Полная исследовательская публикация ___ Еналеев Р.Ш.,Теляков Э.Ш., Тучкова О.А., Качалкин В.А.

и Осипова Л.Э.

Размещено на http://www.allbest.ru/

62 ______________ http://butlerov.com/ ______________ ©--Butlerov Communications. 2010. Vol.19. No.3. P.61-70.

Тематический раздел: Физико-химические исследования. Полная исследовательская публикация

Подраздел: Физическая органическая химия. Регистрационный код публикации: 10-19-3-61

г. Казань. Республика Татарстан. Россия.__________ ©--Бутлеровские сообщения. 2010. Т.19. №3. _________ 61

Огнестойкость элементов строительных конструкций при пожарах в нефтегазовом комплексе

Еналеев Рустам Шакирович,¹* Теляков Эдуард Шархиевич,²

Тучкова Оксана Анатольевна,³⁺ Качалкин Владимир Алексеевич⁴

и Осипова Лилия Эдуардовна⁵

Аннотация

Разработана математическая модель для расчета температурного поля элементов конструкций при различных комбинированных граничных условиях. В качестве критерия разрушения железобетон-ных конструкций предлагается критическая температура 600 єС на глубине 2 мм от нагреваемой поверхности при различных скоростях нагрева.

Ключевые слова: элемент конструкции, стандартный пожар, специальный нагрев, модель нагрева.

критический температура железобетонный температурный

Введение

Предельные состояния элементов строительных конструкций могут возникнуть в аварийных ситуациях при крупномасштабном горении энергоемких веществ и материалов в аэрокосмической технике, атомной энергетике, нефтехимической технологии. Количествен-ная оценка огнестойкости материалов конструкций при высокоинтенсивном нагреве необхо-дима для разработки средств защиты и проектирования пожароопасных объектов.

Метод оценки материалов на огнестойкость проводится по международному стандарту ISO-834, в котором температурный режим “стандартного” пожара аппроксимируется форму-лой подъема температуры окружающей среды до 1200 єС и плотности теплового потока до 40 кВт/м² в течение нескольких десятков минут.

Однако в реальных сценариях развития пожаров, например, разлитии и горении жидких углеводородных топлив или “огненных шарах”, интенсивность тепловых потоков может достигать значений 450 кВт/м² при времени горения нескольких десятков секунд [1].

В связи с изложенным, совершенствование методов оценки пределов огнестойкости пожароопасных материалов при высокоинтенсивном нагреве имеет важное теоретическое и прикладное значение. В настоящее время актуальность и перспективность данного направ-ления исследований усиливается в связи с разработкой Правительством Российской Феде-рации мегапроекта по крупномасштабной добыче и транспортировке нефти и газа на полу-острове Ямал. Строительство терминалов с объемом хранения продуктов более 300 тыс. м³ [2] и высокая концентрация технологического оборудования на малой площади прибрежной полосы северных морей выдвигает новые требования в обеспечении пожарной безопасности таких объектов [3].

Результаты и их обсуждение

1. Модели и критерии предельных состояний

В соответствии с [4] “…при анализе последствий аварий необходимо использовать модели аварийных процессов и критерии поражения, разрушения изучаемых объектов воздействия, учитывать ограничения применяемых моделей”. В методических материалах и научно-технической литературе приводятся различные модели для расчета критических параметров пожара, вызывающих предельные состояния элементов конструкций.

В соответствии с [5] при воздействии стандартного пожара за предел огнестойкости принимается время наступления одного или нескольких нормируемых для данной конст-рукции признаков предельных состояний. В качестве критериев предела огнестойкости для негорючих материалов принято критическое значение температуры материала конструкции в пределах 500-700 єС, для горючих - время задержки воспламенения [6].

Для стандартного пожара задаётся температура пламени

(1)

(1) где - время горения в минутах.

Разработка расчетных методов определения пределов огнестойкости элементов конст-рукций основывается на результатах испытаний этих элементов в лабораторных условиях, имитирующих тепловое воздействие реальных пожаров. В испытательных стендах контроли-руется и реализуется среднеобъемная температура теплоносителя до 1200 єС или интенсив-ность теплового потока до 50 кВт/м².

Другим альтернативным подходом в оценке предельного состояния материала при высокоинтенсивном нагреве является применение математического аппарата теории тепло-вого удара. Проблема теплового удара - одна из центральных в термомеханике [7]. Проводи-мые исследования, для решения данной проблемы, с использованием моделей динамической термоупругости получили широкое развитие при изучении закономерностей термонапря-женного состояния в изотропных и анизотропных упругих телах. Применительно к одностороннему равномерному нагреву элементов конструкций можно записать известное уравнение Даниловской [8].

(2)

Здесь - скорость распространения упругой волны, определяется из соотношения:

где и - постоянные Ламе; - плотность материала; - постоянная, имеющая размерность напряжения, выражается через коэффициент линейного температурного расширения материала () в виде:

(3) Граничные условия:

(4)

Возникающее вследствие неравномерного нагрева материала напряжение , входящее в уравнение (2), удовлетворяет начальному условию:

 (5)

граничному условию:

(6)

и предельному условию: напряжение остается конечным при .

Нахождение аналитических решений такого рода динамических задач (даже в линейной постановке) с учетом объемных источников на испарение влаги связано с большими техническими трудностями и является длительным процессом. Поэтому разработка вычислительных моделей и критериев прогнозирования разрушения элементов строительных конструкций при пожарах в нефтегазовом комплексе необходима для создания научно обоснованных методов оценки предельных состояний в условиях высокоинтенсивного нагрева.

2. Специальный метод нагрева

Расчетная оценка огнестойкости элементов строительных конструкций включает два последовательных этапа: теплотехнический расчет и расчет пределов огнестойкости. В данной работе основное внимание уделяется первому этапу. В качестве объекта исследования выбраны железобетонные конструкции, для которых разработаны стандартные методы оценки пределов огнестойкости при стандартном пожаре [5].

Имитация высокоинтенсивных тепловых потоков в лабораторных условиях на относи-тельно большой равномерно облучаемой поверхности является сложной технической задачей. Для проверки адекватности математических моделей авторами предлагается специальный метод высокоинтенсивного нагрева элементов конструкций за счет химической энергии пиротехнических составов (ПС), при горении которых плотность тепловых потоков с приемлемым приближением имитирует реальные потоки теплового излучения от огненных шаров и пожаров разлития.

Эксперимент, схема которого представлена на рис. 1, проводится следующим образом. Смесь цемента, заполнителя и воды, приготовленная по ГОСТ 10180-90, заливается в разборный кубический контейнер с ребром 200 мм и с центральным сквозным отверстием (шпуром) диаметром 26 мм. Для измерения температуры в бетонном блоке при изготовлении образцов в процессе заливки размещается 12 термопар с заданным шагом. Ближайшая к поверхности ПС термопара дислоцирована на расстоянии 2 мм. Готовые шашки ПС помещаются в шпур с зазором 0.5 мм. После зажигания ПС горит в полузамкнутом объёме со скоростью 3-5 мм/с. Распределение температуры по толщине блока фиксируется на персональном компьютере после аналого-цифрового преобразователя.

Рис. 1. Схема горения пиротехнического состава (ПС) в контакте с бетоном:

1 - бетон; 2 - продукты горения ПС (шлаки); 3 - фронт горения; 4 - исходный ПС;

5 - недогоревший подслой толщиной д на поверхности контакта

3. Построение полуэмпирической модели сопряженной задачи

Для расчета поля температур в бетоне строится математическая модель теплообмена в системе “ПС - бетон”. Для продуктов горения ПС принимается однотемпературная модель (температура шлаков равна температуре газов) с равномерным распределением температуры по сечению ПС в связи с интенсивным турбулентным теплообменом между газообразными продуктами горения и пористой структурой твердой фазы шлаков.

Между элементами системы в связи с интенсивным теплоотводом образуется контакт-ный слой толщиной 1-2 мм из недогоревшего ПС и воздушного зазора, через который осуществляется теплопередача различными механизмами теплообмена. Расчет контактного теплового сопротивления является трудноразрешимой задачей. Поэтому интенсивность теплообмена между элементами системы “ПС - бетон” рассчитывается по разности температур между ядром ПС и поверхностью бетона

(7)

где , - температура шлаков и бетона; - коэффициент теплопередачи в месте контакта ПС и бетона определяется экспериментально с помощью сканирующего калориметра, учитывает все механизмы теплообмена.

При допущении незначительного перепада температур по оси бетона уравнение энергии для бетона записывается в виде:

(8)

(9)

; (10)

Здесь: - теплоемкость, плотность, коэффициент теплопроводности бетона; - температура окружающей среды; - коэффициент теплоотдачи свободной конвекцией; , - наружный радиус бетонного образца; - влагосодержание бетона.

Фронт горения разделяет образец ПС на две зоны: исходный состав и продукты горения, которые состоят из 10% по массе газообразных продуктов и твердого пористого остатка (шлаков). Из-за гидравлического сопротивления шлаков в процессе образования газообразных продуктов возникает избыточное давление порядка 2-3 атм [9], которое релаксирует при фильтрационном переносе газа через пористый слой. Кроме того, по закону сохранения энергии в выделенных зонах происходит превращение химической энергии горючего в энтальпию продуктов горения.

При умеренных скоростях течения газа, когда работа внешних сил и кинетическая энергия потока малы по сравнению с энтальпией твердых и газообразных продуктов, дифференциальное уравнение конвективного теплообмена между продуктами горения и поверхностью бетона можно записать в виде

(11)

где , - энтальпия твердых и газообразных продуктов соответственно;

- коэффициент теплопроводности и температура продуктов соответственно, - интенсивность внутреннего источника

 (12)

где - объемный коэффициент теплопередачи.

(13)

В механике сплошных сред [10] и теории горения [11] полная производная получила название субстанциональной. Тем самым подчеркивается, что физико-химические параметры (температура, концентрация, скорость) частицы потока жидкости или газа изменяются в фиксированной точке пространства за счет явлений локального и конвективного переносов.

Для рассматриваемой системы при одномерном распространении энергии

(14)

где - скорость газообразных продуктов.

При интенсивном теплообмене между газообразными и конденсированными продуктами горения за счет турбулентного движения газов в продольном направлении через пористый слой шлаков в теории горения малогазовых пиротехнических составов используется однотем-пературная модель, в которой .

Если принять коэффициент теплопроводности и теплоемкость продуктов горения пос-тоянными, то уравнение (14) записывается в виде

 (15)

где индекс “пр” относится к продуктам, “ш” - к шлаку, “g” - к газу.

Первый член правой части уравнения (15) учитывает перенос энергии теплопровод-ностью, второй - молярным движением газа, третий - через контактное тепловое сопротивле-ние. Для решения уравнения (15) необходимо предварительно решить газодинамическую задачу, то есть определить распределение скоростей в потоке газа. Из-за отсутствия полной информации о термо- и газодинамических характеристиках данной двухфазной системы решение уравнения (15) представляет непреодолимые математические трудности. Поэтому для численного решения предлагается использовать принцип расщепления по физическим процессам. Учитывая низкий коэффициент теплопроводности продуктов горения ПС (1-2 Вт/м?К) переносом энергии за счет молекулярного механизма можно пренебречь и учитывать только конвективный перенос газообразными продуктами горения и локальный перенос за счет теплообмена шлаков с бетоном

(16)

(17)

где индекс “л” относится к локальному переносу, а “к” - к конвективному.

Значение идентифицируется из автоматизированного эксперимента с медным скани-рующим калориметром с равномерным распределением температуры [11, 12].

Теплоёмкости газа и шлаков, а также плотность шлака практически не зависят от температуры. При стационарном режиме горения уравнение неразрывности для одномерного течения газа имеет вид

(18)

Для описания характеристик течения газа в фиксированной точке пространства (в середине бетонного блока) в одномерной постановке используется эйлеровая координата. При численном интегрировании уравнений (16), (17) индекс “0” относится к сечению х = 0, а “1” - к сечению на расстоянии шага интегрирования по координате.

Тогда можно ввести постоянный коэффициент

(19)

и из уравнения (17) следует, что конвективный перенос пропорционален локальному. Тогда эту пропорциональность можно записать с обратным коэффициентом 1/k

(20)

Для выбранных пиротехнических составов оценочное значение коэффициента 1/k лежит в пределах 0.5-3. Коэффициент 1/k определяется одним из методов оптимизации и приравни-вается нулю, когда фронт горения достигает дна бетонного образца и процесс горения прекращается.

Алгоритм численного решения состоит из последовательности двух дробных шагов по времени. На первом шаге решается уравнение (16) и определяется приращение температуры за счет локального переноса, на втором по уравнению (20) определяется дополнительно приращение температуры за счет конвективного переноса. Начало интегрирования начинается с момента времени, когда фронт горения доходит до фиксируемой точки в середине бетонного блока. Фронт горения принимается за математическую поверхность, так как ширина зоны подогрева в волне горения для михельсоновского распределения температуры и теплофизических свойств и скорости горения используемых ПС порядка одного миллиметра. При этом начальная температура ПС равна температуре горения.

В математической постановке задачи высокоинтенсивного нагрева бетона учитывается объемное испарение влаги. При низком влагосодержании относительные затраты энергии на испарение влаги незначительны. Однако имеются данные [13, 14], что при высокоинтен-сивном нагреве происходит взрывоопасное вскипание влаги и возрастание давления пара, которые способствуют поверхностному разрушению бетона. Испарение влаги описывается формально-кинетическим уравнением [15]

(21)

где - глубина (степень) фазового превращения влаги при объемном испарении;

- предэкспонент; - эффективная энергия активации испарения;

- теплота испарения влаги со свободной поверхности; - молярная масса воды;

n - эффективный порядок реакции - температура материала; - универсальная газовая постоянная.

С учетом стока тепла и зависимости теплофизических свойств от температуры для одномерного одностороннего нагрева элемента конструкции уравнение энергии записывается в виде

 (22)

где - теплоемкость, плотность, коэффициент теплопроводности материала конструкции соответственно; - начальное влагосодержание.

Начальные условия можно записать в виде:

(23)

Граничные условия на фронтальной поверхности выражаются:

- для стандартного пожара:

(24)

где - коэффициент теплоотдачи от пламени к поверхности материала; - приведенный коэффициент поглощения излучения;

- степень черноты пламени и материала соответственно;

- коэффициент излучения.

Для пожара разлития и огненных шаров значение можно рассчитать по поверхност-ной плотности излучения [16] и степени черноты пламени. Граничные условия на тыльной поверхности элемента конструкции для рассматриваемых типов пожаров:

 (25)

где - коэффициент теплоотдачи от тыльной поверхности материала.

4. Адекватность модели

Для прогнозирования предельного состояния элементов конструкций при высокоинтен-сивном нагреве разработанная модель (1)-(6) проверялась на адекватность по известным расчетно-экспериментальным данным. Оценка проводилась путем сравнения результатов вычислительного эксперимента с данными по температуре прогрева тяжелого бетона на силикатном заполнителе в плитах и стенах высотой сечения 60, 100, 140 мм при односто-роннем огневом воздействии стандартного пожара. Как видно из рис. 2, температурные поля на фронтальной поверхности элемента, рассчитанные по предлагаемой модели и по данным [5] практически совпадают. Разница температур на тыльной поверхности объясняется испа-рением влаги.

Дополнительно расчеты по модели сравнивались с экспериментальными данными по нагреву бетона тепловым излучением с параметрами, близкими к пожарам разлития [14].

Представленные на рис. 3 данные подтверждают адекватность модели и позволяют оценивать роль объемного испарения на температурное поле в образцах бетона при воздейст-вии излучения от пожаров разлития.



Рис. 2. Динамика прогрева тяжелого бетона на силикатном заполнителе с высотой сечения 100 мм при различной начальной влажности : 1 - фронтальная поверхность, 2 - тыльная поверхность, - модель, - стандартный пожар

Рис. 3. Сравнение расчетных данных по предлагаемой модели и результатов зарубежных исследователей [14]

5. Результаты моделирования

В качестве базового ПС использовался термитный состав ТИ-5 [17] и его модификации, содержащие в качестве окислителя железную окалину Fe₃O₄, а в качестве горючего - магний.

Чтобы получить различные значения скорости горения и интенсивности подвода энергии к поверхности бетона, применены два других ПС, имеющие отличные от базового энергети-ческие и кинетические характеристики. Результаты опытных данных и вычислительного эксперимента для трех составов (карбонатный КБ, алюминиевый АТ и базовый) по опре-делению температуры бетона на глубине 2 мм от поверхности представлены на рис. 4. Дополнительно на рис. 4 показано изменение температуры бетона при воздействии теплового излучения огненного шара (ОШ) [18]. Время горения ОШ управлялось массой аварийного выброса топлива, оптико-геометрическими характеристиками ОШ [19], а максимальное значение температуры бетона на глубине 2 мм - расстоянием объекта от поверхности ОШ в диапазоне 50-150 м.

Как видно из результатов математического моделирования, время достижения макси-мальной температуры в приповерхностном слое бетона зависит от скорости горения ПС. Для состава КБ она составляет 3.6 мм/с, для АТ-2 мм/с и базового состава - 1 мм/с. Максимальное значение температуры зависит от комплекса параметров - теплоёмкости и плотности продуктов горения ПС, адиабатической температуры горения, условий контакта шлаков с поверхностью бетона.

Рис. 4. Результаты моделирования высокоинтенсивного нагрева бетона: 0 - эксперимент, 1 - модель нагрева пиросоставом, 2 - огненный шар

Анализ результатов эксперимента нагрева бетона с использованием ПС показывает, что после сгорания ПС образование магистральных трещин на поверхности бетонных блоков, и как следствие снижение прочности, наступает через 3-8 минут у образцов, температура которых достигает значений 600 єС и выше. При этом у образцов базового состава, у которого максимальная температура сохраняется более длительное время, протяженность трещин и ширина раскрытия являются максимальными.

В связи с изложенным авторами предлагаются в качестве критериев предельных состояний элементов строительных конструкций критическая температура 600 єС на глубине 2 мм от поверхности высокоинтенсивного нагрева и время выдержки при этой температуре.

Выводы

1. Разработана полуэмпирическая математическая модель нагрева элементов строительных конструкций с учетом объемного испарения влаги и зависимости теплофизических свойств от температуры.

2. Установлена адекватность модели по экспериментальным данным отечественных и зарубежных исследований при нагреве от пламени пожаров.

3. Предложена техника специального высокоинтенсивного нагрева для прогнозирования условий разрушения образцов бетона при пожарах разлития и огненных шаров.

4. Установлен температурный критерий разрушения элементов железобетонных конст-рукций в широком диапазоне изменений температуры пламени пожаров.

Литература

[1] ГОСТ Р 12.3.047-98. Пожарная безопасность технологических процессов. Общие требования. Методы контроля. Введ. 2000-01-01. М.: Госстандарт России. 1998. 84с.

[2] Шебеко Ю.Н., Молчанов В.П., Дешевых Ю.И. и др. Оценка пожарного риска для крупномасштабного терминала отгрузки нефти. Пожарная безопасность. 2005. №1. С. 40-49.

[3] Шебеко Ю.Н., Болодьян И.А., Молчанов В.П. и др. Оценка пожарного риска для буровой площадки с комплексом первичной подготовки нефти и газа. Пожарная безопасность. 2005. №3. С.14-21.

[4] РД 03-418-01. Методические указания по проведению анализа риска опасных производственных объектов. Введ. 2001-09-01. М.: ГУП “Научно-технический центр по безопасности в промышленности Госгортехнадзора России”. 2002.

[5] СТО 36554501-006-2006. Правила по обеспечению огнестойкости и огнесохранности железобетонных конструкций. Введ. 2006-20-10. М.: ФГУП “НИЦ “Строительство”. 2006. 78с.

[6] Руководство по оценке пожарного риска для промышленных предприятий. М.: ФГУ ВНИИПО. 2006. 36с.

[7] Карташов Э.М., Ожереликова Л.М. Новые модельные представления в проблеме теплового удара. Математическое моделирование. 2002. Т.14. №2. С.95-108.

[8] Даниловская В.И. Температурные напряжения в упругом полупространстве, возникающие вследствие нагрева его границ. Прикладная математика и механика. 1950. Т.12. №3. С.216-218.

[9] Еналеев Р.Ш., Абдуллин Н.А., Динмухаметов Р.Р., Качалкин В.А. Моделирование энергопереноса при горении малогазовых тепловых составов в системе с интенсивным теплоотводом. Тепломассообмен-ММФ-2004. IV Минский международный форум. 2004.

[10] Лойцянский Л.Г. Механика жидкости и газа. М.: Наука. 1950. 676с.

[11] Зельдович Я.Б., Баренблатт Г.Ш., Либрович В.Б. и др. Математическая теория горения и взрыва. М.: Наука. 1980. 478с.

[12] Еналеев Р.Ш., Гортышов Ю.Ф., Качалкин В.А., Осипов А.М. Измерение мощных радиационных потоков пластичными калориметрами. Тепло- и массообмен в двигателях летательных аппаратов: Межвузовский сборник. Казань-2004. IV: КАИ. 1982. С.148.

[13] Жуков В.В., Гуляева В.Ф., Сорокин А.Н. Взрывообразное разрушение бетона. Огнестойкость строительных конструкций. М.: ВНИИПО МВД СССР. 1976. Вып.4. C.42-57.

[14] Consolazio G.R., McVay M.C., Rish J.W. Measurement and Prediction of Pore Pressure in Cement Mortar Subjected to Elevated Temperature. International Workshop on Fire Performance of High-Strength Concrete, NIST, Gaithersburg, MD. 1997. February 13-14. Proceedings. P. 125.

[15] Исаков Г.Н. Некоторые вопросы методологии кинетического эксперимента при термическом анализе полимерных материалов и композитов на их основе. ТГУ. 1980. Деп. ВИНИТИ. №42 07-80.

[16] Маршалл В. Основные опасности химических производств: пер. с англ. М.: Мир. 1989. 672с.

[17] Сериков С.В., Мадякин Ф.П., Идиатуллин Р.Ш. и др. Разработка пиротехнических составов для термообработки сварных соединений. Физика горения и взрыва. 1991. Т.27. №4. C.73-78.

[18] Еналеев Р.Ш., Теляков Э.Ш., Хайруллин И.Р., Закиров А.М., Закиров Г.М. Моделирование крупномасштабного горения углеводородных газов. Известия высших учебных заведений. Проблемы энергетики. 2008. №11-12.

[19] Григорьев Б.А. Импульсный нагрев излучениями. Т.I. Характеристики импульсного облучения и лучистого нагрева. М.: Наука. 1974. 319с.

Размещено на Allbest.ru

...