Название: Вестник Ульяновского государственного технического университета (В.В. Ефимов)

Жанр: Гуманитарный

Просмотров: 1137


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 за- данном времени выпуска хладона. Приведен пример расчета.

 

Существовавшая до настоящего времени методика расчета установок объемного хладонового пожаротушения не только не отражала особенно- стей движения пентафторэтана как низкокипящей жидкости, но и не по- зволяла выбрать основные конструктивные размеры установки (диаметры проточной части трубопроводов и выпускных насадков). В настоящее вре- мя 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 по- жаротушения и отражающая важнейшие физико-химические особенности пентафторэтана.

Схема установки пожаротушения приведена на рис. 1.

 

2

1

 

3

 

4

 

5

 

6

 

Рис. 1. Схема установки объемного пожаротушения: 1 – выпускной на- садок-ороситель; 2 – распределительный трубопровод; 3 – магистраль- ный 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 распре- делительные трубопроводы 2, насадки-оросители 1 и истекает в защищае- мое помещение.

При движении хладона по магистралям от баллонов к оросителям про-

исходит 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  в защищаемое помещение не должно превышать 10 с - для мо- дульных 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 предла- гаемая методика расчета позволяет выбрать такие конструктивные разме- ры и параметры установки, при которых однофазное течение хладона реа- лизуется 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  [с] массовый расход G [кг/с] хладона

G  m0    ,

где m0 – расчетная масса хладона, предназначенная для тушения пожара,

кг.

Масса m0 определяется в соответствии с [1] и включает массу хладона, остающуюся в конце расчетного времени  в трубопроводах, соединяющих баллоны с распылителями.

2. Количество одновременно опорожняемых баллонов, n

n  m0    m1 ,

где m1 – масса хладона, заправляемая в один баллон, кг.

(1)

Результат расчета по формуле (1) округляется до целого в большую

сторону, а полученное округленное значение n принимается за расчетное; по имеющимся расчетным значениям n и m0 с помощью формулы (1) уточ- няется масса m1.

3. Объем жидкости V1 [м3] в каждом баллоне

V1  m1     ,

где  – плотность жидкого хладона, кг/м3.

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

 

Таблица 1

Теплофизические свойства жидкого пентафторэтана на линии насыщения

 

 

t,

C

ps,

МПа

ρ,

кг/м3

⋅104,

Па⋅с

t,

C

ps,

МПа

ρ,

кг/м3

⋅104,

Па⋅с

-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

 

4. Объем свободного пространства в баллоне Vп [м3] при его хранении

Vп  V

 V1 ,

где V – внутренний объем каждого баллона, м3.

5. Масса паров хладона в каждом баллоне при его хранении

 

 

mп [кг] и в

конце работы системы пожаротушения

psVп

mп ,кг

V

п

 
m 

;

RпT

mп  mп   ,

Vп

где ps  – парциальное давление паров при температуре t, выбираемое из табл. 1, [Па]; Rп = 69,2 – газовая постоянная паров, Дж/(кгК); T – темпера- тура окружающего воздуха t, К.

6. Общая дополнительная масса m [кг] хладона, которая должна на-

ходиться в баллонах

n

 
m  mn.

1

 
7. Уточненное потребное количество баллонов n

0

 
n  m

 m m .

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

8. Максимальное парциальное давление газа наддува

лонах

pн max [Па] в бал-

pн max

 pmax

 ps ,

где

pmax – рабочее давление в баллонах при их хранении в заправленном

состоянии, Па.

9. Минимальное за время  давление

 

 

pmin [Па] в баллоне

 

pmin

 

s

 
 p   p

 

 

п

 

(V

 
н max

V k ,

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

10. Минимальные за время   потери давления

pmin [Па] на участке от

входа в сифонную трубку до входа в наиболее удаленный насадок (на вхо-

де в насадок давление принимается равным ps)

pmin

 pmin

 ps .

11. Максимальные за время  потери давления

pmax [Па] на участке от

входа в сифонную трубку до входа в наиболее удаленный насадок (на вхо-

де в насадок давление принимается равным ps)

pmax

 pmax

 ps .

 

 

стке

12. Средние (расчетные) потери давления

p р [Па] на указанном уча-

р

 
p   p

 

max

 p

 

min

 2.

13. Среднее (расчетное) давление

p р [Па] в баллонах

р

 
p   p

 

max

 

+ p

 
min

 2.

14. Среднее (расчетное) значение перепада давления более удаленном от баллонов насадке

pн   p р   p р   pб ,

где pб – атмосферное давление, Па.

pн [Па] на наи-

15. Суммарная площадь f [м2] выпускных отверстий у наиболее уда-

ленного от баллонов насадка-оросителя

f        G         ,

N      2 pн

где N – общее количество насадков;  – коэффициент расхода насадка.

Коэффициенты расхода можно принять по СНиП 2.04.09-84, в частно-

сти для двухструйного насадка   0,6.

16. Диаметр выпускных отверстий садка

d н [м] у наиболее удаленного на-

 

d н  

4 f  ,

n

н

где nн – количество выпускных отверстий в насадке (например, для двух-

струйного насадка nн = 2).

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

u       4G       ,

pd

 

rn

 
2

тр

где

d тр

– внутренний диаметр сифонной трубки, м.

18. Число Рейнольдса Re потока в сифонной трубке

 

Re 

4G       ,

d тр n

где μ – динамический коэффициент вязкости жидкого хладона, выбирае-

мый из табл. 1 по температуре t, Пас.

19. Коэффициент гидравлического сопротивления трения  жидкости в сифонной трубке

  

ç

 
  0,11

68 

÷

 
 Re 

0 , 25

 

,

 d тр 

где Δ – абсолютный размер шероховатости внутренней поверхности си-

фонной трубки, м.

Шероховатость поверхности Δ можно принять равной 310-6 м в соот-

ветствии со СНиП 2.04.09-84.

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

1                2                3

 
              ,

где 1 – коэффициент местного сопротивления входа в трубку (1 = 0,8), 2

– коэффициент местного сопротивления выхода (2  = 1,1), 3  – коэффици-

ент 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 ОК-10 – 3 = 1,07).

21. Потери давления

ку до выхода в коллектор

pтр

[Па] на участке от входа в сифонную труб-

p

 
          

тр        

      l  u 2

÷

 
                     ,

         d тр     2

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

22. Максимальный гидростатический напор

новке

pг [Па] жидкости в уста-

pг

 gH ,

где g – ускорение свободного падения, м/с2  (g = 9,807 м/с2); H – макси-

мальная разница уровней расположения насадка и баллонов установки, м.

23. Потери давления

p0

[Па] на трение и в местных сопротивлениях

на участке от коллектора до входа в наиболее удаленный насадок

Если в процессе расчета окажется, что

p0   0 , то следует увеличить

количество баллонов n и повторить расчет, начиная с п. 17.

p0   p р   pтр   pг .

24. Потери давления

p0 тр

[Па] на трение на участке от коллектора до

входа в наиболее удаленный насадок (можно принять по данным СНиП

2.04.09-84 равными 80 … 85\% потерь

p0 )

p0 тр   0,83p0 .

25. Средние потери давления на трение единицу длины магистрали

p1

[Па/м], приходящиеся на

p1   p0 тр   lм ,

где lм – суммарная длина трубопровода от коллектора до наиболее удален-

ного насадка, м.

26. Внутренние диаметры di [м] различных участков трубопровода (магистрального, распределительного, участка, соединяющего ветви рас- пределительных трубопроводов)

  G 2

0, 2

i

 
d   0,49      i        ,

 p1  

где Gi  – массовый расход хладона на рассматриваемом участке трубопро- вода, кг/с (Gi = G – на магистральном участке; Gi = G/N – на каждом рас- пределительном трубопроводе).

Если диаметр di  окажется неприемлемо велик, то следует увеличить количество баллонов n и повторить расчет, начиная с п. 17.

27. Потери давления на трение

pi

[Па] на участке трубопровода, со-

единяющего наиболее удаленную ветвь распределительного трубопровода с рассматриваемой параллельной ветвью

pi

 p1li ,

где li – длина соединительного трубопровода, м.

28. Среднее (расчетное) значение перепада давления

 

 

pнi [Па] на на-

садке, расположенном на рассматриваемой параллельной ветви

pнi   pi   pн .

29.       Суммарная     площадь          fi          [м2]     выпускных     отверстий       насадка-

оросителя, расположенного на рассматриваемой ветви

fi    f

pн

pнi .

30. Диаметр выпускных отверстий

d нi [м] насадка

d нi   d н

fi          f .

Проиллюстрируем  предложенную  методику  расчетом  конкретного примера.

1. Пусть m0 = 59,5 кг. Примем  = 15 с, тогда G = 59,5/15 = 3,97 кг/с.

2. Полагая m1 = 30 кг, имеем n = 59,56/30 = 1,99.

Округлив найденное значение, получим n = 2; уточнив m1, найдем

m1 = 59,56/2 = 29,78 кг.

3

 
3.  Примем  t  =  20  C;  по  табл.  1  найдем  ρ  =  1127  кг/м3,  тогда

V1  29,78 1127  0,0264 м .

4. Полагая V = 0,04 м3, найдем Vп = 0,04 – 0,0264 = 0,0136 м3.

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

ps = 1,131106 Па; далее определяем

6

m  1,131 10

 0,0136  0,08 кг;

 

m   0,08

0,04

 

 0,24 кг.

п          69,2  293

6. m  0,24  2  0,48 кг.

7. n  59,5  0,48 30  2.

п          0,0136

8. Примем pmax = 8 106 Па, тогда

pн max

 8  106

 1,131  106

 6,869  106

Па.

9. p

 

min

 1,131  106   6,869  106 0,0136

0,041, 4   2,65 106 Па.

10.

11.

pmin

 2,65  106

6

 1,131 106

6

 1,52  106

6

Па.

р

 
pmax

 8  10

 1,131 10

 6,87  10

Па.

12.

p   6,869  106   1,52  106  2  4,19  106 Па

 

13.

p   8  106   2,65  106  2  5,33 106 Па.

р

 
14. Пусть pб = 0,1106 Па, тогда

н

 
p   5,33  106   4,19  106   0,1  106   1,04  106 Па.

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

 

f  

4  0,6

3,97

2  1127  1,04 106

 

5

 

 3,42  105 м2.

 

16.

 

d н  

4  3,42 10

3,1416  2

 

 0,00466 м.

17. Полагая

d тр = 0,012 м, получим

u       4  3,97

3,1416  0,0122   1127  2

 

 15,57 м/с.

18. Из табл. 1 по температуре t = 20 C находим  = 1,3810-4 Пас; да-

лее определяем

 

Re 

4  3,97

3,1416  0,012  1,38  10 4   2

 

 1,526  106.

19. Приняв  = 310-6 м, получим

 
  0,1  3

 10-6

0 , 25

68        

 

 0,0144.

 0,012

1,526 106  

20. Пусть эксплуатируется головка типа ГЗСМ с клапаном ЗК-32 (3 =

2,64), тогда 

 0,8  1,1  2,64  4,54.

21. Пусть l = 1,4 м, тогда

ç

 

Dp

 

тр

 
  4,54 

0,0144 1,4 

 

1127  15,572

 

 8,5  105 Па.

г

 
         0,012            2

22. Пусть H = 5 м, тогда

p   1127  9,807  5  0,553  105 Па.

23.

p0   4,19  10

 8,5  105

 0,553  105

 3,28  106

Па.

6

 
24.

p0 тр

 0,83  3,28 106   2,73  106 Па.

25. Пусть lм = 30 м, тогда

p1

 2,73 106

30  0,909  105 Па.

26.1. Для магистрального трубопровода Gi = G = 3,97 кг/с:

= 0,

 

d          49

3,97 2

0 , 2

 

 0,021 м.

i            0,909  105   1127 

 

 

кг/с:

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

= 0,

 

d          49

0,9932

0 , 2

 

 0,0122 м.

i            0,909 105   1127 

Dp

 
27. Пусть li = 1 м, тогда

p  0,909  105  1  0,909  105 Па.

i

 
28.

 0,909  105   1,04  106   1,13 106 Па.

 

29.

 

нi

 

i

 
f   3,42 105

 

1,04  106

 

1,13  106

 

 3,28 105

 

м2.

 

30.

 

d нi

 

 0,00466

 

3,28 105

 

3,42  105

 

 0,00456 м.