Расчет установок объемного пожаротушения на основе пентафторэтана

УДК 533.6.011

Н.Н. КОВАЛЬНОГОВ, А.А. БИТЮРИН

РАСЧЕТ УСТАНОВОК ОБЪЕМНОГО ПОЖАРОТУШЕНИЯ НА ОСНОВЕ ПЕНТАФТОРЭТАНА

Предложена методика расчета установок газового пожаротушения, использующих в качестве огнетушащего состава пентафторэтан (C2F5H), называемый также хла-доном 125. Методика учитывает присущие низкокипящей жидкости особенности движения пентафторэтана в магистралях установки. Она позволяет определить диаметры проточной части магистралей и выпускных насадков-оросителей при заданном времени выпуска хладона. Приведен пример расчета.

Существовавшая до настоящего времени методика расчета установок объемного хладонового пожаротушения не только не отражала особенностей движения пентафторэтана как низкокипящей жидкости, но и не позволяла выбрать основные конструктивные размеры установки (диаметры проточной части трубопроводов и выпускных насадков). В настоящее время эта методика утратила свою силу вместе со СНиП 2.04.09-84, в котором она содержалась. В этой связи по заказу ЗАО трест «Спецавтоматика» г. Ульяновска нами разработана методика расчета, позволяющая определить основные параметры и конструктивные размеры установки объемного пожаротушения и отражающая важнейшие физико-химические особенности пентафторэтана.

Схема установки пожаротушения приведена на рис. 1.

Рис. 1. Схема установки объемного пожаротушения: 1 - выпускной насадок-ороситель; 2 - распределительный трубопровод; 3 - магистральный трубопровод; 4 - коллектор; 5 - баллон с пентафторэтаном; 6 -сифонная трубка

В исходном состоянии запас пентафторэтана (хладона) в жидком виде хранится в баллонах 5, находящихся под давлением наддува. Наддув обычно осуществляется осушенным сжатым воздухом или азотом. При пожаре (после срабатывания соответствующих датчиков) жидкий хладон под действием давления наддува подается в магистральный трубопровод 3 через сифонную трубку 6 и коллектор 4. Далее хладон поступает в распределительные трубопроводы 2, насадки-оросители 1 и истекает в защищаемое помещение.

При движении хладона по магистралям от баллонов к оросителям происходит снижение его давления и в некотором сечении будет достигнуто давление насыщения. При дальнейшем снижении давления происходит интенсивное вскипание жидкости и ее испарение, а на некотором участке магистрали реализуется двухфазное (жидкость-пар) течение.

В соответствии с нормами пожарной безопасности [1] время выпуска хладона т в защищаемое помещение не должно превышать 10 с - для модульных и 15 с - для централизованных установок пожаротушения. Малое время выпуска накладывает высокие требования к точности расчета потерь давления в магистрали, выполняемого при проектировании установки. В настоящее время отсутствуют методы расчета этих потерь в двухфазных потоках, которые обеспечили бы требуемую точность. Поэтому предлагаемая методика расчета позволяет выбрать такие конструктивные размеры и параметры установки, при которых однофазное течение хладона реализуется вплоть до оросителей. А вскипание и интенсивное испарение жидкости происходит при этом в оросителях. Такой подход обеспечивает повышенную точность и достоверность расчетов, выполняемых на основе этой методики.

Расчет выполняется в следующей последовательности.

1. Средний за время выпуска т [с] массовый расход О [кг/с] хладона

О = то/ т,

где т0 - расчетная масса хладона, предназначенная для тушения пожара, кг.

Масса т0 определяется в соответствии с [1] и включает массу хладона, остающуюся в конце расчетного времени т в трубопроводах, соединяющих баллоны с распылителями.

2. Количество одновременно опорожняемых баллонов, п

п = то1т,

где т1 - масса хладона, заправляемая в один баллон, кг.

Результат расчета по формуле (1) округляется до целого в большую сторону, а полученное округленное значение п принимается за расчетное; по имеющимся расчетным значениям п и т0 с помощью формулы (1) уточняется масса т1.

3. Объем жидкости У1 [м ] в каждом баллоне

К= р,

где р - плотность жидкого хладона, кг/м .

Плотность р выбирается из табл. 1 по температуре t окружающего воздуха в месте расположения баллонов.

Таблица 1

Теплофизические свойства жидкого пентафторэтана на линии насыщения

°с Ps, МПа Р, кг/м3 Д-104, Пас °с Ps, МПа Р, кг/м3 Д-104, Пас

-60 0,0561 1429 4,60 -10 0,4681 1253 2,11

-50 0,0943 1396 3,89 0 0,6430 1214 1,84

-40 0,1495 1362 3,31 10 0,8619 1173 1,60

-30 0,2268 1327 2,83 20 1,131 1127 1,38

-20 0,3313 1291 2,44 30 1,458 1077 1,19

3

4. Объем свободного пространства в баллоне Уп [м ] при его хранении

= V - у,

3

где V - внутренний объем каждого баллона, м .

5. Масса паров хладона в каждом баллоне при его хранении ш'п [кг] и в конце работы системы пожаротушения т' ,кг

' рУп ' / V т • т = т —,

П п п V

пп

где рз - парциальное давление паров при температуре t, выбираемое из табл. 1, [Па]; Яп = 69,2 - газовая постоянная паров, Дж/(кгК); Т - температура окружающего воздуха t, К.

6. Общая дополнительная масса Лт [кг] хладона, которая должна находиться в баллонах

лт = т"п.

п

7. Уточненное потребное количество баллонов п

п = (т0 + лт )/ тх.

Найденное значение п округляется до целого в большую сторону, а полученное округленное значение принимается за расчетное.

8. Максимальное парциальное давление газа наддува рнтах [Па] в баллонах

Рн тах Ртах Р з ,

где Ртах- рабочее давление в баллонах при их хранении в заправленном состоянии, Па.

9. Минимальное за время т давление ртт [Па] в баллоне

Pmn = Ps + Рн max (Vn /V У ,

где k - показатель адиабаты газа наддува (для воздуха k = 1,4).

10. Минимальные за время т потери давления Apmm [Па] на участке от входа в сифонную трубку до входа в наиболее удаленный насадок

APmin Pmin Ps '

11. Максимальные за время т потери давления Apmax [Па] на участке от входа в сифонную трубку до входа в наиболее удаленный насадок

APmax Рmax Ps '

12. Средние (расчетные) потери давления Ap р [Па] на указанном участке

Ap = (Ap + Ap . )/2.

р max min

13. Среднее (расчетное) давление pр [Па] в баллонах

p р (pmax + pmin У/2.

14. Среднее (расчетное) значение перепада давления apH [Па] на наиболее удаленном от баллонов насадке

ApH = pр -ap р - p6,

где p6 - атмосферное давление, Па.

15. Суммарная площадь f [м ] выпускных отверстий у наиболее удаленного от баллонов насадка-оросителя

f=_G_

Neyl 2pApH

где N - общее количество насадков; e - коэффициент расхода насадка.

Коэффициенты расхода можно принять по СНиП 2.04.09-84, в частности для двухструйного насадка e ~ 0,6.

16. Диаметр выпускных отверстий dH [м] у наиболее удаленного насадка

d =

4f

nn

где пн - количество выпускных отверстий в насадке (например, для двухструйного насадка пн = 2).

17. Скорость движения и [м/с] хладона в сифонной трубке

4G

u

пй рп

тр г

где йтр - внутренний диаметр сифонной трубки, м.

18. Число Рейнольдса Яе потока в сифонной трубке

Яе 40

пй цп

тр

где л - динамический коэффициент вязкости жидкого хладона, выбираемый из табл. 1 по температуре I, Па с.

19. Коэффициент гидравлического сопротивления трения ^ жидкости в сифонной трубке

£= 0,11

/ Л0,25

А 68

й Яе

где А - абсолютный размер шероховатости внутренней поверхности сифонной трубки, м.

Шероховатость поверхности А можно принять равной 3 10-6 м в соответствии со СНиП 2.04.09-84.

20. Суммарный коэффициент местных сопротивлений £ на участке от входа в сифонную трубку до выхода в коллектор

£ = £ +^2 + Сз,

где ^ - коэффициент местного сопротивления входа в трубку (£} = 0,8), £2

- коэффициент местного сопротивления выхода (£2 = 1,1), - коэффициент местного сопротивления головки баллона и клапана (можно принять в соответствии со СНиП 2.04.09-84: для головки типа ГЗСМ и клапана ЗК-32

- £3 = 2,64; для головки типа ГАВЗ и клапана 0К-10 - ^з = 1,07).

21. Потери давления артр [Па] на участке от входа в сифонную трубку до выхода в коллектор

Ар =

тр

тр

У

2

ри 2

2

где I - суммарная длина сифонной трубки и участка магистрали от головки баллона до коллектора, м.

22. Максимальный гидростатический напор арг [Па] жидкости в установке

арг = рgH,

2 2

где g - ускорение свободного падения, м/с ^ = 9,807 м/с ); Н - максимальная разница уровней расположения насадка и баллонов установки, м.

23. Потери давления Ар0 [Па] на трение и в местных сопротивлениях на участке от коллектора до входа в наиболее удаленный насадок

Если в процессе расчета окажется, что Ар0 < 0, то следует увеличить количество баллонов п и повторить расчет, начиная с п. 1 7.

АРс =АРр -АРтр -АРг .

24. Потери давления Ар0 тр [Па] на трение на участке от коллектора до входа в наиболее удаленный насадок (можно принять по данным СНиП

й = 0,49

2.04.09-84 равными 80 ... 85% потерь Лр0)

лр0тр = 0,83Лр0.

25. Средние потери давления на трение Лр1 [Па/м], приходящиеся на единицу длины магистрали

Лр1 Лр0 тр !1 м ,

где 1м - суммарная длина трубопровода от коллектора до наиболее удаленного насадка, м.

26. Внутренние диаметры й [м] различных участков трубопровода

/ 2 40.2

о:

где Ог - массовый расход хладона на рассматриваемом участке трубопровода, кг/с (0[ = О - на магистральном участке; Ог = О/Ы - на каждом распределительном трубопроводе).

Если диаметр окажется неприемлемо велик, то следует увеличить количество баллонов п и повторить расчет, начиная с п. 1 7.

27. Потери давления на трение лр1 [Па] на участке трубопровода, соединяющего наиболее удаленную ветвь распределительного трубопровода с рассматриваемой параллельной ветвью

лр, =лР1< ,

где и - длина соединительного трубопровода, м.

28. Среднее (расчетное) значение перепада давления лрт [Па] на насадке, расположенном на рассматриваемой параллельной ветви

лрн1 = лрг + лрн.

2

29. Суммарная площадь 7 [м ] выпускных отверстий насадка-оросителя, расположенного на рассматриваемой ветви

Л = .

30. Диаметр выпускных отверстий йнг [м] насадка

й = й Ш7.

н г н \ ^ г ' ^

Проиллюстрируем предложенную методику расчетом конкретного примера.

1. Пусть т0 = 59,5 кг. Примем т= 15 с, тогда О = 59,5/15 = 3,97 кг/с.

2. Полагая т1 = 30 кг, имеем п = 59,56/30 = 1,99.

Округлив найденное значение, получим п = 2; уточнив т1, найдем т1 = 59,56/2 = 29,78 кг.

3. Примем t = 20 °С; по табл. 1 найдем р = 1127 кг/м , тогда V, = 29,78/1127 = 0,0264 м3.

4. Полагая V = 0,04 м3, найдем Уп = 0,04 - 0,0264 = 0,0136 м3.

5. Из табл. 1 по температуре t = 20 °C (T = 293K) находим

ps = 1,13 Ы06 Па; далее определяем

, 1,131 • 106 • 0,0136 ААО ,, ААО 0,04 АО/1

m = ----= 0,08 кг; m = 0,08—--= 0,24 кг.

" 69,2 • 293 " 0,0136

6. Am = 0,24 • 2 = 0,48 кг.

7. n = (59,5 + 0,48)30 = 2.

8. Примем pmax = 8 • 106 Па, тогда

p = 8 • 106 -1,131 • 106 = 6,869 • 106 Па.

± н max ? ?

9. pmin = 1,131 • 106 + 6,869 • 106 (0,0136/0,04)4 = 2,65 • 106 Па.

10. Apmin = 2,65 • 106 -1,131 • 106 = 1,52 • 106Па.

11. Ap = 8 • 106 -1,131 • 106 = 6,87 • 106 Па.

max

12. Apр = (6,869 • 106 +1,52 • 106 )/2 = 4,19 • 106Па

13. pр = (8 • 106 + 2,65 • 106 )2 = 5,33 • 106Па.

14. Пусть p6 = 0,1-106 Па, тогда

apH = 5,33 • 106 - 4,19 • 106 - 0,1 • 106 = 1,04 • 106Па.

15. Пусть N = 4; выберем двухструйные насадки с nH = 2, е = 0,6, тогда

3,97 2

f =-. ' = = 3,42 • 10-5 м2.

4 • 0,6V2 • 1127 • 1,04 • 106

4 • 3,42 • 10-5 ААА/1^ 0,00466 м.

16. й =

н V 3,1416 • 2

17. Полагая йтр = 0,012 м, получим

4 • 3,97 , ,

и =---= 15,57 м/с.

3,1416 • 0,0122 • 1127 • 2

18. Из табл. 1 по температуре ? = 20 °С находим ц = 1,3810-4 Пас; далее определяем

4 • 3 97

Яе =---— = 1,526 • 106.

3,1416 • 0,012 • 1,38 • 10-4 • 2

19. Приняв A = 310-6 м, получим

€= 0,11

3 • 10-6 68

6 /

0,0144.

0,012 1,526 • 106

V

20. Пусть эксплуатируется головка типа ГЗСМ с клапаном ЗК-32 (£3 2,64), тогда С = 0,8 +1,1 + 2,64 = 4,54.

21. Пусть I = 1,4 м, тогда

ap =

г тр

4,54 +

0,0144 • 1,4

0,012

1127 • 15,57

2

= 8,5 • 105 Па.

2

V ' /

22. Пусть H = 5 м, тогда Apz = 1127 • 9,807 • 5 = 0,553 • 105 Па. 96 ВестникУлГТУ 1/2000

25

23. Ap0 = 4,19 • 106 - 8,5 • 105 - 0,553 • 105 = 3,28 • 106Па.

24. Ар0тр = 0,83 • 3,28 • 106 = 2,73 • 106 Па.

25. Пусть 1м = 30 м, тогда Ар1 = 2,73 • 10730 =0,909 • 105 Па. 26.1. Для магистрального трубопровода Gi = G = 3,97 кг/с:

/ о ъг-,2 \0,2

d = 0,49

3,972

0,021м.

кг/с:

0,909 • 105 • 1127

/

26.2. Для распределительного трубопровода Gi = G/N = 3,97/4 = 0,993

d = 0,49

0,9932

0

= 0,0122 м.

0,909 • 105 • 1127

V /

27. Пусть и = 1 м, тогда api = 0,909 • 105 • 1 = 0,909 • 105 Па.

28. apm = 0,909 • 105 +1,04 • 106 = 1,13 • 106 Па.

29. /г = 3,42 • 10 -571,04 • 1071,13 • 106 = 3,28 • 10"

30. dm = 0,00466^3,28 • 10 "73,42 • 10"5 = 0,00456

-5 м2.

м.

2

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Нормы пожарной безопасности. Установки газового пожаротушения автоматические. НПБ 22-96. М.: Госстандарт, 1996.

Ковальногов Николай Николаевич, доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой «Теплоэнергетика» Ульяновского государственного технического университета. Имеет статьи и монографии в области теплофизики и теплоэнергетики.

Битюрин Анатолий Александрович, магистрант Ульяновского государственного технического университета.

УДК 536.24

В.Г. СТОРОЖИК, Н.Н. КОВАЛЬНОГОВ

МОДЕЛИРОВАНИЕ И ПАРАМЕТРИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ТЕПЛОПОТЕРЬ ЧЕРЕЗ ОСТЕКЛЕННЫЕ ПРОЕМЫ ПОМЕЩЕНИЙ

Проанализировано влияние толщины воздушной прослойки в стеклопакете, скорости ветра, размеров проема и толщины стеклянного листа на удельные тепловые потери при двойном и тройном остеклении.