Теоретический расчет основных параметров горения и тушения пожаров газовых фонтанов

Оглавление

Введение

1.       Горение газов

1.1     Общие закономерности кинетического режима горения

.2       Влияние различных факторов на скорость распространения пламени

1.3          Диффузионное горение газов

1.4     Особенности горения газовых струй. Условия стабилизации пламени

.5       Оценка дебита горящих газовых фонтанов

2.       Методы тушения пожаров газовых фонтанов

2.1 Использование импульсных струй жидкости высокой скорости для тушения газовых факелов

.2 Современные способы тушения газовых фонтанов

.3 Перспективные направления разработки устройств для тушения газовых фонтанов

.4 Схема проведения эксперимента

.5 Эксперименты по тушению газового факела при помощи ИВ

3.       Расчет расхода воды, требуемого для прекращения горения газового фонтана

4.       Исходные данные для расчета

.        Расчет основных параметров горения и тушения пожара газового фонтана

Выводы

Список литературы

         Введение

Увеличивающаяся с каждым годом добыча нефти и газа, ежегодный объем которой в настоящее время в стране составляет сотни млрд. м3, повышает вероятность аварийных ситуаций, которые могут сопровождаться крупными пожарами, большими материальными потерями, ухудшением экологической обстановки в зоне пожара и прилегающих районах, а нередко и человеческими жертвами. Это обусловливается отказом механизмов, нарушением технологии добычи, природными катастрофами и приводит к серьёзным авариям.

Борьба с пожарами на нефтяных и газовых месторождениях, часто находящихся в труднодоступных районах, требует привлечения огромных материально-технических ресурсов и может длиться неделями. Затраты на тушение нередко составляют миллионы рублей. Вред, нанесённый окружающей среде в зоне пожара и прилегающих районах, точно оценить практически невозможно.

Пожары на открыто фонтанирующих газонефтяных скважинах являются одними из наиболее сложных видов промышленных аварий.

Некоторое представление о пожаре на фонтанирующей скважине можно получить по следующим данным: дебит мощных газовых фонтанов может достигать 10 - 20 миллионов кубометров в сутки, высота горящего факела - 80 - 100 м, а интенсивность тепловыделения в факеле - несколько миллионов киловатт.

Целью курсовой работы “Теоретический расчет основных параметров горения и тушения пожаров газовых фонтанов” является выработка навыков использования теоретических знаний, полученных при изучении дисциплины «Физико-химические основы развития и тушения пожаров» при проведении расчетов параметров пожаров и расхода огнетушащих веществ.

В результате выполнения курсовой работы студент должен знать и уметь оценивать расчетными методами:

режим истечения газового фонтана;

параметры пожара газового фонтана;

адиабатическую и действительную температуры пламени;

интенсивность облучённости от факела пламени в зависимости от расстояния до устья скважины;

расход воды на тушение пожара газового фонтана.

         1. Горение газов

При изучении дисциплины «Теория горения и взрыва» были рассмотрены различные режимы горения газов: кинетический и диффузионный, ламинарный и турбулентный. Кинетическое горение возможно только в предварительно перемешанных смесях горючего и окислителя. Во всех остальных случаях горение будет протекать в диффузионном режиме. При возрастании высоты пламени (обычно выше 30 см) ламинарное пламя практически всегда приобретает турбулентный характер.

         1.1 Общие закономерности кинетического режима горения

Если с помощью оптического прибора рассмотреть кинетическое пламя в неподвижной горючей смеси, то можно увидеть следующую картину (рис. 1). Справа находятся нагретые до высокой температуры продукты горения (Тпг), слева − холодная с температурой (Т0) исходная горючая смесь, а между ними − ярко светящаяся полоска − фронт пламени с толщиной (). Горючий компонент во фронте пламени сгорает, и в продуктах горения его концентрация практически равна нулю. Естественно, температура продуктов горения, равная температуре зоны горения (Тг), больше температуры исходной смеси (Т0) Тпг = Тг >> Т0. Поскольку теплота передается от горячего тела к холодному, в сторону исходной смеси будет идти тепловой поток (q), нагревая прилегающий к ней слой, так называемую зону подогрева. Передача теплоты от нее осуществляется теплопроводностью.

Рисунок. 1. Схема фронта (а) и изменение температуры и концентрации горючего (б) в кинетическом пламени: δПОД - зона подогрева; δГОР - зона горения; δФП - фронт пламени; uн - нормальная скорость распространения пламени

Смесь в этом слое воспламенится при достижении температуры самовоспламенения (Тс). Зона горения переместится в сторону исходной смеси,двигаясь от слоя к слою. Фронт пламени будет непрерывно перемещаться до самой границы горючей смеси. Такое распространение пламени называют нормальным или дефлаграционным горением. Нормальное или дефлаграционное горение − это распространение пламени по однородной горючей среде, при котором фронт пламени движется вследствие ее послойного разогрева по механизму теплопроводности от продуктов горения. Толщина фронта пламени (фП), как правило, не превышает десятых долей миллиметра. Поэтому его обычно принимают за поверхность, отделяющую исходную смесь от продуктов горения. Как показали исследования, своим свечением фронт пламени обязан многоатомным радикалам: С=С:, :CH, .HCO и др. Есть в пламени и ионы, концентрация которых достигает 1016− 1017 м−3. Возникновение ионов в пламени имеет химическую и термическую природу.

1.2 Влияние различных факторов на скорость распространения пламени

Нормальная скорость распространения пламени (uн) зависит от теплофизических свойств газовоздушной смеси. Но в еще большей степени скорость распространения зависит от ее физико-химических свойств − скорости горения V, и температуры в зоне реакции горения, ТГ:

 (1)

т.е. uн пропорциональна скорости реакции окисления (V) и находится в экспоненциальной зависимости от обратной температуры зоны горения (Тг). Определяющим параметром, безусловно, будет скорость реакции. Запишем уравнение скорости химической реакции горения:

, (2)

где    k0 - предэкспоненциальный множитель из уравнения Аррениуса,

Сг, Сок - концентрации горючего и окислителя,

m, n - порядки реакции соответственно по горючему и окислителю,

Еа - энергия активации химической реакции.

Рассмотрим, как будет меняться скорость реакций окисления для смесей с разным соотношением горючего и окислителя (рис. 2).

Из графика видно, что для смеси стехиометрического состава (коэффициент избытка воздуха =1) скорость реакции окисления максимальна.

При увеличении концентрации горючего в смеси выше стехиометрического количества, когда  становится < 1 (кислород находится в недостатке), горючее сгорает не полностью. В этом случае меньше выделится теплоты реакции горения Qгор и произойдёт снижение Tг.

Скорость реакции окисления по сравнению со стехиометрическим составом смеси уменьшится, причем как из-за снижения концентрации окислителя О2, так и температуры зоны горения. То есть при последовательном снижении  (что эквивалентно увеличению концентрации СГ в смеси) скорость реакции окисления  и температуры зоны горения Tг будут последовательно снижаться. На графике при CГ > СГстех кривая становится резко нисходящей. Снижение же скорости реакции окисления при  > 1 объясняется уменьшением тепловыделения в зоне горения в связи с более низкой концентрацией в ней горючего.

Рисунок 2. Зависимость скорости горения от концентрации горючего в смеси

Именно такая, как на рис.2, зависимость скорости реакции горения от концентрации горючего компонента в исходной смеси предопределяет параболический вид зависимости её других параметров процесса горения от состава смеси: температуры самовоспламенения и минимальной энергии зажигания, концентрационных пределов распространения пламени. Вид параболы имеет также и зависимость нормальной скорости распространения пламени uн от концентрации горючего в смеси СГ. На рис. 3 приведены такие зависимости для случая горения воздушно-пропановой смеси при различных значениях начальной температуры.

Рисунок 3. Зависимость скорости распространения пламени от концентрации пропана в воздухе при начальной температуре 311 K (1); 644 K (2); 811 K (3)

Согласно описанным выше представлениям, максимальная скорость распространения пламени (uнмах) должна соответствовать стехиометрической концентрации горючего. Однако экспериментально найденные её значения несколько сдвинуты в сторону богатых по содержанию горючих смесей. С увеличением начальной температуры смеси скорость распространения пламени должна повышаться, что и наблюдается на практике. Например, для воздушной смеси паров бензина и керосина она имеет вид, приведенный на рис. 4.

Рисунок 4. Зависимость скорости распространения пламени от начальной температуры воздушной смеси паров бензина и керосина с воздухом

Для различных веществ uн зависит от их химической природы и колеблется в довольно широких пределах (табл. 1). Для большинства смесей углеводородных топлив с воздухом uн < 1 м/с. При введении в горючую смесь избыточного воздуха или азота температура горения заметно снижается.

Таблица 1.

Нормальная скорость распространения пламени для некоторых горючих смесей

Введение в горючую смесь инертных и нейтральных газов: азота N2, аргона Аr, диоксида углерода СО2 разбавляет ее и тем самым снижает как скорость реакции окисления, так и скорость распространения пламени. Это хорошо видно из зависимостей, приведённых на рис. 5.

При этом при определённой (флегматизирующей) концентрации разбавителей горение вообще прекращается. Наиболее сильное влияние оказывает введение хладонов, так как они обладают ещё и ингибирующим действием на реакцию горения.

Как видно из рис. 5, введение в горючую смесь хладона (114В2) в 4 - 10 раз эффективнее, чем нейтральных газов - разбавителей.

Рисунок 5. Влияние концентрации разбавителей и хладона 114В2 на скорость распространения пламени в пропано-воздушной смеси ( = 1.15)

Флегматизирующая способность газов - разбавителей зависит от их теплофизических свойств, и в частности, от их теплопроводности и теплоёмкости.

         1.3 Диффузионное горение газов

В реальных условиях в тех случаях, когда газ или пары воспламеняются после начала их аварийного истечения, наблюдается диффузионное горение. Типичным и довольно распространенным примером является диффузионное горение газа при разрушении магистральных трубопроводов, на аварийной фонтанирующей морской или сухопутной скважине газового или газоконденсатного месторождения, на газоперерабатывающих заводах.

Рассмотрим особенности такого горения. Предположим, что горит фонтан природного газа, основным компонентом которого является метан. Горение происходит в диффузионном режиме и имеет ламинарный характер. Концентрационные пределы распространения пламени (КПРП) для метана составляют 5 - 15 % об. Изобразим структуру пламени и построим графические зависимости изменения концентрации метана и скорости реакции горения от расстояния до осевой фонтана (рис. 6).

Рисунок 6. Схема диффузионного ламинарного пламени газового фонтана (а), изменение концентрации горючего (б), скорости реакции горения (в) по фронту пламени.

Концентрация газа снижается от 100 % на осевой фонтана до значения верхнего концентрационного предела воспламенения и далее до НКПР на его периферии.

Горение газа будет происходить только в интервале концентраций от ВКПР до НКПР, т.е. в пределах концентрационной области его воспламенения. Скорость реакции горения (Т) будет равна нулю при концентрациях, выше ВКПР и ниже НКПР, и максимальной при . Таким образом, расстояние между ХНКПР и ХВКПР определяет ширину фронта диффузионного пламени:

фп = ХНКПР - ХВКПР.                                               (3)

Ширина фронта для такого пламени имеет значения от 0.1 до 10 мм. Скорость реакции горения в этом случае определяется скоростью диффузии кислорода и по своей величине она примерно в 5104 раз меньше скорости горения в кинетическом режиме. Во столько же раз ниже теплонапряженность, т.е. скорость выделения теплоты в диффузионно горящем факеле.

         1.4 Особенности горения газовых струй. Условия стабилизации пламени

Условия горения газовых фонтанов удобнее рассмотреть на примере газовых струй. В реальных условиях такие струи являются турбулентными. При воспламенении струи газа, вытекающей из скважины, образуется так называемый диффузионный факел, имеющий симметричную веретенообразную форму (рис. 6). Химические реакции горения идут в тонком поверхностном слое факела, который в первом приближении можно считать поверхностью, где концентрации топлива и окислителя обращаются в ноль, а диффузионные потоки топлива и окислителя к этой поверхности находятся в стехиометрическом соотношении. Диффузионный фронт горения имеет нулевую скорость распространения, поэтому самостоятельно удержаться на текущей вверх струе не может.

Стабилизация пламени на струе происходит в самой нижней части факела, где реализуется другой механизм горения. При истечении газа из отверстия на начальном не горящем участке поверхности струи образуется турбулентный слой смешения газа и окружающего воздуха. В этом слое концентрация газа в радиальном направлении плавно падает, а концентрация окислителя нарастает. В средней части слоя смешения возникает гомогенная смесь топлива и окислителя с составом, близким к стехиометрическому. При воспламенении такой подготовленной к горению смеси фронт пламени может распространяться в слое смешения с конечной скоростью даже навстречу потоку, если скорость горения превышает по величине локальную скорость потока. Но так как по мере приближения к выходному отверстию скорость струи нарастает, то на некоторой высоте скорость струи (uf) становится равной скорости горения (t), и пламя стабилизируется на поверхности струи на этой высоте. Точно рассчитать скорость турбулентного горения (t) не представляется возможным. Однако оценки показывают, что значение (t) приблизительно равно пульсационным скоростям струи, величина которых пропорциональна осевой скорости (um). Из экспериментальных данных следует, что максимальные значения среднеквадратичных пульсаций продольной компоненты скорости составляют 0.2um. Принимая эту величину за скорость турбулентного горения, можно считать, что максимальная скорость распространения пламени навстречу фонтанирующей со скоростью 300-450 м/с струе газа будет порядка 50 м/с.

         1.5 Оценка дебита горящих газовых фонтанов

При тушении пожаров мощных газовых фонтанов возникает необходимость в оценке дебита (D) горящего фонтана, так как расход газа является одним из основных параметров, определяющих объемы работ и материально-технических средств, необходимых для ликвидации аварии. Однако непосредственное измерение расхода горящего фонтана в большинстве случаев оказывается невозможным, а эффективных дистанционных способов определения расхода струи не существует. Расход мощных газовых фонтанов может быть достаточно точно определен по высоте факела (Н).

Известно, что высота турбулентного факела, образующегося при горении нормально расширенных газовых струй с дозвуковой скоростью истечения, не зависит от скорости или расхода струи, а определяется лишь диаметром отверстия (d), из которого струя вытекает, теплофизическими свойствами газа и его температурой (Т) на выходе из отверстия.

Известна эмпирическая формула расчёта дебита фонтана по высоте факела при горении природного газа:

= 0.0025Hф 2, млн. м3/сутки.                             (4)

Для расчета сил и средств на тушение горящих газовых факелов необходимо знать расход газа. Исходные данные для его расчета практически всегда отсутствуют, поскольку неизвестны либо давление газа в технологическом оборудовании, либо в пласте месторождения. Поэтому на практике пользуются экспериментально установленной зависимостью (4) высоты пламени факела от расхода газа, расчётные данные при использовании которой приведены в табл. 2.

Таблица 2.

Зависимость высоты пламени от расхода газа газового фонтана при различных режимах горения

         2. Методы тушения пожаров газовых фонтанов

До настоящего времени тушение пожаров газонефтяных фонтанов осуществляется одним из следующих способов: мощными водяными струями; струями огнетушащих порошков, подаваемых в факел сжатым газом; газо-водяными струями, создаваемыми авиационными турбореактивными двигателями; взрывом мощного сосредоточенного заряда взрывчатого вещества, подвешиваемого вблизи основания факела. Эти способы пригодны для тушения пожаров фонтанов с расходом газа до 3−5 млн. м3 в сутки, однако при тушении более мощных горящих фонтанов становятся малоэффективными. Применение этих методов требует привлечения большого количества людей и специальной техники, проведения сложных и дорогостоящих подготовительных работ, наличия больших запасов воды. Поэтому сроки ликвидации аварии на скважине нередко затягиваются на многие недели и месяцы, что приводит к истощению ресурсов месторождения и к угрозе гибели скважины.

Принципиально новый вихрепорошковый способ тушения пожаров газовых фонтанов практически любой возможной мощности разработан в Институте гидродинамики Сибирского отделения Российской академии наук совместно с работниками пожарной службы. Сущность этого способа заключается в следующем. У основания факела, который при пожаре на скважине достигает высоты 80-100 м, с максимальным диаметром 10-15 м, создается вихревое кольцо, движущееся вдоль оси факела снизу вверх. При таком движении "атмосфера" вихревого кольца сдувает пламя и пожар прекращается. Такие вихревые кольца получают с помощью взрыва небольших зарядов взрывчатого вещества в баке соответствующего диаметра.

С практической точки зрения более привлекательны для тушения пожаров на скважине сравнительно низкоскоростные, так называемые всплывающие вихревые кольца, которые образуются при подъеме компактного облака легкого газа в атмосфере. Такие вихри образуются при взрыве зарядов взрывчатого вещества без применения специальных устройств и конструкций. При этом, однако, необходимо ликвидировать проскок пламени через вихревое кольцо. Этого можно достичь, используя способность вихревого кольца переносить распыленную примесь. Если в момент образования вихревого кольца заполнить его огнетушащим порошком, то такое вихревое кольцо даже при относительно небольшой скорости будет сдувать пламя факела.

Опыт тушения пожара на газовой скважине в реальной ситуации доказывает, что практическое применение вихрепорошкового способа тушения, разработанного в рамках комплексной программы "Сибирь", прежде всего для использования в условиях Западной Сибири, приведет к существенному сокращению сроков тушения пожаров на аварийных скважинах и даст значительную экономию средств (людских и материальных ресурсов).

.1 Использование импульсных струй жидкости высокой скорости для тушения газовых факелов

В Национальном университете гражданской защиты г. Харьков были проведены экспериментальные исследования тушения газового факела при помощи импульсных струй жидкости высокой скорости, которые генерируются пороховым импульсным водометом. Скорость импульсной струи в зависимости от энергии заряда в экспериментах достигала 300 - 600 м/с. При помощи лазерного бесконтактного измерителя скорости измерялась скорость головы струи непосредственно перед факелом, проводилось фотографирование струи. Вокруг импульсной струи жидкости высокой скорости в воздухе образуется высокоскоростное облако брызг большого поперечного сечения, которое эффективно сбивает пламя газового факела на расстояниях 5 - 20 м от установки.

.2 Современные способы тушения газовых фонтанов

Для тушения пожаров нефтегазовых фонтанов разработано не менее десятка различных методов, что обусловлено, с одной стороны, исключительной сложностью технической проблемы, многофакторностью и разнообразием конкретных ситуаций на таких пожарах, а с другой - ограниченной эффективностью каждого из этих способов. В работе [3] приведены основные методы тушения пожаров газовых фонтанов в зависимости от их типа:

закачкой воды в скважину или закрытием задвижек противовыбросового оборудования;

струями автомобилей газоводяного тушения;

импульсной подачей порошка специальными установками;

водяными струями из лафетных стволов;

взрывом заряда ВВ;

вихрепорошковым способом;

огнетушащим порошком с помощью пожарных автомобилей;

комбинированным способом;

бурением наклонной скважины и закачка в нее специального раствора.

При тушении пожаров открытых фонтанов чаще всего применяются лафетные стволы (гидромониторы), автомобили газоводяного тушения АГВТ-100 и АГВТ-150, пневматические порошковые пламеподавители ППП-200. [10]

Лафетные стволы применяются при тушении газовых, газоконденсатных и нефтяных фонтанов небольшой мощности, поскольку стволы должны устанавливаться на расстоянии 15 м, что в условиях сильного теплового излучения фонтана с большим дебитом не допустимо [7]. При тушении более мощных фонтанов (средней мощности), когда используется значительное количество лафетных стволов, подачу водяных струй осуществляют в два яруса. Долгое время этот метод занимал лидирующее место

среди всех методов тушения газовых фонтанов. Суть его заключается в том, что струи воды, подаваемые из лафетных стволов, направляются на устье скважины в основании струи фонтана. Затем синхронно поднимают водяные струи вверх по столбу пламени до полного его отрыва.

Автомобили газоводяного тушения АГВТ-100 и АГВТ-150 применяются для тушения пожаров всех видов фонтанов, но чаще для тушения мощных фонтанов. Газоводяные струи, создаваемые этими установками, представляют собой смесь отработанных газов турбореактивного двигателя и распыленной воды. В газоводяной струе содержится около 60% воды и 40% газа, а концентрация кислорода не более 14%. По мере удаления от сопла содержание кислорода увеличивается и на рабочем расстоянии 12-15 м составляет 17-18%. Вода частично испаряется в струе раскаленного газа и в зону горения вода попадает в распыленном состоянии [10]. Экспериментально установлено, что газоводяная струя обладает высоким охлаждающим эффектом, например: при подаче 60 л/с воды (АГВТ-100) в течение 5 мин снижает температуру фонтанной арматуры, с 950 до 100-150 °С. Эффективность тушения зависит от содержания воды в струе и имеет оптимальное значение в пределах 55 - 60 л/с.

Пневматические порошковые пламеподавители ППП-200 применяются при тушении пожара фонтанов большой мощности [10]. Тушение пожара осуществляется за счет воздействия на горящий факел распыленного порошка, выброс которого осуществляется за счет энергии сжатого воздуха. В зоне горения фонтана в течение короткого времени (1…2 с) импульсно создается огнетушащая концентрация порошка путем направленного залпового выброса установкой.

Подобный принцип реализуется и в установках на базе танковых шасси Т-62 Импульс-1, Импульс-2, Импульс-3, а также Импульс-Шторм. Машины имеют 50 стволов (Импульс-1 - 40 стволов), в каждый из которых заряжается по 30 кг порошка. Установка Импульс-Шторм способна доставить в очаг пожара за 4 секунды 1,5 тонны огнетушащего порошка. Это позволяет создать мощное огнетушащее воздействие сразу и одновременно по всей площади или объему. Основным отличием данной установки является мощное ударное воздействие на очаг пожара совместно с огнетушащими эффектами, производимыми специальными порошковыми составами.

Не редко используется метод подрыва заряда взрывчатого вещества, который генерирует ударную волну большой скорости (до 1000 м/с) [3, 7, 9, 10]. Заряд взрывчатого вещества подается к устью скважины либо по стальному тросу, перекинутому через блоки, подвешенные на специальных опорах, либо на тележке с укосиной по рельсовым путям, проложенным к устью скважины [7]. Главными недостатками этого метода является его высокая опасность, большой объем и сложность подготовительных работ, а также необходимость в большом количестве взрывчатого вещества (100-1000 кг).

Стоит отметить, что наряду с преимуществами, которые имеют каждый из перечисленных способов, все они имеют общий недостаток - низкая дальность подачи огнетушащего вещества, что недопустимо в условиях высокого теплового излучения газового факела. Так, при тушении с помощью лафетных стволов и автомобилей газоводяного тушения оптимальная дальность подачи составляет 15 м [3, 9, 10], а безопасное расстояние Lбез для личного состава от факела уже при дебите V = 0,5 млн. м3/сутки составляет около 50 м (рис. 7).

Рис. 7 Безопасное расстояние от горящего газового факела

Таким образом, для тушения пожаров газовых фонтанов наиболее перспективным является разработка устройств, способных обеспечивать подачу огнетушащих смесей с расстояний, превышающих критические для безопасности личного состава по тепловому излучению.

.3 Перспективные направления разработки устройств для тушения газовых фонтанов

Во все времена наиболее доступным и простым средством для тушения пожаров была вода. Она широко используется в практике пожаротушения, кроме применения ее для отдельных видов пожаров (тушения щелочных металлов, электрооборудования под напряжением). Очевидно, что и для тушения газовых фонтанов вода занимает лидирующее место среди других огнетушащих средств, что определяется ее доступностью, дешевизной, простотой доставки и эксплуатации, а также высокими огнетушащими качествами.

Наиболее перспективным на данный момент является применение тонкораспыленной воды для тушения пожаров. Основными механизмами тушения тонкораспыленной водой является охлаждение горящего материала и образование локализующего очаг горения облака пара. В случае если капли не будут обладать достаточной кинетической энергией, они не смогут преодолеть барьер конвективных потоков горячих газов, генерируемых пламенем, и зону радиационно-кондуктивного нагрева, в результате они не смогут достигать поверхности горения и подавлять этот процесс. В этом случае тонкораспылен-

ная вода может рассматриваться как вспомогательное средство для смягчения условий при пожаре, но не как средство подавления пожара. Для успешного подавления горения необходимо, чтобы размер капель был минимален, и они могли преодолеть конвективные тепловые потоки и радиационно-кондуктивный барьер, генерируемые пламенем. Малый размер капель необходим для повышения скорости испарения воды, в результате которого происходит интенсивное охлаждение и образование флегматизирующей среды водяного пара, что обеспечивает тушение пламени. В то же бремя уменьшение размера частиц затрудняет поддержание высоких скоростей капель и способствует более быстрому испарению капель в предпламенной зоне, что снижает эффективность пожаротушения распыленной водой. Анализ данных разных авторов показывает, что оптимальнsй диаметр капель для тушения различных материалов составляет 150 - 100 мкм.

Для доставки воды к горящему факелу с безопасных дистанций необходимо обеспечить высокие скорости на выходе из устройства тушения. Эта скорость должна учитывать потери при полете струи и обеспечивать необходимую скорость непосредственно перед факелом для преодоления конвективных потоков, а также «срывного» воздействия на факел. Суть «срывного» действия заключается в том, что с увеличением скорости потока равновесное положение фронта пламени сдвигается по потоку. Свежая паровоздушная горючая смесь по мере удаления претерпевает все более сильное разбавление за счет взаимной диффузии со сносящим потоком. Скорость горения такой смеси уменьшается пропорционально степени ее разбавления и при некоторой критической скорости потока, превышающей скорость горения, струя на мгновение прерывается, а пламя отбрасывается вверх и отрывается от нее.

Скорость отрыва пламени факела можно оценить по эмпирической формуле:

отр=100 3√d,

где d - начальный диаметр струи фонтана в метрах.

Анализ конкретных данных по изменению характера пламени при увеличении скорости горящей струи показывает, что срыв диффузионных пламен происходит в диапазоне скоростей 80-100 м/с. Очевидно, что указанные значения срывных скоростей с расстояний безопасного удаления (110-130 м) могут быть обеспечены при использовании высокоскоростных струй жидкости, генерируемых устройствами, аналогом которых является импульсный водомет (ИВ).

.4 Схема проведения эксперимента

Для обоснования возможности тушения газовых факелов импульсными струями жидкости высокой скорости были проведены предварительные экспериментальные исследования, целью которых являлось определить принципиальную возможность тушения газовых фонтанов с помощью импульсного водомета, а также определить скорости, при которых происходит тушение факела.

Модель газового фонтана рассчитывалась по коэффициенту аэродинамического подобия, который характеризует процессы перемешивания газа с окружающей атмосферой, зависящие от напора и толщины газовой струи

где w0 - скорость истечения газа, м/с; g - ускорение свободного падения; d0 - диаметр скважины, м.

Моделирование газового факела проводилось для горения фонтанов с дебитом (1÷3)·106 м3/сут.

Диаметры скважины взяты из расчета использования стандартного бурового оборудования от 0,3 до 0,5 м. При масштабе моделирования по линейным размерам М 1:100 для модельного факела диаметры

насадок находятся в пределах (0,003÷0,005) м. Параметры модельных факелов для разных условий (дебита и диаметра скважины, ) представлены в табл. 5.

Таблица 5

В экспериментах использовалась модель газового факела, соответствующая усредненным параметрам.

На рис. 8 приведена схема проведения эксперимента. Здесь 1 - пороховой ИВ, 2 - импульсная струя, 3 - объект воздействия (газовый факел), 4 - измеритель скорости, 5 - блок лазеров, 6 - лучи лазеров.

Рис. 8 Схема проведения эксперимента

В экспериментах варьировалось расстояние от импульсного водомета до факела и величина порохового заряда, от которого зависит скорость импульсной струи жидкости. Расстояние от установки до факела измерялось рулеткой, а прицеливание осуществлялось при помощи специального лазерного прицела, который закреплялся на стволе импульсного водомета.

Схема порохового ИВ, при помощи которого проводились экспериментальные исследования, изображена на рис. 9 [14]. Ствол 4 порохового ИВ, который заканчивается коническим соплом 6 с коллиматором 7, заполнен водой 3. Пороховой заряд 2 отделен от водяного заряда 3 пыжом 8. Для упрочнения самый напряженный участок ствола укреплен бандажом 5, который посажен на ствол с заданным натягом. Пороховой заряд 2 в корпусе водомета зафиксирован затвором 9, внутри которого находится воспламенитель 1. В начальный момент срабатывает воспламенитель 1 и поджигает пороховой заряд 2. Пороховые газы, образующиеся при горении пороха, начинают выталкивать водяной 3 заряд через коническое сопло 6 в виде импульсной струи жидкости. Истечение струи жидкости начинается с небольшой скоростью, которая быстро возрастает по мере увеличения давления пороховых газов.

Рис.9 Пороховой импульсный водомет

Параметры порохового ИВ были рассчитаны теоретически по методике, изложенной в [12-14]. Движение жидкости описывалось уравнениями нестационарной газовой динамики в квазиодномерной постановке, горение пороха рассматривалось в квазистационарной постановке, характерной для задач внутренней баллистики ствольных орудий. Расчеты выполнены численно методами Годунова и Родионова. Ниже приведены некоторые результаты расчетов для порохового ИВ с параметрами: масса водяного заряда 450 г, диаметр сопла и струи 15 мм.

На рис. 10 приведены графики зависимости скорости истечения струи и давления внутри ИВ от времени для порохового заряда массой 30 г (штатный режим работы ИВ). Кривая 1 - скорость истечения, 2 - давление пороховых газов, 3 - давление воды в стволе ИВ.

Рис. 10 Зависимость скорости истечения струи и давления внутри порохового ИВ от времени

Как видно, истечение струи порохового ИВ начинается с нулевой скорости. По мере сгорания пороха скорость истечения быстро возрастает и достигает максимального значения 685 м/с через 1,5 мс сyачала выстрела. Порох сгорает позже, к моменту времени tg = 1,57 мс (на графике это отмечено пунктирной линией). Скорость истечения струи к этому времени немного уменьшается до 647 м/с. После сгорания пороха скорость истечения медленно уменьшается до 320 м/с. Истечение струи заканчивается к моменту времени t out = 5,2 мс выбросом малой порции воды пороховыми газами с более высокой скоростью.

Кривая 2 давления пороховых газов в ИВ имеет типичную форму, характерную для ствольных орудий. Максимальное давление пороховых газов достигает 275 МПа ко времени 0,95 мс. Затем давление пороховых газов монотонно убывает до 40 МПа в конце выстрела. Давление воды в стволе ИВ (кривая 3) не превышает давления пороховых газов и носит пульсирующий характер, который отражает волновые процессы внутри установки при выстреле, связанные с волнами сжатия и разрежения, которые отражаются от границы пороховых газов и среза сопла. Пульсации давления незначительные и мало влияют на скорость истечения импульсной струи. Давление жидкости в установке и скорость истечения струи очень хорошо согласуются с уравнением Бернулли для несжимаемой жидкости и стационарного процесса. Максимальная скорость истечения струи ИВ, рассчитанная по давлению жидкости внутри установки на этот момент, составляет 678 м/с, что отличается от точного расчета в нестационарной постановке для сжимаемой жидкости всего на 1%. Приведенные результаты расчетов показывают, что параметры порохового ИВ с достаточной точностью можно рассчитывать в более простой квазистационарной постановке без учета сжимаемости жидкости.

В табл. 6 приведены результаты расчетов максимальной скорости истечения импульсной струи жидкости порохового ИВ для разных зарядов пороха.

горение газ фонтан тушение

Таблица 6

Как и следовало ожидать, при уменьшении массы пороха (энергии выстрела) максимальная скорость струи и давление внутри установки уменьшались, причем давление уменьшалось гораздо быстрее,

чем скорость. Например, для порохового заряда 10 г (масса пороха в 3 раза меньше штатной) максимальная скорость истечения уменьшилась в 2,3 раза, а давление - в 6 раз. Соотношения между скоростью и давлением удовлетворительно согласуются с уравнением Бернулли для несжимаемой жидкости, согласно которому давление пропорционально квадрату скорости. Существенное уменьшение максимального давления внутри установки при незначительном уменьшении максимальной скорости струи жидкости является положительным фактором для прочностных характеристик установки: чем меньше давление в установке, тем тоньше может быть ее корпус, меньше масса и, как следствие, больше мобильность.

Специфический характер зависимости скорости истечения струи ИВ от времени (быстрое возрастание в начале истечения от нуля до максимума, а в дальнейшем спад практически до нуля), определяет закономерности распространения импульсной струи. В начале истечения более быстрые частицы вытекающей из сопла ИВ жидкости пробиваются через более медленные, вытекшие ранее. В результате в струе возникает радиальное течение, которое приводит к увеличению поперечного сечения струи. Скорость радиального течения νr можно оценить по уравнению Бернулли для избыточного давлению в струе, которое возникает при столкновении более быстрого заднего участка струи с более медленным передним, вытекшим ранее [16]. Эти оценки показывают, что скорость радиального течения пропорциональна корню квадратному из избыточного давления νr ~ √Δp ~ Δv, которое в свою очередь пропорционально квадрату разности скоростей Δv соударяющихся участков струи. Поэтому на начальной стадии истечения скорость головы струи возрастает до тех пор, пока высокоскоростные участки не достигнут головы струи. В дальнейшем скорость головы струи уменьшается из-за торможения воздухом.

Радиальное течение вызывает утолщение струи и образование вокруг нее ореола брызг, который движется со скоростью, мало отличающейся от скорости ядра струи.

.5 Эксперименты по тушению газового факела при помощи ИВ

В экспериментах исследовалась принципиальная возможность тушения газового факела при помощи импульсной струи жидкости с большого расстояния. Было проведено 4 выстрела с расстояний 5 и 10 м для пороховых зарядов 30, 20 и 10 г. В экспериментах измерялась скорость головы импульсной струи жидкости в месте расположения факела.

Скорость головы струи измерялась при помощи бесконтактного лазерного измерителя скорости, позволяющего регистрировать скорость в интервале от 50 до 3000 м/с.

Показано, что в процессе распространения импульсная струя жидкости высокой скорости «обдирается» воздухом и вокруг нее образуется высокоскоростное облако брызг большого поперечного сечения, которое эффективно сбивает пламя газового факела на расстояниях порядка 5 - 20 м от установки.

Результаты экспериментов представлены в табл. 7. Во всех экспериментах пламя было сбито и факел потушен.

Таблица 7

         3. расчёт расхода воды, требуемого для прекращения горения газового фонтана

Процесс прекращения горения газовых фонтанов водой включает нескольковидов воздействия этого огнетушащего вещества. Главным из них можно считать охлаждение зоны горения. Кроме того, при использовании воды происходит разбавление зоны горения её парами, экранирование газа от факела пламени и механическое воздействие струи воды с целью его отрыва.

Согласно тепловой теории потухания прекращение горения наступает в результате понижения температуры пламени до некоторой критической величины, называемой температурой потухания Тпот. Это достигается путем увеличения интенсивности теплоотвода из зоны горения и (или) уменьшением интенсивности тепловыделения за счет снижения скорости реакции горения.

В результате введения воды в зону горения часть тепла химической реакции начинает затрачиваться на нагрев, испарение воды и нагрев образующегося пара. Учитывая высокие теплоёмкости воды и водяного пара, а также теплоту парообразования, всё это приводит к снижению температуры зоны горения. В то же время появление водяного пара уменьшает концентрацию молекул горючего и окислителя в зоне горения, т.е. приводит к ее разбавлению и снижению скорости реакции горения, а значит и тепловыделения.

В результате снижается нормальная скорость распространения пламени в газовой струе. Это приводит к нарушению устойчивости факела, что в ряде случаев сопровождается срывом пламени.

Теплоотвод от факела пламени горящего фонтана газов основном происходит за счёт лучистой составляющей. В связи с этим температура пламени определяться из разности интенсивностей выделения тепла в зоне горения qп и его отвода излучением qлуч:

Δq = qп + qлуч,                                                  (5)

Величину qлуч можно выразить через qп, обозначив её долю в тепловом балансе факела пламени как ηлуч:

Δq = qп - ηлуч qп,                                              (6)

или

Δq = (1 - ηлуч) qп.                                              (7)

Интенсивность теплоотвода из зоны горения, обеспечивающего охлаждение зоны горения до температуры потухания Тпот., также выразим в виде доли от qп, обозначив её ηт.

Согласно тепловой теории, адиабатическая температура потухания кинетического пламени может быть легко найдена, если известна адиабатическая температура пламени. Для углеводородных горючих Тпот, как правило, составляет около 1000оС.

Однако горение реальных газовых фонтанов является диффузионным, т.е. характеристики процесса определяются главным образом скоростью взаимной диффузии горючего и окислителя, а не скоростью химических реакций между ними. Значения энергии активации реакции горения в таких условиях фактически не играют роли. В таком случае за температуру потухания можно принять температуру горения смеси, в которой содержание горючего равно нижнему концентрационному пределу воспламенения .

Допустим, что максимальная температура факела пламени равна температуре горения смеси стехиометрического состава . Тогда количество тепла, которое необходимо отвести от пламени, будет пропорционально разности ΔТ = - . Отношение ΔТ/ фактически составит величину ηт.

= (1-ηл) ηт qп.                                               (8)

Интенсивность тепловыделения рассчитывается по формуле

qп = Vг β,                                                     (9)

где:   Vг -секундный расход горючего газа, м3/с;

- низшая теплота сгорания газа, кДж/м3;

β - коэффициент полноты сгорания.

Коэффициент ηл зависит от состава горючего газа. В общем случае для многокомпонентного газа его значение можно оценить из выражения:

ηл = 0,048 ,                               (10)

где Mi и φi - молярная масса и объемная доля i-го компонента горючего газа в смеси.

Действительную температуру горения  находят по формуле:

Тгст = Т0 + Qнс, об (1- ηл) / (νCO2 CP,CO2 + νH2O CP,H2O + νN2 CP,N2 + νSO2 CP,SO2)    (11)

где , , , ν SO2- число молей диоксида углерода, воды, азота и диоксида серы, найденные из стехиометрического уравнения реакции горения, м3;

,,, CP,SO2 - удельная изобарная теплоемкость диоксида углерода, водяного пара, азота и диоксида серы, кДж/(м3 град).

При концентрации горючего, равной НКПР, температура горения  будет равна:

Тгн = Т0 + Qнс, об (1- ηл) / (νCO2 CP,CO2 + νH2O CP,H2O + νN2 CP,N2 + νSO2 CP,SO2 +Δν CP,в) (12)

где ΔVв = (α - 1)/0,02445 - избыток воздуха, м3;

 - теоретический объем воздуха, необходимый для обеспечения горения, м3;

 - удельная теплоемкость воздуха, кДж/(м3 град).

Здесь  - теоретический объем воздуха, необходимый для обеспечения горения, м3 ;

α - коэффициент избытка воздуха;

,02445 - объем, занимаемый 1 моль воздуха при 298 К.

Коэффициент избытка воздуха на нижнем концентрационном пределе воспламенения составит:

α = (100 - НКПР) / (НКПР×Vв0 )    (13)

С использованием формул (11-13) находится коэффициент ηт как отношение (-)/. Коэффициент полноты сгорания β для газов можно принять равным 0,9. Низшую теплоту сгорания находят по таблицам или рассчитывают по известным формулам.

Количество тепла, которое способна отнять вода из зоны горения при полном ее испарении и нагреве водяного пара до температуры потухания пламени, рассчитывается по формуле

,                   (14)

где Qн.в - количество тепла, затрачиваемое на нагрев воды до температуры кипения, кДж;

Qисп - количество тепла, затрачиваемое на испарение воды, кДж;

Qн.п - количество тепла, затрачиваемое на нагрев пара от 100 оС до температуры потухания пламени, кДж.

После подстановки в (14) массы воды и водяного пара (mв, mп) средних удельных теплоёмкостей воды и водяного пара (СРв, СРп), удельной теплоты парообразования воды Lв, получим:

, (15)

Если в качестве исходных данных в выражение(15) подставить mв=mп=1 кг, Ткип = 373 К, Т0 = 293 К, Lв = 2256 кДж/кг, =4,18 кДж/(кг град),

=2,2 кДж/(кг град) в диапазоне температур 373-1373 К, получим:=4570 кДж/кг.

В зависимости от температуры пламенного горения, удельная величина теплоотъёма может составить от 4400 до 5000 кДж на кг поданной в зону горения воды, при условии её полного испарения и нагрева водяного пара до Тпот.

При расходе воды nв (л/с) интенсивность отвода тепла (в кДж/с) от факела пламени при указанных условиях будет равна:

qотв =  nв.                                (16)

Согласно тепловой теории, горение прекратиться, если фактическая интенсивность теплоотвода будет больше требуемой для прекращения этого процесса величины:

> ,                                                                             (17)

С учётом выражений (8, 9, 16, 17), необходимый для прекращения горения расход воды рассчитывается по формуле:

nв >= .                                                    (18)

В действительности расход воды, обеспечивающий тушение газовых факелов, может быть как выше, так и ниже значения nв, найденного таким способом. Это зависит от скорости истечения газовой струи. Чем ниже скорость истечения, тем меньше турбулентность потока газа и, соответственно, меньше степень дробления воды. В результате этого крупные капли выпадают из зоны горения, не все капли успевают испариться и не весь образовавшийся пар успевает нагреться до Тпот, т.е. фактическое значение  будет меньше расчетного. Соответственно фактический расход воды может быть больше расчетного. С увеличением скорости истечения газа степень дробления воды возрастает. Соответственно увеличивается и её полезное использование. Кроме того, с увеличением скорости истечения газа все больше возрастает вклад аэродинамического фактора, способствующего нарушению устойчивости факела. Поэтому при большом дебите газового фонтана фактический расход воды, приводящий к прекращению горения, может быть меньше теоретического.

4. Задание на курсовую работу (вариант 5603)

Используем характеристики компактного газового фонтана состава:

·   Метан СН4 84%

·   Этан С2Н6 6%

·   Сероводород H2S(Г) 7%

·   Кислород О2 3%

истекающего через устье диаметром =250мм и имеющего высоту факела пламени ф=13м, химический недожог в зоне горения составляет =0,08.

Таблица 3

Значения стандартных теплот образования и средних приведенных теплоемкостей (в интервале температур 298−2000 K) ряда веществ

Вещество             Химическая формула      Стандартная мольная теплота образования , кДж/мольИзобарная

Таблица 4

Значения нижнего концентрационного предела распространения пламени горючих газов

Необходимо рассчитать следующие параметры его горения и тушения:

1.       дебит газового фонтана  (млн. м3 /сутки);

.        адиабатическую температуру горения, , К;

.        действительную температуру горения, , К;

.        построить зависимость удельной интенсивности лучистого теплового потока (облучённости)в зависимости от расстояния до устья скважины Е (кВт/м2)=f(L);

5.       определить безопасные расстояния от устья скважины, обеспечивающие возможность выполнения боевой работы в зависимости от вида экипировки;

6.       рассчитать расход воды, необходимый для тушения горящего фонтана.

         5. расчет основных параметров горения и тушения газового фонтана

1. Дебит газового фонтана (, млн. м3/сутки) может быть рассчитан из высоты факела пламени по формуле (4):

= 0,0025× = 0,0025× 132 =0,4225 млн.м3/сутки                             (19)

Секундный расход газа составит Vг =0,4225/ (246060) = 4,8 м3/с.

. Режим истечения газовой струи может быть определен из сравнения эффективной скорости истечения (э) со скоростью звука (0):

Э =4Vг /π у 2 =(4× 4,8)/ (3,14× 0,252 )= 98 м/с. (20)

где Vг − секундный расход газа, м3/с,

у − диаметр устья скважины, м.

Скорость звука в метане (0) составляет 430 м/с. Рассчитанная скорость истечения газовой струи меньше скорости звука почти в 4,4 раза.

. Для расчета адиабатической (Та) и действительной () температуры процесса горения необходимо определить теплоту сгорания, т.е. количество тепла, выделяемое при полном сгорании 1 м3 фонтанирующего газа с учётом его химического состава.

Теоретическая (адиабатическая) температура процесса горения рассчитывается с учётом полного адиабатического сгорания газообразного вещества(теплопотерями в окружающую среду пренебрегают).

Остановимся на методике расчета Та, основываясь на анализе энергетического баланса химической реакции.

Для его упрощения можно воспользоваться значением стандартной энтальпии сгорания при 298.15 K (-),а вместо истинных теплоемкостей веществ - их средними значениями, взятыми в температурном интервале 289-2000 К.

, (21)

где    − теплоемкость исходных веществ;

 − теплоемкость продуктов горения (в том числе свободного кислорода);

Та − адиабатическая температура процесса горения.

Количество тепла, выделяющееся при полном сгорании одного моля, единицы массы или объёма вещества, называется теплотой сгорания (Qс, ΔсН). Стандартная энтальпия сгорания кислорода, жидкой воды, газообразного диоксида углерода (СО2) и других высших оксидов в стандартных состояниях равна нулю при любой температуре (), так они не способны окисляться.

Значения теплот сгорания органических соединений можно найти в справочной литературе или рассчитать, используя первое следствие из закона Гесса, которое гласит: тепловой эффект реакции равен сумме энтальпий образования продуктов реакции за вычетом суммы энтальпий образования исходных веществ с учетом стехиометрических коэффициентов.

Высшей теплотой сгорания Qсв (∆сНв) называют количество теплоты, выделяемое при полном сгорании единицы массы или объёма горючего вещества при условии, что вода выделяется в конденсированном состоянии.

Низшей теплотой сгорания Qсн (∆сНн) называют количество теплоты, выделяемое при полном сгорании единицы массы или объёма горючего вещества при условии, что вода выделяется в виде пара и происходит испарение влаги, содержащейся в горючем веществе.

В пожарно-технических расчетах обычно используют низшую теплоту сгорания, так как в условиях пожарах вода как продукт реакции находится в парообразном состоянии.

Используя справочную литературу для нахождения теплот (энтальпий) образования веществ и проводя теплотехнические расчеты, необходимо помнить, что тепловой эффект реакции ∆rН0т и теплота сгорания Qс. имеют одинаковые численные значения, но разный знак, т.е. Qс = −.

Рассчитаем теплоту сгорания (− = Qн) метана, этана и сероуглерода, опираясь на первое следствие из закона Гесса. Запишем термохимические уравнения реакции их окисления:

·   для метана

СН4(г)+ 2О2(г) +2×3,76N2 = СО2(г) + 2Н2О(г) + 2×3,76N2 (22)

, кДж/моль −74,85      0        −393,51 −241,81

Согласно первому следствию из закона Гесса, теплоты сгорания метана будет равна:

Qсн=−{+2−} =

= - {(−393,51)+2(−241,81)−(−74,85)} = 802,28 кДж/моль.

Значение низшей теплоты сгорания 1 м3 метана рассчитаем по формуле:

Qнс, об = - Qнс×1000/24,45 ,                                                         (23)

где 24,45 л - объем одного моля газа при Т=298 К.

Отсюда низшая теплота сгорания 1 м3 метана будет равна:

Qнс, об(СН4) = 802,28×1000 / 24, 45 = 32813,5 кДж/м3.

·        для этана:

С2Н6(г) + 3,5О2(г) + 3,5×3,76N2 = 2СО2(г) + 3Н2О(г)+3,5×3,76N2 (24)

, кДж/моль −84,67      −393,51 −241,81

Низшая теплота сгорания 1 моля этана составит:

Qсн=−{2+3−} =

= - {2(−393,51) + 3(−241,81) − (−84,67)} =1427,78 кДж/моль.

Рассчитанная по аналогии с метаном теплота сгорания 1 м3 этана будет равна 58397,1 кДж/м3.

·        для сероводорода:

H2S(г)+ 3О2 +3×3,76N2 = 2Н2О(г) + 2SО2(г) + 3×3,76N2 (25)

, кДж/моль - 20,60 - 241,81 - 296,90

Низшая теплота сгорания 1 моля сероводорода составит:

Qсн=−{2ΔfН0298(Н2О) + 2ΔfН0298(SО2) − 2ΔfН0298(H2S)} =

= - {(−241,81) + 2(−296,9)− 2(- 20,6)} = 1036,22 кДж/моль.

Рассчитанная по аналогии теплота сгорания 1 м3 сероводорода будет равна 42381,2 кДж/м3.

Поскольку в 1 м3 исходной газовой смеси содержится 84 об. % (0,84) метана, 6 об. % (0.06) этана и 7 об. % (0.07) сероводорода, то общая теплота сгорания 1 м3 смеси составит

Qсн, об = 32813,5 × 0,84 + 58397,1 × 0,06 + 42381,2×0.07 = 34033,9 кДж/м3.

Определим объем (V) и число молей (ν) продуктов горения, образовавшихся при сгорании исходной смеси, содержащей 84 об.% СН4, 6 об.% С2Н6, 7% H2S(г), используя приведённые выше химические уравнения реакций их горения. Учтём также, что смесь в соответствии с заданием содержит дополнительно 3 об.% О2:

= (vCO2 / vCH4) × (φCH4 /100) + (vCO2 / vC2H6) × (φC2H6 /100) = 1/1 × 84/100 + 2/1 × 6/100 = 0,96 м3/м3 ;

νCO2 = 0,96/ 0,02445 = 39,26 моль/м3 ;O = (vH20 / vCH4) × (φCH4 /100) + (vH20 / vC2H6) × (φC2H6 /100) + (vH20 / vH2S) × (φH2S /100) = 2/1 × 84/100 + 3/1 × 6/100 + 2/2 × 7/100 = 1,93 м3/м3 ;

νH20 = 1,93/ 0,02445 = 78,94 моль/м3 ;= (vN2 / vCH4) × (φCH4 /100) + (vN2 / vC2H6) × (φC2H6 /100) + (vN2 / vH2S) × (φH2S /100) = (2×3,76)/1 × 84/100 + (3,5×3,76)/1 × 6/100 + (3×3,76)/2 × 7/100 = 7,501 м3/м3 ;

νN2 = 7,501/ 0,02445 = 306,798 моль/м3 ;

VSO2 = (vSO2 / vH2S) × (φH2S /100) = 2/2 × 7/100 = 0,07 м3/м3 ;

νSO2 = 0,07/ 0,02445 = 2,86 моль/м3 ; = φO2 /100 = 3/100 = 0,03 м3/м3 ;

νO2 = 0,03/ 0,02445 = 1,23 моль/м3 .

Суммарный объем продуктов горения составит:

Vпг = 0,96 + 1,93 + 7,501 + 0,07 +0,03 = 10,49 м3/м3 или 429,04 моль/м3.

После интегрирования уравнения (21) получим выражение для расчёта адиабатической температуры горения:

= T0 + Qнс, об / Σ νi CP,пг = T0 + Qнс, об / (νCO2 CP,CO2 + νH2O CP,H2O + νN2 CP,N2 + νSO2 CP,SO2 + νO2 CP,O2) (26)

Для расчетов воспользуемся следующими средними значениями теплоемкостей для температурного диапазона 298−2000 K (табл. 3)

=53,14; =42,34; =34,73; =32,76; CP(SO2)=52,57 Дж/моль.K.

Подставив приведенные значения теплоемкостей и числа молей продуктов сгорания в формулу (26), получим:= 298 + 34033,9 × 103/(39,26×53,14 + 78,96×42,34+ 1,23×34,73 + 306,798×32,76 + 2,86×52,57 ) = 2470 К.

Действительная температура горения всегда ниже адиабатической, так как часть тепла теряется с излучением. При расчете действительной температуры горения учитываются потери тепла в результате химического недожога в зоне горения, когда образуются продукты неполного сгорания (СО, С, CnHm и др.) и потери тепла за счёт излучения факела пламени.

,                                                     (27)

где  - общие теплопотери при горении газового фонтана, представляющие собой долю от низшей теплоты сгорания ;

 - химический недожог (0,10);

 - коэффициент теплопотерь излучением.

Коэффициент теплопотерь излучением от пламени газового фонтана может быть определен в соответствии со следующей формулой:

.                                           (28)

Молекулярную массу фонтанирующего газа (), состоящего из нескольких компонентов, можно определить по формуле:

,                                    (29)

где  − молекулярная масса i-гo горючего компонента газового фонтана;

 − доля i-гo горючего компонента.

Молекулярная масса горючего газа, содержащего метан, этан и сероводород, будет равна:

Мг = МCH4 φCH4 + МC2H6 φC2H6 + МH2S φH2S =16×0,84 + 30×0,06 + 34×0,07= =17,62 г/моль.

Коэффициент теплопотерь за счёт излучения пламени фонтана составит:

ηл=0,048 √17,62 = 0,2.

Тогда для общих теплопотерь будет равна:

η= 0,08 + 0,2 = 0,28.

Действительная температура горения газового фонтана будет равна:

                                                               (30)

д= 298 + 34033,9 × 103 ×(1 - 0,28)/(39,26×53,14 + 78,96×42,34 + 306,798×32,76 + 2,86×52,57 + 1,23×34,73) = 1862 К.

. Интенсивность лучистого потока от факела пламени, приходящаяся на единицу площади поверхности окружающих тел, называют плотностью лучистого потока или облучённостью (Е). Её обычно выражают в кВт/м2.

Величина облучённости определяет границы локальных зон теплового воздействия факела пламени, в пределах которого предъявляются определённые требования к экипировке личного состава, выполняющего боевые действия по тушению пожара, и времени пребывания в данных зонах.

Расстояние от устья скважины, в пределах которого облучённость не превышает 1,6 кВт/м2, является безопасным для нахождения в течение неопределённо долгого времени.

При граничном уровне облучённости 4,2 кВт/м2 допустимо нахождение не более 15 минут бойцов без специального теплозащитного снаряжения при условии защиты открытых кожных покровов (перчатки, защитные щитки). Специальное теплозащитное снаряжение и защита с использованием распылённых водяных струй позволяют вести работу в течение 5 минут при облучённости 14 кВт/м2.

,                                                  (31)

где  − низшая теплота сгорания фонтанирующего газа, кДж/м3;

VГ − секундный расход газа, м3/с;

R − длина гипотенузы в треугольнике, катетами которого являются половина высоты факела фонтана и расстояние от устья скважины до места облучения (L), м.

Очевидно, что

,                             (32)

Тогда из (31) следует, что

                                                      (33)

Для установления величины облучённости окружающего пространства факелом пламени в зависимости от расстояния до скважины в формуле (32) необходимо задаваться значениями L, принимая их равными 20, 40, 60, 80, 100, 120, 150 и 200 м. В формулу (32) подставляются также высота факела пламени Нф=13 м, секундный расход газа VГ=4,8 м3/с и коэффициент теплопотерь излучением л= 0,2.

В качестве примера проведем расчёт облучённости (Е) на расстоянии

L = 20 м:

Е = (0,2×34033,9×4,8)/(4×3,14×[(13/2)2 + 202 ] ) = 5,88 кВт/м2 .

Остальные значения получим по аналогии, используя формулу (33).

Рассчитанные значения облучённости сведём в табл. 8.

Таблица 8.

Величина облучённости от факела газового фонтана в зависимости от расстояния до устья скважины

Зависимость Е = f(L) в графической форме представлена на рис. 11.

Рисунок 11. Зависимость изменения облучённости, создаваемой факелом пламени газового фонтана, от расстояния до устья скважины

Построенный график можно использовать для определения границ локальных зон теплового воздействия факела горящего фонтана, на которых уровень облучённости составляет 1,6; 4,2 и 14 кВт/м2, путём нахождения расстояния от точки, имеющей соответствующую облучённость, до устья скважины. Также границы зон можно определить из формулы (34), подставив в неё известные значения Е и положив неизвестной величиной расстояние L.

Таким образом, расстояние до соответствующих локальных зон теплового воздействия составляют соответственно 39,8; 24 и 12 м от устья скважины.

5. Определение теоретического расхода воды на тушение газового фонтана производится по формуле (18):

nв =

Коэффициент излучения л был рассчитан ранее по формуле (28).

Коэффициентт в свою очередь рассчитывается из соотношения:

                                   (34)

Для определения этого коэффициента необходимо рассчитать действительную температуру горения стехиометрической смеси горючих газов с воздухом (при =1)  и температуру горения при концентрации горючей смеси, равной нижнему концентрационному пределу .

Согласно формуле (11):

Тгст = Т0 + Qнс, об (1- ηл) / (νCO2 CP,CO2 + νH2O CP,H2O + νN2 CP,N2 + νSO2 CP,SO2) = 298 + 34033,9 × 103 ×(1 - 0,2)/(39,26×53,14 + 306,798×32,76 + 78,96×42,34 + 2,86×52,57) = 2040 К.

По формуле (12) находим Тгн:

Тгн = Т0 + Qнс, об (1- ηл) / (νCO2 CP,CO2 + νH2O CP,H2O + νN2 CP,N2 + νSO2 CP,SO2 +Δν CP,в).

Предварительно находим избыточный объём воздуха:      ΔVв =Vв0 (α - 1).

Для этого рассчитываем теоретический объём воздуха, необходимый для сгорания газовоздушной смеси заданного нам состава:

в0 = (Σi φ i - φ O2)/21.                                                  (35)

где  - сумма произведений стехиометрического коэффициента реакций горения каждого компонента горючей смеси (i) на процентное содержание этого компонента (Σi) в смеси;

 - процентное содержание кислорода в газовой смеси.в0 = (2×84 + 3,5×6 + 3×7 - 3)/ 21=9,9 м3 /м3 .

Коэффициент избытка воздуха α определяют из соотношения (13).

Нижний концентрационный предел для многокомпонентной газовой смеси рассчитывается по формуле Ле-Шателье:

φ нсм = 100/ (Σ φ i / φ iн ), [%]

где    ji - концентрация i - го горючего газа в смеси;

jiн - значение НКПВ i - го компонента (табл. 4).

φ нсм = 100/(84/5,3 + 6/2,9 + 7/4,3) = 5,1 %.

Отсюда α = (100 - НКПР) / (НКПР×Vв0 ) = (100 - 5,1) / (5,1×9,9) = 1,88.

Тогда DVв = 9,9 (1,88 - 1) = 8,7 м3/м3

или Δνв = 8,7/0,02445=355,83 моль/м3 .

Среднее значение теплоёмкости воздуха в интервале температур 298-2000 К составляет 32,3 Дж/ (моль К).

Отсюда:

Тгн = 298 + 34033,9 × 103 ×(1 - 0,2)/(39,26×53,14 + 306,798×32,76 + 78,96×42,34 + 2,86×52,57 + 355,83×32,3) = 1302 К.

Определим коэффициент hт:

hт = (2040 - 1302)/ 2040 = 0,36.

Расход воды, требуемый для прекращения горения газового фонтана, рассчитываем согласно формуле (18):

4570 кДж/кг. Низшая теплота сгорания газовой смеси выражена в кДж/м3, поэтому количество тепла, которое вода отнимает из зоны горения, также выразим в кДж/м3.

При 298 К один килограмм воды занимает объём, приблизительно равный 1 л или 10−3 м3.

Тогда 4570 кДж/л или 4570000 кДж/м3

Подставив все известные значения в формулу (18), получим:в=(1 - 0,2)×0,36×0,9×34033,9×4,8/4570000 = 0,009 м3/с или 9 л/с.

С учетом коэффициента использования воды, равного 0,1, расход воды составит 90 л/с.

Выводы

1. Граница локальной зоны теплового воздействия факела пламени газового фонтана, за пределами которой личный состав при выполнении боевых действий может находиться неопределённо долгое время (Е=1,6 кВт/м2), расположена на расстоянии 39,8 м от устья скважины.

2. Граница локальной зоны теплового воздействия факела пламени газового фонтана, на которой личный состав может работать без специального теплозащитного снаряжения не более 15 минут при условии защиты кожных покровов (Е=4,2 кВт/м2), находится на расстоянии 24 м от устья скважины.

3. Граница локальной зоны теплового воздействия факела пламени газового фонтана, на которой личный состав может вести боевую работу в специальном теплозащитном снаряжении под защитой распылённых водяных струй не более 5 минут (Е=14 кВт/м2) находится на расстоянии 13 м от устья скважины.

4. Требуемый секундный расход, обеспечивающий прекращение горения газового фонтана с дебитом 0,4225 млн. м3 /сут., составляет 90 л/с.

Библиографический список

1. Абдурагимов И.М., Андросов А.С., Исаева Л.К., Крылов Е.В. Процессы горения М.: РИО ВИПТШ МВД СССР, 1976. 113с.

2. Ахметов Д.Г., Луговцов Б.А. Вихрепорошковый способ тушения пожаров на фонтанирующих газонефтяных скважинах / Тр. школы семинара “Физика нефтяного пласта” 2002. С. 7-14.

3. Боевой устав противопожарной службы (утвержден приказом Председателя Комитета по государственному контролю и надзору в области чрезвычайных ситуаций Министерства по чрезвычайным ситуациям Республики Казахстан от 27.12.05 г. № 373).

4. Драйздейл Д. Введение в динамику пожаров М.: Стройиздат, 1990. 424 с.

5. Краткий справочник физико-химических величин / Под ред. А.А. Ра-вделя и А.М. Пономаревой Л.: Химия, 1983. 332 с.

6. Малеванский В. Д. Открытые газовые фонтаны и борьба с ними / В. Д. Малеванский. - М.: Гостоптехиздат, 1963.- 288 с.

7. Мамиконянц Г. М. Тушение пожаров мощных газовых и нефтяных фонтанов / Г. М. Мамиконянц. - М.: Недра, 1971. - 95 с.

8. Марков В.Ф., Маскаева Л.Н., Миронов М.П., Пазникова С.Н. Физико-химические основы развития и тушения пожаров. Учебное пособие. - Екатеринбург: Изд-во УрО РАН. - 2009. - 274 с.

9. Михеев В. П. Газовое топливо и его сжигание / В. П. Михеев. - Л.: Недра, Ленингр. отд-ние, 1966. - 327 с.

10. Повзик А. Я. Пожарная тактика / А. Я. Повзик. - М.: ЗАО «Спецтехника», 2004. - 416 с.

11. Рекомендации по тушению пожаров газовых и нефтяных фонтанов- М.: РИО ВИПТШ МВД СССР, 1976. 83с.

12. Решетняк В. В. Применение метода Родионова для расчета квазиодномерных движений идеальной сжимаемой жидкости / В. В. Решетняк, А. Н. Семко // Прикладная гидромеханика. - 2009. - Т. 9 (81), № 3. - С. 56-64.

13. Семко А. Н. Внутренняя баллистика порохового водомета и гидропушки / А. Н. Семко // Теорет. и прикл. механика. - Харьков: Основа, 2002. - Вып. 35. - С. 181-185.

14. Семко А. Н. Импульсные струи жидкости высокого давления / А. Н. Семко. Донецк: Вебер (Донецкое отделение), 2007. - 149 с.

15. Чабаев Л. У. Технологические и методологические основы предупреждения и ликвидации газовых фонтанов при эксплуатации и ремонте скважин: автореф. дис. на соискание уч. ст. доктора техн. наук: спец. 05.26.03 «Пожарная и промышленная безопасность (нефтегазовый комплекс)» / Л. У. Чабаев. - Уфа, 2009. - 47 с.

16. Черменский Г. П. Избыточное давление в импульсной струе жидкости / Г. П. Черменский // ПМТФ, 1970. - № 1.- С. 174-176.