источником горения может составлять от 20% до 75% [2]. При этом определение тепловых пото ков и их динамики основывается обычно на результатах эксперимен тальных исследований и выполняется в соответствии с известными эмпирическими и полуэмпирическими моделями и методами, описы вающими зависимость теплового потока от среднеобъемной темпера туры газовой среды в помещении или от времени [2-5].

Для иллюстрации возможностей обобщения известных моделей в рамках рассматриваемой базовой системной модели пожара (4) рас смотрим три ее характерных системных параметра, характеризующих системные свойства очага горения, общего отвода тепла из помеще ния и стесненности развития пожара:


k1 = Qp / Cp, (10) k 2 = Qw /(CpVT0 0 ), (11) g1 = b{} = /(VT0 0 ). (12) С учетом этого искомые решения будут определяться ( g1k1 k 2) exp[( g1k1 k 2)t ], (13) Tm(T ) TB 2m( g1, k1, k 2, t ) = g1{exp[( g1k1 k 2)t ] 1} + ( g1k1 k 2) / To. (14) Tm(T ) TB 20m( g1, t ) = g1t + 1 / To Системный анализ моделей возникновения пожара в негерметичном помещении Сборник научных трудов. Выпуск 34, Фазовый портрет для (13) и (14) при конкретных значениях ха рактерных системных параметров пожара и заданном ресурсе пожара RES ( g1, k1, k 2) = 666,667 представлен на рис. 3.

5 g1 = 2.037 10 k1 = 9 10 k2 = 0. RES( g1, k1, k2) = 6.619 F1( g1, k1, k2 3.9, Tm) F1( g1, k1, k2 3.5, Tm) 0 500 0 F1( g1, k1, k2, Tm ) RES( g1, k1, k2 3.5) = 666. To = Tm, Tm, RES( g1, k1, k2 3.5), Tm, Tm Рис. 3. Фазовый портрет для конкретных значений характерных сис темных параметров пожара Для заданных параметров (10) – (12) пожара при любой началь ной температуре газовой среды фазовые траектории проходят через нулевую особую точку, которая является неустойчивой (репеллер).

Это означает, что температура газовой среды в начальный момент яв ляется неустойчивой и ее дальнейшая динамика может быть различ ной (рис. 2). Вторая особая точка определяется ресурсом пожара и яв ляется устойчивой (аттрактор). К этому значению стремятся все тра ектории среднеобъемной температуры газовой среды в помещении при любых начальных условиях. При положительном ресурсе пожара эта точка «притягивает» к себе все траектории среднеобъемной тем пературы газовой среды в помещении. Это значение температуры не может быть превышено для заданных характерных системных пара метров пожара. Если источник горения k1 = Qp / Cp и стесненность пожара g1 = b{} = /(VT0 0 ) заданы, то единственная возможность сни жения среднеобъемной температуры газовой среды в помещении с целью прекращения пожара состоит в увеличении характерного пара метра k 2 = Qw /(CpVT0 0 ) за счет возрастания потока отводимого из по мещения тепла – приближение точки аттрактора к репеллеру.

В рамках рассматриваемой базовой системной модели началь ной стадии пожара в негерметичном помещении можно построить фа зовые портреты для различных известных моделей потока тепла в ог Б.Б. Поспелов, Р.И. Шевченко, А.Н. Коленов Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua раждающие конструкции.

Одна из наиболее общих [6,7] учитывает поток тепла, излучае мого из объема помещения через проемы и тепловые потоки в стены, потолок и пол. Для этой модели характерный системный параметр (11) будет зависеть от среднеобъемной температуры газовой среды в помещении и определяться 5,67 Fo[ x 4 To 4 ]108 + F [a( x To) b( x To) 2 ] exp{n( x To)}, (15) k 2T ( x) = VTo 0Cp где Fo – площадь проема [m 2 ] ;

F – суммарная площадь поверхности ограждений [m 2 ] ;

a = 0,8K 1, b = 0,00065K 2, = 11,6 Bm m 2, n = 0,0023K 1.

Для модели потока тепла, излучаемого из объема помещения через проемы и на поверхность произвольного элемента ограждения при ус ловии температуры внутренней его поверхности, равной начальной температуре среды, характерный системный параметр (11) 5,67 Fo[ x 4 To 4 ]108 + i Fi( x To), (16) k 3T ( x) = VTo 0Cp где i – коэффициент теплоотдачи элемента поверхности;

Fi – пло щадь поверхности элемента ограждения. Для модели потока тепла, излучаемого в частном случае из объема помещения через проемы и тепловые потоки в стены, потолок и пол характерный системный па раметр (11) будет определяться 5,67 Fo[ x 4 To 4 ]108 + 4,07 F [a( x To) b( x To) 2 ]4 /. (17) k 2T ( x) = VTo 0Cp На рис. 4 представлены фазовые портреты рассматриваемой базо вой системной модели развития пожара, для которой значения харак терных системных параметров пожара соответствовали трем выше упо мянутым моделям учета отводимого теплового потока. Для сравнения на рис. 4 представлен портрет для фазовой функции F1( g1, k1, k 2, Tm) в слу чае фиксированного отводимого теплового потока.

На рис. 4 известным моделям (15) – (17) соответствуют фазовые портреты, описываемые функциями: F 2( g1, k1, x) = r1[ g1, k1, k 2T ( x)]x g1x 2, F 3( g1, k1, x) = r1[ g1, k1, k 3T ( x)]x g1x 2, и F 4( g1, k1, x) = r1[ g1, k1, k 4T ( x)]x g1x 2.

Из анализа данных следует, что для указанных моделей отвода тепла из помещения динамика среднеобъемной температуры при условии Tm(t ) 400 K оказывается схожей, а для значений Tm(t ) 400 K оказыва ется различной. При этом сохраняется общая тенденция роста темпе Системный анализ моделей возникновения пожара в негерметичном помещении Сборник научных трудов. Выпуск 34, ратуры Tm(t ) газовой среды к установившемуся значению, определяе мому ресурсом пожара. Характерно, что рост температуры осуществ ляется с переменной скоростью, определяемой текущей среднеобъем ной температурой Tm(t ).

3 3 3 F2( g1, k1, Tm) 210 110 110 F3( g1, k1, Tm) F4( g1, k1, Tm) F1( g1, k1, k2, Tm) Tm Рис. 4. Фазовые портреты развития пожара для различных моделей потока отводимого тепла и принятых значений характерных системных па раметров На начальном этапе с ростом температуры увеличивается и ско рость ее изменения, достигая максимальной величины в точке R{} = r{} / 2b{}. При дальнейшем росте температуры скорость ее изме нения уменьшается и в точке R{} оказывается равной нулю. Это со стояние температуры газовой среды стабилизируется свойствами дан ной особой точки в виде аттрактора. Положение точки аттрактора для рассмотренных моделей оказывается различным. Наибольшие разли чия имеют место для простейшей модели с фиксированными потоками тепла, поступающими от очага горения и отводимого из помещения.

Фазовый портрет для данной модели пересекает фазовые портреты для других моделей в одной фазовой точке, соответствующей фиксирован ному моменту времени и параметрам пожара. При этом для модели (15) отвода тепла характерно наличие дополнительной точки равновесия, в которой температура Tm(t ) оказывается неустойчивой и имеет тенден цию дальнейшего роста с неограниченной скоростью.

Выводы. Предложена базовая системная модель пожара в негер метичном помещении и представлены результаты системного анализа динамики среднеобъемной температуры газовой среды в помещении на начальной стадии пожара для различных моделей отвода тепла и стес Б.Б. Поспелов, Р.И. Шевченко, А.Н. Коленов Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua ненности развития пожара. Определены частные системные параметры пожара и введены впервые интегральные системные параметры, харак теризующие скоростные свойства динамики среднеобъемной темпера туры и ресурс пожара, а также три его характерных системных парамет ра. Установлены особые точки, их характер, а также условия возникно вения бифуркации динамики среднеобъемной температуры при пожаре.

Оценены системные возможности управления системными параметрами пожара в негерметичном помещении на начальной его стадии.

ЛИТЕРАТУРА 1. Драйздейл Д. Введение в динамику пожаров / Д. Драйздейл. – М.: Стройиздат, 1990. – 421 с.

2. Кошмаров Ю.А. Термогазодинамика пожаров в помещениях / Ю.А. Кошмаров. – М.: Стройиздат, 1988. – 448 с.

3. Брушлинский Н.Н. Моделирование пожаров и взрывов / Н.Н.

Брушлинский, А.Я. Корольченко. – М.: Пожнаука, 2000. – 482 с.

4. Пузач С.В. Методы расчета тепломассообмена при пожаре в помещении и их применение при решении практических задач пожаров зрывобезопасности / С.В. Пузач. – М.: АГПС МЧС России, 2005. – 336 с.

5. Кошмаров Ю.А. Прогнозирование опасных факторов пожара в помещении / Ю.А. Кошмаров. – М.: АГПС МВД России, 2000. – 118 с.

6. Башкирцев М.П. Исследование температурного режима при горении жидкостей в помещении: Дисс. канд. техн. наук. – М.: МИСИ им. В.Куйбышева, 1967. – 226 с.

7. Романенко П.Н. Термодинамика и теплопередача в пожарном деле / П.Н. Романенко, Ю.А. Кошмаров, М.П. Башкирцев. – М:

ВИПТШ МВД СССР, 1977. – 405 с.

Б.Б. Поспєлов, Р.І.Шевченко, О.М. Колєнов Системний аналіз моделей виникнення пожежі у негерметичному приміщенні Розглянуто базова системна модель початкової стадії пожежі в негермети чному приміщенні. Наведено результати системного аналізу динаміки осередне ній за об'ємом температури газового середовища.

Ключові слова: базова системна модель пожежі, системний аналіз осере дненій за об'ємом температури газового середовища, негерметичне приміщення.

B.B. Pospelov, R.І. Shevchenko, A.N. Kolenov System analysis models of fire in permeable room We consider the basic system model of the initial stage of a fire in a non pressurized environment. Givens the results system analysis of the dynamics mean bulk temperature of the gas medium.

Keywords: base system model of fire, system analysis mean bulk temperature of the gaseous medium, unsealed room.

Системный анализ моделей возникновения пожара в негерметичном помещении Сборник научных трудов. Выпуск 34, УДК 614. В.М. Сирих, к.т.н., доцент, НУЦЗУ, О.В. Тарахно, к.т.н., доцент, нач. кафедри, НУЦЗУ МЕТОДОЛОГІЧНІ ОСНОВИ ЕКСПЕРТНОГО ДОСЛІДЖЕННЯ АВАРІЙНИХ ВИБУХІВ В ОБМЕЖЕНОМУ ОБ’ЄМІ (представлено д-ром техн. наук Куценком Л.М.) У роботі наводяться основні положення експертного дослідження версії виникнення аварійних вибухів ємностей, що знаходяться під тиском.

Ключові слова: аварійний вибух, розпад газодинамічного розриву, вибухонебезпечна суміш, фізичний вибух, BLEVE.

Постановка проблеми. Дослідження аварійних вибухів облад нання, яке знаходилося під тиском, з метою визначення причини їх виникнення є однією із найбільш складних задач пожежно-технічної експертизи. Це обумовлюється наслідками вибухів, під час яких на великих площах руйнуються будівельні конструкції, знищується об ладнання, змінюється первісний стан об’єкту, що викликає певні тру днощі при дослідженні таких подій.


Відсутність в експертних установах України нормативно за твердженої методики дослідження надзвичайних ситуацій, пов’язаних з вибухами різноманітних апаратів та ємностей, не дозволяє у повно му обсязі та за короткі терміни провести пожежно-технічну експерти зу. Наявна методична база визначення причини пожежі не вирішує дану проблему через невизначеність методологічних підходів для проведення дослідження аварійних вибухів. Це призводить до того, що при проведенні експертизи такого роду вибухів різними спеціаліс тами їх висновки щодо виду та причини настання небезпечної події суттєво різняться, а іноді суперечать один одному.

Тому обґрунтування методологічних основ, на підставі яких можливе створення уніфікованої методики дослідження причини ви никнення аварійних вибухів в обмеженому об'ємі, є актуальною про блемою.

Аналіз останніх досліджень і публікацій. Прогнозуванню нас лідків внутрішніх аварійних вибухів, які мають місце під час горіння газо-, паро та пилоповітряних сумішей на виробництвах присвячена робота [1]. При цьому у якості основних показників наслідків аварій них вибухів розглядаються характер та об’єм руйнування будівельних конструкцій і будинків (споруд), що очікується. Результати математи чного моделювання динаміки пожеж та вибухів, які отримані російсь В.М. Сирих, О.В. Тарахно Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua кими вченими в останній третині XX століття, наведені в [2]. Узагаль нені дані про особливості виникнення, розвиток та наслідки пожеж і вибухів, що залежать від властивостей речовин та матеріалів, джерел запалювання, умов протікання процесу, розкриті у роботі [3]. Зокрема розглядаються загальні закономірності розвитку аварійних вибухів у приміщеннях та методи зниження вибухових навантажень до безпеч ного рівня. Організаційні, методичні та правові основи виконання су дових експертиз техногенних вибухів (СЕТВ) у загальному вигляді наведені в [4]. Розкривається предмет, об'єкт, задачі та класифікація СЕТВ. Однак, проблема визначення причини виникнення аварійних вибухів в обмеженому об’ємі (ємностях) у наведених роботах не дос ліджується.

Постановка завдання та його вирішення. Експертне дослі дження версії виникнення аварійного вибуху ємності або іншого об ладнання, що знаходилися під тиском, доцільно починати з його іден тифікації відносно механізму настання небезпечної події, її динаміки та наслідків. Всі вибухи за механізмом виникнення та утворення небе зпечних факторів (наслідків вибуху) можна класифікувати на фізичні, хімічні та комбіновані. Механізми виникання хімічних вибухів на від критому просторі і в приміщеннях, а також алгоритми їх експертного дослідження докладно наведені у роботах [6] та [7]. Дана робота при свячена питанням експертного дослідження фізичних вибухів облад нання, що знаходиться під тиском, як самостійної надзвичайної події, так і комбінованого вибуху.

Фізичні вибухи виникають, як правило, внаслідок руйнування оболонки апаратів, трубопроводів, ємностей (балонів, резервуарів), що знаходяться під значним тиском. Навіть за наявності в обладнанні негорючих газів (діоксиду карбону, фреону тощо) аварійні вибухи призводять до катастрофічних наслідків. Це обумовлюється можливі стю виникнення такого фізичного явища як розпад газодинамічного розриву. Даний процес супроводжується виникненням за межами об ладнання повітряної ударної хвилі, а також проникненням всередину ємностей хвилі розрідження. Унаслідок вивільнення енергії, яка нако пичується при стисненні газів, ємність розривається на окремі фраг менти. Як відомо [5], під час довільного розпаду газодинамічного роз риву можливі їх три ситуації.

Перша ситуація – газодинамічний розрив розпадається на дві ударні хвилі, що поширюються в обидві сторони від початкового роз риву і на контактний розрив. Така ситуація виникає під час зіткнення двох мас газу, що рухаються назустріч одна одній із великою швидкі стю, якщо виконується умова Методологічні основи експертного дослідження аварійних вибухів в обмеженому об’ємі Сборник научных трудов. Выпуск 34, 2 / u1 u 2 (P2 P1 ), (1) P1 (1 1) + P2 (1 + 1) де Р1, Р2 – тиск газових середовищ (тиск першого газового середови ща Р1 менший, ніж тиск другого газового середовища Р2);

u1, u2 – швидкість руху газів першого та другого середовищ;

1 – густина газу першого середовища;

1 – коефіцієнт адіабати першого газового сере довища.

На практиці подібні аварії можуть виникати на виробничих установках внаслідок порушення умов ведення технологічних проце сів. Одним із етапів дослідження версії виникнення вибуху за наведе ною причиною є вивчення роботи технологічної автоматики.

Друга ситуація – розрив розпадається на ударну хвилю і хвилю розрідження, що рухаються в протилежні сторони, і на контактний ро зрив. На практиці така ситуація реалізується при руйнуванні оболонки ємності із наступним зіткненням газів, одного що знаходився під тис ком, та другого - навколишнім газовим середовищем. Це найбільш типовий сценарій розвитку аварійного вибуху ємностей як з горючи ми, так і з негорючими речовинами, який реалізується за наступної умови 2 2с s 2 2 2 2 / P u1 u 2 (P2 P1 ) 1 1, (2) – P P1 (1 1) + P2 (1 + 1) 2 1 де 2 – коефіцієнт адіабати другого газового середовища;

cs2 – швид кість поширення звуку в другому газовому середовищі.

Руйнування ємностей зі скрапленими газами та легкокиплячими рідинами, що знаходяться під тиском, також супроводжується виник ненням ззовні повітряної ударної хвилі і проникненням всередину ємно сті хвилі розрідження. Це викликає скипання рідкої фази в сосуді та ін тенсивне пароутворення. У результаті вивільнення енергії фазового пе реходу та енергії, що накопичилася при стисненні речовини, оболонка ємності руйнується з розльотом осколків на великі відстані.

Під час дослідження версії виникнення фізичного вибуху ємності за наведеної умови вивчаються обставини, що призвели до її реалізації.

Третя ситуація – газодинамічний розрив розпадається на дві хвилі розрідження, що поширюються у протилежні сторони. При цьо му відбувається розліт газів. При досить великій швидкості розльоту тиск у хвилях розрідження падає до нуля і на місці довільного розриву виникає область без газу, що розширюється – вакуум.

В.М. Сирих, О.В. Тарахно Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua Динаміка аварійного вибуху ємностей за наявності в них стис нутих горючих газів суттєво відрізняється від наведених вище сцена ріїв розвитку фізичних вибухів. Розпад газодинамічного розриву при руйнуванні таких ємностей призводить не тільки до утворення повіт ряної ударної хвилі і зон розрідження, але і до виникнення хімічного вибуху (детонації або дефлаграції залежно від газодинамічних умов поширення зони горіння).

Розрив ємності із стиснутими газами і легкокиплячими рідинами в осередку пожежі з виникненням хвилі тиску отримав назву BLEVE (Boiling Liquid Expanding Vapour Explosion, вибух парів, що розширя ються, при скипанні рідини). Миттєве надходження в навколишній простір крапель вуглеводневих рідин призводить до утворення на їх по верхнях горючої суміші, яка загоряється. Сукупність крапель, які горять, утворюють вогневу кулю.

При досліджені версії виникнення фізичного та комбінованого ви бухів, які обумовлюється BLEVE, визначають потенційну можливість такого явища для конкретної речовини, що знаходилася в ємності. Для цього розраховують частку речовини, що миттєво випаровується за даної температури, за формулою c p (T Tкип ) H T H Т кип T = =, (3) H вип H вип де Т – частка рідини, що миттєво випаровується за температури Т;

НТ – питома ентальпія рідини за температури Т;

НТкип – питома ентальпія рі дини за температури Ткип за атмосферного тиску;

Нвип – питома теплота випаровування в точці кипіння за атмосферного тиску;

ср – питома теп лоємність рідкої фази;

Tкип – температура кипіння речовини за атмосфе рного тиску;

Т – температура рідкої фази (за наявності в ємності запобі жного пристрою величину Т визначають за формулою B T= С А + 273, К, A lg Pк де Pк – тиск спрацювання запобіжного пристрою;

А, В, СA – константи Антуана, визначаються за довідниковою літературою.

Якщо 0,35, BLEVE не виникає. При 0,35 ймовірність ви никнення даного явища велика.

Потужність вибуху ємності з перегрітими легкозаймистими та горючими рідинами або зрідженими вуглеводневими газами визнача ється тротиловим еквівалентом, а ступінь руйнування конструкцій Методологічні основи експертного дослідження аварійних вибухів в обмеженому об’ємі Сборник научных трудов. Выпуск 34, об’єкту обумовлюється надлишковим тиском Р та імпульсом i в уда рній хвилі, які можна розрахувати за формулами:

0,33 0, 0,8 m пр + 3 m пр + 5 m пр, кПа, Р = Р о (4) r r r 0. m пр i = 123, (5) r де Ро – атмосферний тиск, кПа;

r – відстань від центру ємності, м;

Е m пр = eff – приведена маса або тротиловий еквівалент вибуху (маса Q тнт тринітротолуолу, що викликає подібний ступінь руйнування), кг;

QТНТ = 4,52·106 Дж·кг-1 – теплота вибуху тринітротолуолу;

Eeff – ефективна енергія вибуху при розширенні середовища, яке знаходиться в ємнос ті, розраховують за формулою Pр Po E eff = V, (6) де – коефіцієнт адіабати газового середовища, що розширяється;

V – об’єм резервуару, що руйнується;

Рр – тиск, за якого руйнується резе рвуар.

Необхідно відмітити, що в практиці дослідження вибухів часто зустрічаються неоднозначні ситуації щодо механізму їхнього виник нення та розвитку. Аналіз обставин розвитку небезпечної події із за стосуванням розрахункових методів дає змогу вирішити цю проблему.

Висновок. Наведені в даній роботі теоретичні положення меха нізму виникнення та розвитку фізичних та комбінованого вибухів в обмеженому об’ємі дають підстави для розробки уніфікованої мето дику їх експертного дослідження. Застосування в експертній практиці такої методики дозволить у короткі терміни провести відповідні дос лідження та визначити причину виникнення вибуху.

ЛІТЕРАТУРА 1. Пилюгин Л.П. Прогнозирование последствий внутренних аварийных взрывов.– М.: Пожнаука, 2010. – 380 с.

2. Брушлинский Н.Н. Моделирование пожаров и взрывов / Н.Н. Брушлинский, А.Я. Корольченко. – М.: ВНИИПО, 2000. – 492 с.

3. Таубкин С.И. Пожар и взрыв, особенности их экспертизы. – М.: ВНИИПО, 1999. – 600 с.

В.М. Сирих, О.В. Тарахно Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua 4. Таубкин И.С. Судебная экспертиза техногенных взрывов. М.: Юрлитинформ, 2009. – 592 с.

5. Зельдович Я.Б. Математическая теория горения и взрыва / Я.Б. Зельдович, Г.И. Баренблатт, В.Б. Либрович, Г.М. Махвиладзе. – М.: Наука, 1980. – 492 с.

6. Тарахно О.В. Проблемні питання дослідження вибухів газо повітряних сумішей при проведенні пожежно-технічних експертиз / О.В. Тарахно, В.М. Сирих, Р.В. Тарахно // Проблемы пожарной безо пасности. – Х.: УГЗУ, 2009.– Вып. 25. – С. 175-180.

7. Тарахно О.В. Експертне дослідження версії виникнення вибу ху газоповітряної суміші у приміщенні / О.В. Тарахно, В.М. Сирих, Р.В. Тарахно // Проблемы пожарной безопасности. – Х.: НУГЗУ, 2010. – Вып. 27. – С. 198-205.

В.Н. Сырых, Е.В. Тарахно Методологические основы экспертного исследования аварийных взрывов в ограниченном объеме В работе приводятся основные положения экспертного исследования вер сии возникновения аварийных взрывов объемов, находящихся под давлением.

Ключевые слова: аварийный взрыв, распад газодинамического разрыва, взрывоопасная смесь, физический взрыв, BLEVE.

V.N. Syrykh, E.V. Tarachno Expert research methodological bases of emergency explosions in closed vo lume Basic provisions of expert research of the physical explosions of the volumes being under pressure are given in work.

Keywords: emergency explosion, disintegration of a gasdynamic gap, explosive mix, physical explosion, BLEVE.

Методологічні основи експертного дослідження аварійних вибухів в обмеженому об’ємі Сборник научных трудов. Выпуск 34, УДК 614. А.А. Тесленко, к.ф.-м.н., доцент, НУГЗУ, А.Ю. Бугаев, преподаватель, НУГЗУ, А.Н. Роянов, к.т.н., преподаватель, НУГЗУ, В.В. Олейник, к.т.н., доцент, нач. каф., НУГЗУ НАДЕЖНОСТЬ ОГНЕПРЕГРАДИТЕЛЯ И СРЕДНИЙ МОЛЕКУЛЯРНЫЙ ВЕС ВОЗДУХА (представлено д-ром техн. наук Крывцовой В.И.) Рассмотрено влияние среднего молекулярного веса воздуха на кри тический диаметр огнепреградителя. Определена надежность уст ройства в связи с колебаниями химического состава воздуха.

Ключевые слова: огнепреградитель, критический диаметр, средний молекулярный вес воздуха.

Постановка проблемы. Химический состав воздуха, в среде ко торого действуют все производственные устройства, непостоянен.

Влияет химический состав воздуха и на основные параметры огнепре градителя. В качестве математической модели огнепреградителя в представленной работе взята расчетная схема Я.Б. Зельдовича, обще принятая в отечественной практике [1]. В этой схеме влияние химиче ского состава воздуха на параметры огнепреградителя происходит по средством среднего молекулярного веса воздуха. Из уравнения Мен делеева – Клапейрона следует, что средний молекулярный вес воздуха зависит от плотности воздуха, температуры и давления. Если плот ность воздуха при нормальных условиях - температура t = 00C ( К) и атмосферное давление P = 101 325 Па) равна 1,29 кг/м3, то Дж 2730 К 8, RT моль К = 1,29 кг 3 = 0,029 кг = 29 г M = моль моль (1) м P 101325 Па Средний молекулярный вес воздуха через его составляющие можно выразить так, (2) M= qi M i i где qi – массовые доли i–го вещества, Mi – молекулярная масса i-го ве щества. Через объемные доли средний молекулярный вес выражается M = i M i, (3) i где i – объемные доли i-го газа.

А.А. Тесленко, А.Ю. Бугаев, А.Н. Роянов, В.В. Олейник Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua Принято, что средний молекулярный вес равен 28,98 г/моль. Есть медицинские данные о суточном, сезоном и пространственном колеба нии количества кислорода в воздухе [2]. Уже они показывают, что плотность воздуха, может меняться на десять процентов. Воздух всегда содержит пары воды. Так, при температуре 0°C 1 м воздуха может вмещать максимально 5 граммов воды, а при температуре +10°C – уже 10 граммов. Состав воздуха может меняться: в крупных городах со держание углекислого газа будет выше, чем в лесах;

в горах понижен ное содержание кислорода, вследствие того, что кислород тяжелее азо та, и поэтому его плотность с высотой уменьшается быстрее. В различ ных частях земли состав воздуха может варьироваться в пределах 1 3 % для каждого газа. Огнепреградители могут устанавливаться в мес тах с повышенной загазованностью, или загазованность вероятна во время предшествующее аварии. Либо загазованность может быть в месте забора воздуха в производственное оборудование, в котором ус тановлены огнепреградители. Молекулярная масса в таких случаях может изменяться в широких пределах. Исследуем влияние среднего молекулярного веса на работу огнепреградителя.

Анализ последних исследований и публикаций. Исследования зависимости параметров огнепреградителя от химического состава воздуха (среднего молекулярного веса воздуха) авторам неизвестны.

Постановка задачи и ее решение. Рассмотрим, как будет ме няться критический диаметр канала с изменением в среднем молеку лярном весе воздуха. Первое, определим общую тенденцию зависимо сти критического диаметра каналов огнепреградителя от среднего мо лекулярного веса воздуха (рис. 1.).

Рис. 1. Зависимость критического диаметра каналов огнепреградителя от среднего молекулярного веса воздуха Надежность огнепреградителя и средний молекулярный вес воздуха Сборник научных трудов. Выпуск 34, Рис. 2. Зависимость критического диаметра каналов огнепреградителя от среднего молекулярного веса воздуха вблизи среднего значения В такое время, вероятно, нарушено нормальное функционирова ние оборудования. Вероятна загазованность, т.е. изменение состава воздуха, как следствие, его среднего молекулярного веса. В этих усло виях можно сделать лишь допущения о погрешностях. В качестве до пущения предположим, что вероятность отклонения среднего молеку лярного веса от значения 28,98 г/моль подчиняется нормальному зако ну со среднеквадратическим отклонение равным 10% его средней ве личины, т.е. 2,898 г/моль. В этом случае дисперсия в критическом диа метре каналов равняется 0,00293 мм2. Последняя, пятая цифра после запятой приобретает стабильное значение равное 3 при объеме стати стики более 2650. Значение 2650 является граничным (если изменять статистику через 50) после которого значение 3 не изменяется с даль нейшим ходом увеличения объема статистики. Среднеквадратическое отклонение равно 0,05416 мм. Этому среднеквадратическому отклоне нию соответствует доверительный интервал 95,4% - [0,701012;

0,917663], в предположении, что закон распределения нормальный.

Рассмотрим, как будет меняться критический диаметр каналов с 99,7% верхним и нижним интервалом и среднеквадратическим отклонением по среднему молекулярному весу воздуха с изменением различных па раметров огнепреградителя. Конкретно, для каждого постоянного зна чения параметра, зависимость от которого исследуется (например, кри тического значения критерия Пекле), найдем среднее, дисперсию и до верительные интервалы на Гауссовской статистике объемом 400, где случайной величиной является только средний молекулярный вес воз духа (среднее 28,98 г/моль, дисперсия 2,898). Построим зависимости полученных значений от исследуемой величины (критического значе ния критерия Пекле). Критический диаметр каналов убывает линейно с уменьшением критического значения критерия Пекле (рис. 3).

А.А. Тесленко, А.Ю. Бугаев, А.Н. Роянов, В.В. Олейник Проблемы пожарной безопасности http://nuczu.edu.ua Рис. 3. Зависимость диаметра каналов от значений критерия Пекле Тенденции в изменении верхнего и нижнего доверительных ин тервалов с изменением критического значения критерия Пекле пред ставлены на рис. 4.

Рис. 4. Зависимость определения критического диаметра каналов от критического значения критерия Пекле Надежность огнепреградителя и средний молекулярный вес воздуха Сборник научных трудов. Выпуск 34, Выводы. Таким образом, показано, что критический диаметр изменяется с изменением среднего молекулярного веса воздуха. Не определенность в молекулярном весе приводит к ошибке в критичес ком диаметре. В предположении нормального закона в распределении критического диаметра в указанных условиях, доверительные интер валы для критического диаметра указаны в таблице и графике выше.

Возможные отклонения в среднем молекулярном весе от предполага емого в алгоритме приводят к указанной выше дисперсии в критичес ком диаметре.

ЛИТЕРАТУРА 1. Алексеев М.В. Пожарная профилактика технологических процессов производств/ М.В. Алексеев, О.М. Волков, Н.Ф. Шатров – Москва: // Высшая инженерно-техническая школа МВД СССР. – 1986. – С. 111-119.

2. Чандлер Т. Воздух вокруг нас. – Л.: Гидрометеоиздат, 1974, – 144 с.

О.О. Тесленко, А.Ю. Бугайов, О.М. Роянов, В.В. Олійник Надійність вогнеперешкоджувача та середня молекулярна вага повітря Розглянуто вплив середньої молекулярної ваги повітря на критичний діа метр вогнеперешкоджувача. Визначена надійність пристрою у зв'язку з коливан нями хімічного складу повітря.

Ключові слова: вогнеперешкоджувач, критичний діаметр, середня моле кулярна вага повітря.

A.A. Teslenko, A.U. Bugaev, O.M. Royanov, V.V. Oliynik Reliability of flame arrester and molecular middle-weight of air Influence of molecular middle-weight of air is considered on the critical diame ter of flame arrester. Reliability of device in connection with the vibrations of chemical composition of air is certain.

Keywords: flame arrester, critical diameter, molecular middle-weight of air.



Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 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.