Расчетные методы оценки пожарной опасности технологической системы РВС-ЛВЖ

Введение

Огромное влияние на экономику нашей страны оказывает нефтяная индустрия. Роль нефти и продуктов ее переработки для народного хозяйства чрезвычайно велика. Из нефти получают бензин, керосин, реактивные дизельные и котельные топлива, сжиженные газы и сырье для химических производств. Без продуктов переработки нефти немыслимы работа энергетики, транспорта, строительство зданий и дорог, производство резины и многих химических продуктов. Поэтому важнейшие полезные ископаемые - нефть и газ требуют к себе самого бережного отношения.

За последние годы произошли крупные изменения в технологии переработки нефти. Появилось новое, более совершенное и высоко производительное оборудование. Все более широко вводятся в технологию каталитические процессы с глубокими химическими превращениями сырья. Возрастают мощности единичных производственных агрегатов. Широко используется комбинирование технологических процессов в одной установке, что значительно увеличивает пожаровзрывоопасность технологических процессов.

Оценка пожаровзрывоопасности производственных объектов необходима для решения вопросов их безопасности и приведения в соответствие с фактическим и требуемым уровнями взрывопожарной безопасности с целью снижения пожаров и приносимого ими ущерба. Для профилактики аварийных ситуаций необходимо прогнозирование, позволяющее выявить места возможных аварий на объекте и разработать мероприятия по снижению негативных последствий.

Верный выбор категории взрывоопасности позволяет установить оптимальные соотношения между безопасностью производства и размером капитальных затрат на его проектирование и дальнейшую эксплуатацию.

Таким образом, в соответствии с категорией взрывоопасности, определяются нормативные противопожарные и технологические требования к аппаратурному снабжению, системам контроля, управления и автоматической противоаварийной защиты и т.д.

Поэтому правильность выбора категории взрывоопасности технологических объектов является одним из основных вопросов решаемых государственными надзорными органами и администрацией объекта и влияет на качество предлагаемых мероприятий по всем направлениям профилактической работы на предприятии.

1. Подготовка информации для проведения анализа пожарной опасности технологической системы

Тип резервуара:                                                 Резервуар вертикальный стальной

со стационарной крышей

Вместимость резервуара                                   V_р = 200 м³

Диаметр резервуара                                          D_р = 6.6 м

Высота резервуара                                             H_р = 6.0 м

1 - световой люк;

- вентиляционный патрубок;

- дыхательный клапан;

- огневой предохранитель;

- замерный люк;

- прибор для замера уровня;

- люк-лаз;

- сифонный кран;

- хлопушка;

- приемо-раздаточный патрубок;

- перепускное устройство;

- узел управления хлопушкой;

- крайнее положение приемо- разда точных патрубков по отношению к оси лестницы;

- предохранительный клапан.

Показатели пожаровзрывоопасности

Основные показатели пожаровзрывоопасных свойств ЛВЖ заносят в табл.1.1.

Таблица 1.1. Показатели пожаровзрывоопасности

Изопропиловый спирт

Наименование показателя	Значение
Молярная масса	60,09
Плотность ЛВЖ, кг/м3	784,4
Температура вспышки, °С	14
Температура самовоспламенения, оС	430
Температурные пределы распространения пламени, °С:  o нижний o верхний	11 42
Концентрационные пределы распространения пламени,% (об.): o нижний o верхний	2,23 12,7
Константы уравнения Антуана:	АА = 7,51055 БА = 1733 СА = 232,38
Теплота сгорания, МДж/кг	34,04
Массовая скорость выгорания, кг×м-2×с-1	4,36·10-2
Средства тушения	Распыленная вода, воздушно-механическая пена, порошки

Климатические параметры

Таблица 1.2. Статистические данные по метеоусловиям региона Иркутск

Температура воздуха, оС,	Порядковый номер месяца года
	1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
Среднеме сячная	-20,6	-18,1	-9,4	1,0	8,5	14,8	17,6	15,0	8,2	0,5	-10,4	-18,4
Макси мальная амплитуда	21,7	25,1	25,6	25,4	28,3	26,2	25,3	24,7	22,9	25	22,1	23,7

Технические решения, обеспечивающие противопожарную защиту резервуарной группы терминала химических продуктов

Таблица 1.3. Анкета технических решений противопожарной защиты резервуарной группы

№	Направление защиты	№ пункта	Количественная характеристика
1.	Общая вместимость резервуарной группы	Пункт 1. СНиП 2.11.03-93	Wобщ = До 2 000 включ, м3.
2.	Классификация складов по вместимости	Пункт 1. СНиП 2.11.03-93	IIIв
3.	Минимально-допустимое расстояние между резервуарами	Пункт3.2; 3.3. СНиП 2.11.03-93	0,75 Д, но не более 30 м
4.	Ограничение разлива жидкости (защитное обвалование)	Пункт 3.8. СНиП 2.11.03-93	0,8 м
5.	Противопожарное водоснабжение	Пункт 8.8. СНиП 2.11.03-93	Предусматривается подача воды на охлаждение и тушение пожара передвижной пожарной техникой из противопожарных емкостей (резервуаров) или открытых искусственных и естественных водоемов.
6.	Системы пожаротушения резервуаров	Пункт 8.6. СНиП 2.11.03-93	Тушение пожара передвижной пожарной техникой
7.	Системы водяного орошения резервуаров	Пункты 8.7; 8.11. СНиП 2.11.03-93	Передвижная пожарная техника
8.	Система молниезащиты резервуаров · тип зоны защиты · категория молниезащиты	Табл. 1. Пункт 3. РД 34.21.122-87.	Зона Б I I

 

. Расчет уровня взрывоопасности технологической системы «РВС - ЛВЖ»

Одним из основных параметров при анализе риска пожара является уровень взрывоопасности технологической системы. Уровень взрывоопасности изменяется в пределах от нуля до единицы.

Под уровнем взрывоопасности технологической системы (рис. 2.1) понимают отношение суммы периодов τ_ВОК, когда рабочая концентрация пара ЛВЖ (φ_п) внутри системы находится в области взрывоопасных значений, к определенному периоду функционирования τ_функ, например, к году, т. е.

Рис. 2.1. Расчетная схема к определению уровня взрывоопасности

Наибольшая сложность возникает при определении концентрации пара жидкости в аппарате при воздействии на технологическую систему ряда различных возмущающих факторов. Для этой цели, как правило, проводят специальные исследования, на основе которых разрабатывают методы расчета уровня взрывоопасности технологических систем.

В основу метода расчета уровня взрывоопасности технологической системы «РВС - ЛВЖ» положены результаты исследований, проведенных в Академии ГПС МЧС России по изучению пожарной опасности технологии хранения нефтепродуктов в стальных вертикальных резервуарах со стационарной крышей.

Здесь в настоящей работе отрабатывается метод расчета уровня взрывоопасности технологической системы «РВС - ЛВЖ».

Метод расчета уровня взрывоопасности технологической системы «РВС - ЛВЖ»

Источником существенных тепловых изменений, происходящих в резервуаре, является солнечная радиация. Тепловой поток от солнца приводит к нагреву металлической оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара. От нагретых стенок и крыши резервуара тепло теряется в окружающий воздух посредством конвективно-лучистого теплообмена, а также передаётся паровоздушной смеси внутри резервуара и поверхностному слою. Последний отдаёт часть тепла посредством теплопроводности нижележащим слоям, другая часть тепла тратится на испарение, а основная масса полученного поверхностным слоем тепла идёт на изменение его внутренней энергии, т.е. на увеличение температуры.

Следует отметить, что температура основной массы ЛВЖ в РВС стремится к значению среднемесячной температуры окружающего воздуха, а температура поверхностного слоя ЛВЖ является функцией теплового режима резервуара, которая может на 10.. 20^о градусов превышать значение основной массы ЛВЖ в резервуаре.

Закономерности изменения суточных температур поверхностного слоя обуславливают характер изменения концентрации паров ЛВЖ в пограничном слое. Можно выделить (рис.2.2) следующие характерные периоды существования взрывоопасных концентраций паров ЛВЖ в РВС.

Рис.2.2. Характерные периоды существования взрывоопасных концентраций паров (φ_вок):

а) в течение суток φ_п не достигает φ_нкпр;

б) в ночное, утреннее и вечернее время находится φ_п < φ_нкпр, днем - φ_п в пределах φ_вок;

в) в течение суток находится φ_п в пределах φ_вок;

г) в ночное время находится φ_п < φ_нкпр, днем - φ_п > φ_вкпр, утром и вечером - φ_п в пределах φ_вок;

д) ночью, утром и вечером находится φ_п в пределах φ_вок, днем - φ_п > φ_вкпр;

е) в течение суток φ_п > φ_вкпр.

ЛВЖ, при хранении которых в РВС, образование взрывоопасных концентраций характерно только в летний период года, т.е температура поверхностного слоя ЛВЖ способна превысить нижний предел распространения пламени, но не способна достигать верхний предел распространения пламени, будем относить к группе «околопредельная ЛВЖ».

В течение суток при воздействии солнечной радиации изменение температуры окружающего воздуха, металлической оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара, и температуры поверхностного слоя ЛВЖ в резервуаре, как правило, подчиняется синусоидальному закону (рис.2.3).

Рис. 2.3. Закономерности образования взрывоопасных концентраций паров в пограничном слое над поверхностью ЛВЖ в РВС при воздействии солнечной радиации

Для описания температуры поверхностного слоя ЛВЖ в РВС при воздействии на него солнечной радиации может быть использовано уравнение

где t_п.сл - текущая температура поверхностного слоя ЛВЖ;_п.сл-max - максимальная температура поверхностного слоя ЛВЖ; _ж - температура основной массы ЛВЖ;

τ_с - продолжительность теплового воздействия солнечной радиации от момента восхода солнца;

τ_дн - общая продолжительность теплового воздействия солнечной радиации (продолжительность светового дня).

После захода солнца, а также в несолнечные дни температура поверхностного слоя стремится к температуре основной массы ЛВЖ, так как она имеет большой тепловой эквивалент. Температуру основной массы ЛВЖ в резервуаре принимают равной среднемесячной температуре окружающего воздуха.

Существует несколько расчетных методов определения максимальной температуры поверхностного слоя ЛВЖ в резервуаре, разработанных в области расчета потерь нефти и бензинов от испарения из резервуаров. Они могут быть удачно использованы для решения вопросов пожарной безопасности. Один из методов расчета основан на решении уравнения Фурье при синусоидальном изменении температуры на поверхности полубесконечного тела.

Расчетная формула имеет вид

,

Где q_л - тепловая нагрузка на резервуар от солнечной радиации, Вт∙м^-2;

α _w-f - коэффициент теплоотдачи в сложном лучисто-конвективном теплообмене от оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара, в окружающий воздух, Вт∙м^-2∙К^-1;

α_п.w-ж - приведенный коэффициент теплоотдачи от оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара, к поверхностному слою ЛВЖ, Вт∙м^-2∙К^-1;

α_{w - ж} - коэффициент теплоотдачи излучением от оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара, к ЛВЖ, Вт∙м^-2∙К^-1;

α_п-ж - коэффициент теплоотдачи от паровоздушной смеси к поверхностному слою ЛВЖ, Вт∙м^-2∙К^-1;

t_f-max - максимальная среднемесячная температура окружающего воздуха, ^oC;

t_f - среднемесячная температура окружающего воздуха, ^oС;

m_ж - показатель температурного поля в поверхностном слое ЛВЖ, м^-1;

λ _ж - коэффициент теплопроводности ЛВЖ, Вт∙м^-1∙К^-1;

α_w-п - коэффициент теплоотдачи в сложном лучисто-конвективном теплообмене от оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара, к паровоздушной смеси, Вт∙м^-2∙К^-1;

f_ж - площадь зеркала ЛВЖ в резервуаре, м²;

f_об - площадь оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара, м²;

t _ж - температура основной массы ЛВЖ, ^oС.

Допускается принимать в расчете следующие значения коэффициентов:

·      λ_ж = 0,11 Вт∙м^-1∙К^-1;

·        α_w-f = 10,7 Вт∙м^-2∙К^-1;

·        α_п.w-ж = 0,73 Вт∙м^-2∙К^-1;

·        α_п-ж = 5,3 Вт∙м^-2∙К^-1;

·        α_w-ж = 5,3 Вт∙м^-2∙К^-1;

·        α_w-п = 2,5 Вт∙м^-2∙К^-1.

Остальные величины определяют по следующим формулам:

·      максимальная среднемесячная температура окружающего воздуха

t_f-max = t_f + Dt_f-mах/2

Температуру основной массы ЛВЖ t_ж в резервуаре принимают равной среднемесячной температуре окружающего воздуха (t_f). Значения температуре окружающего воздуха и максимальной амплитуды колебаний температуры окружающего воздуха (Dt_f-mах) определяют по СНиП «Строительная климатология).

·      площадь зеркала испарения ЛВЖ в резервуаре

f_ж = π d_р²/4

где d_р - диаметр резервуара, м;

·      площадь оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара,

f_об = f_ж + π d_р (h_р - h_ж),

где h_р - высота резервуара, м; h_ж - высота (уровень) взлива ЛВЖ в резервуаре, м;

·      площадь оболочки, м², ограничивающей газовое пространство резервуара, на которую воздействует солнечная радиация, определяют как аппроксимацию на плоскость, перпендикулярную направлению солнечных лучей:

f_л = d_р (h_р -h_ж) sin (ψ - ξ) + f_ж cos (ψ - ξ),

где ψ - географическая широта местности, ^o; ξ - усредненное значение расчетного склонения солнца, ^o;

·      усредненное значение расчетного склонения солнца для текущего месяца определяется годовым ходом изменения склонения солнца, соответствующим схеме движения земного шара по орбите вокруг Солнца

ξ = 22,7 sin (295 - 30 №_м),

где №_м - порядковый номер месяца года;

·      плотность падающего теплового потока от Солнца на площадку, нормальную к направлению солнечных лучей (формула Бугера-Бертрана),

,

где 1325 - солнечная постоянная, Вт∙м^-2; ρ_ат - коэффициент прозрачности атмосферы (допускается принимать равным 0,7);

·      тепловая нагрузка на резервуар от солнечной радиации

_л = ε_w q_с f _л /f_об

Степень черноты оболочки резервуара ε_w, окрашенной алюминиевой краской годичной давности, допускается принимать равной 0,7;

·      показатель температурного поля в поверхностном слое ЛВЖ, м^-1

где ρ_ж - плотность жидкости, кг∙м^-3; с_ж - теплоемкость жидкости, Дж∙кг^-1∙К^-1 (при отсутствии справочных данных допускается принимать равной
2000 Дж∙кг^-1∙К^-1).

Продолжительность светового дня τ_дн в №-_м месяце целесообразно принять по справочным данным для соответствующей географической широты местности. Допускается использовать следующую приближенную формулу

τ_дн = 11,9 + 5,7 sin (267 - 27 №_м).

По модели синусоидального изменения температур (рис. 2.3) не представляет труда определить продолжительность периода существования взрывоопасной концентрации внутри РВС при хранении ЛВЖ

,

где ;

t_нп - нижний температурный предел распространения пламени, ^оС;

t_ж - температура основной массы ЛВЖ, ^оС;

t_п.сл-max - максимальная температура поверхностного слоя ЛВЖ; ^оС.

Прежде чем определять значение τ_вок, следует проанализировать значение θ.

При:

·       θ >1 - φ_вок внутри системы не образуются, так как t_п.сл-max < t_нп;

·        θ<0 - φ_вок будут существовать в течение суток, так как t_ж > t_нп;

·        0 < θ < 1 - значение τ_вок определяют по формуле (2.13).

Уровень взрывоопасности технологической системы «РВС - ЛВЖ» в i-м месяце определяют из соотношения

,

где N_с.дн и N_дн - число солнечных дней и число дней в месяце соответственно.

Исходные данные

o географическая широта местности, ψ = 52^о;

o   число безоблачных дней в июле, N_с.дн = 23;

o   диаметр РВС, d_р = 6,6 м; высота РВС, h_р = 6,0 м;

o   среднемесячная температура окружающего воздуха для июля месяца,t_f = 17,6^оС;

o   максимальная суточная амплитуда колебаний температуры окружающего воздуха для июля месяца,Dt_f-mах = 25,3^oC;

o   нижний температурный предел распространения пламени,t_нп=11^оС;

o   плотность жидкости, ρ_ж= 784,4 кг∙м^-3;

o   уровень взлива жидкости в РВС, h_ж = 5,28 м.

Расчет

Максимальная среднемесячная температура окружающего воздуха

t_f-max = t_f + Dt_f-mах/2 = 17,6 + 25,3 / 2 = 30.25^oC

t_f-среднемесячная температура окружающего воздуха для июля месяца

площадь зеркала испарения ЛВЖ в РВС

Dt_f-mах- максимальная суточная амплитуда колебаний температуры окружающего воздуха для июля месяца

Площадь зеркала испарения ЛВЖ в резервуаре

_ж= π×d_р²/4 = 3,14×6,6² / 4 = 34,19 м².

d_р - диаметр РВС

Площадь оболочки, ограничивающей газовое пространство РВС

_об = f_ж + π×d_р×(h_р - h_ж) = 34,19 + 3,14×6,6×(6,0 - 5,28) = 49,11 м².

_ж - площадь зеркала испарения ЛВЖ в резервуаре _р - диаметр РВС_р - высота РВС_ж - уровень взлива жидкости

Уровень взлива жидкости

_ж= h_р×ε_р=6,0×0,88=5,28

_р - высота РВС

ε_р - степень заполнения резервуара

Усредненное значение расчетного склонения солнца для июля месяца

ξ = 22,7×sin×(295 - 30×№_м) = 22,7×sin×(295 - 30×7) = 22,6.

№_м - порядковый номер месяца года

Площадь оболочки, м², ограничивающей газовое пространство РВС, на которую воздействует солнечная радиация:

_л = d_р×(h_р -h_ж)×sin(ψ - ξ) + f_{ж ×}cos (ψ - ξ) =

= 6,6×(6,0 - 5,28)×sin(52 - 22.6) + 34,19×cos(52 - 22,6) = 32,11 м².

Плотность падающего теплового потока от солнца на площадку, нормальную к направлению солнечных лучей

Вт м^-2

- солнечная постоянная

ρ_ат - коэффициент прозрачности атмосферы (допускается принимать равным 0,7)

ψ - географическая широта местности

ξ - усредненное значение расчетного склонения солнца для июля месяца

Тепловая нагрузка на резервуар от солнечной радиации

_л = ε_w×q_с×f_л /f_об. = 0,7×879,86×32,11 / 49,11 = 402,7 Вт м^-2

ε_w - степень черноты оболочки резервуара, окрашенной алюминиевой краской годичной давности, допускается принимать равной 0,7_с - плотность падающего теплового потока от солнца на площадку, нормальную к направлению солнечных лучей

f_л - площадь оболочки, м², ограничивающей газовое пространство РВС, на которую воздействует солнечная радиация

f_об - площадь оболочки, ограничивающей газовое пространство РВС.

Продолжительность светового дня в июле месяце

τ_дн = 11,9 + 5,7×sin(267 - 27×№_м) = 11,9 + 5,7×sin(267 - 27×7) = 17,4 ч

№_м - порядковый номер месяца года

Показатель температурного поля в поверхностном слое ЛВЖ

 м^-1

ρ_ж - плотность жидкости

с_ж - теплоемкость жидкости

λ_ж - коэффициент теплопроводности ЛВЖ

τ_дн - продолжительность светового дня в июле месяце

Максимальная температура поверхностного слоя ЛВЖ в резервуаре,

=

^оС

q_л - тепловая нагрузка на резервуар от солнечной радиации

α _w-f - коэффициент теплоотдачи в сложном лучисто-конвективном теплообмене от оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара, в окружающий воздух, принимаем равным 10.7

t_f-max - максимальная среднемесячная температура окружающего воздуха

t_f- среднемесячная температура окружающего воздуха

α_п.w-ж - приведенный коэффициент теплоотдачи от оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара, к поверхностному слою ЛВЖ, принимаем равным 0.73

α_w-ж - коэффициент теплоотдачи излучением от оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара, к ЛВЖ, принимаем равным 5.3

f_ж - площадь зеркала ЛВЖ в резервуаре

f_об - площадь оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара

m_ж - показатель температурного поля в поверхностном слое ЛВЖ

α_п-ж-коэффициент теплоотдачи от паровоздушной смеси к поверхностному слою ЛВЖ, принимаем равным 5.3

α_w-п - коэффициент теплоотдачи в сложном лучисто-конвективном теплообмене от оболочки, ограничивающей газовое пространство резервуара, к паровоздушной смеси, принимаем равным 2.5

t _ж- температура основной массы ЛВЖ

Параметр

_нп - нижний температурный предел распространения пламени

t _ж- температура основной массы ЛВЖ

t_п.сл-max- максимальная температура поверхностного слоя ЛВЖ

Так как

θ<0,

то взрывоопасная концентрация будет существовать внутри резервуара в течении суток, так как t_ж>t_нп

Меры пожарной безопасности, направленные на повышение устойчивости технологической системы «РВС - ЛВЖ» к возникновению пожара

1. Применение для хранения ЛВЖ резервуаров с понтонами.

. Использование защитного газа (азот или метан) в герметизированных технологиях хранения для резервуаров со стационарными крышами.

 

3. Расчет ожидаемой частоты возникновения пожаров при нормальном функционировании технологической системы «РВС - ЛВЖ»

Одним из основных параметров в анализе риска пожарной опасности для людей при эксплуатации взрывопожароопасной технологической системы является частота возникновения пожаров (N_п).

В настоящее время имеется большое число публикаций, в которых приводятся среднестатистические данные по частотам возникновения пожаров. В табл.3.1 приведены первые опубликованные статистические данные о пожарах резервуаров, обобщение которых выполнено в Академии ГПС МЧС России.

Таблица 3.1. Частота возникновения пожаров

Место возникновения пожара	Частота, 1/год
Объект переработки нефти:
o резервуар со стационарной крышей	1,86 · 10-4
o резервуар с плавающей крышей	1,29 · 10-4
o резервуар с понтоном	4,53 · 10-4
Объект энергетики:
o резервуар со стационарной крышей	5,73 · 10-4
Объект транспорта и распределения нефтепродуктов:
o резервуар со стационарной крышей	1,09 · 10-4
o резервуар с понтоном	1,95 · 10-4

В Англии по результатам обобщения статистических данных о пожарах за 20 лет по массиву в 500 резервуаров установлена частота возникновения пожаров в резервуарных парках, равная 1,1· 10^-4 1/год. Анализируя данные о пожарах в США, можно оценить частоту возникновения пожара для резервуарных парков, порядка, (0,3....1) · 10^-3 1/год. Эти данные удачно коррелируются с отечественными данными, что указывает на идентичность пожарной опасности используемых технологий хранения нефти и нефтепродуктов.

Однако статистические данные не всегда учитывают реальные условия эксплуатации технологической системы и предусмотренные меры противопожарной защиты.

Здесь в настоящей работе в соответствии с ГОСТом 12.1.004-91 «Пожарная безопасность. Общие требования» и РД 34.21.122-87 «Инструкция по устройству молниезащиты зданий и сооружений» отрабатывается метод расчета ожидаемой частоты возникновения пожара при нормальном функционировании технологической системы «РВС - ЛВЖ».

Ожидаемую частоту возникновения пожаров N_П рассматривают как случайное совпадение событий: уровня взрывоопасности технологической системы Z и частоты появления источника зажигания λ_З

N_П = Z · λ_З.

Источники зажигания, приводящие к пожарам на взрывопожароопасных объектах, весьма разнообразны. Об этом свидетельствуют материалы пожаров в резервуарных парках.

Разряды атмосферного электричества. Ряд пожаров произошло на подземных железобетонных резервуарах (ЖБР) с нефтью в результате прорыва молниезащиты. Из них три случая зарегистрированы как групповые пожары. Отсутствие пожаров на ЖБР после ужесточения нормативных требований к молниезащите, т.е., вместо металлической сетки на крыше стали применять отдельно стоящие молниеотводы, указывает на эффективность принятых мер.

При устройстве молниеприемников, установленных непосредственно на резервуаре, не исключена возможность при прохождении разряда атмосферного электричества местного перегрева и последующего поджига взрывоопасной паровоздушной смеси в узле сочленения молниеприемника с корпусом резервуара. Об этом, в частности, свидетельствует крупный пожар РВС-20000 с нефтью от разряда атмосферного электричества, который произошел на нефтеперекачивающей станции “Каркатеевы” Тюменской области. Быстрая потеря живучести, что характерно для резервуара со сферической крышей, привела к частичному разрушению, выходу горящей нефти в каре обвалования и быстрому распространению пожара на всю группу, состоящую из четырех РВС-20000.

Фрикционные искры. Источник зажигания, возникающий при ручном замере уровня или отборе пробы, довольно трудно идентифицировать: разряд статического электричества или фрикционная искра. Но, данные пожары, как правило, сопровождаются гибелью или травмированием людей, выполняющих работу на крыше резервуара. На характерных примерах целесообразно остановиться. На НПЗ в Нижнем Новгороде при ручном отборе проб взорвался резервуар РВС-5000 с бензином. В результате сброса с крыши погиб 1 человек и получили травмы 2 человека. На одном из Уфимских НПЗ при ручном отборе проб взорвался резервуар РВС-1000 с толуолом. В результате сброса с крыши при взрыве погиб 1 человек. На Кожевенской нефтебазе при замере уровня нефтепродукта произошел взрыв резервуара РВС-5000 с бензином. При взрыве погиб 1 человек.

Самовозгорание пирофорных отложений. За  период 20 лет от самовозгорания сульфидов железа зарегистрировано 19 пожаров. Характерным примером является пожар в резервуарном парке Салаватского нефтехимического комбината произошел пожар. Сырьевой резервуарный парк состоит из 9-ти резервуаров емкостью по 2000 м³, предназначен для приема и хранения керосино-газойлевой фракции - сырья для установок гидроочистки. Как установлено расследованием, в резервуар, в котором произошел взрыв и пожар, в течение 44 суток хранился неочищенный от сероводорода бензин в смеси с керосино-газойлевой фракцией. По заключению комиссии это способствовало образованию пирофорных отложений на стенках и крыше резервуара, самовозгорание которых явилось причиной взрыва и пожара.

Открытое пламя и искры. Материалы пожаров свидетельствуют, что источники инициирования взрывоопасной смеси, составляющие группу «открытый огонь», весьма разнообразны по природе своего проявления.

Например, пожары происшедшие на нефтебазах, возникли от попадания на крышу резервуаров искр из труб котельных, расположенных за территорией нефтебаз. Так же от искр, но уже перелетевших с пожара склада пиломатериалов, расположенных по соседству с нефтебазой, например, взорвался РВС-1000 с бензином на Чуринской районной нефтебазе в Иркутской области.

Пожар, происшедший в резервуарном парке районной нефтебазы Ставропольского края, возник в результате перелета горящих металлических бочек и канистр с соседнего склада ядохимикатов, расположенного в 120 метрах от нефтебазы.

Источником инициирования ряда пожаров являлось короткое замыкание кабеля или воздушных линий электропередач, проходящих в непосредственной близости от резервуарных парков. Интерес представляет случай распространения пожара, происшедший на Камской нефтебазе. Во время грозы, порывом сильного ветра были сорваны высоковольтные провода ЛЭП, которые упали на деревянное ограждение нефтебазы и воспламенили его. С ограждения огонь по сухой траве и замазученному грунту перекинулся на мазутопровод и далее по теплоизоляции достиг резервуара.

Причинами пожаров могут послужить и преступные действия людей. Например, умышленный поджог резервуара с бензином с целью сокрытия следов хищения, произошел на Куйбышевской наливной станции. Злоумышленником заранее была нарушена герметичность запорной арматуры на резервуаре. Вытекающий бензин попал из технологического колодца в протекающий за территорией парка ручей и распространялся вниз по ручью до деревни, находящейся в 500 м от нефтебазы, где и был совершен поджог бензиновой пленки.

Расчет частоты появления источника зажигания

Частоту появления источника зажигания можно определить по следующей формуле

 

λ_З = , 1/год

где λ_i - частота появления i-го источника зажигания.

В табл. 3.2 приведены статистические данные о частоте появления источников зажигания в резервуарных парках, обобщение которых выполнено в Академии ГПС МЧС России.

Таблица 3.2. Статистические данные о частоте появления источников зажигания в резервуарных парках

№ п/п	Наименование источника зажигания	Частота, 1/год
1	Расчет
2	Статическое электричество	1,7 · 10-4
3	Фрикционные искры	1,7 · 10-4
4	Неисправность электрооборудования	1,6 · 10-4
5	Самовозгорание пирофорных отложений	1,4 · 10-4
6	Открытое пламя и искры	2,1 · 10-4

Разряд атмосферного электричества в анализируемом объекте возможен:

o       при поражении объекта молнией (прямой удар молнии) - непосредственный контакт канала молнии с зданием или сооружением, сопровождающийся протеканием через него тока молнии;

o   при вторичном проявление молнии - наведение потенциалов на металлических элементах конструкции, оборудования, в незамкнутых металлических контурах, вызванное близкими разрядами молнии и создающее опасность искрения внутри защищаемого объекта;

o   при заносе высокого потенциала - перенесение в защищаемое здание или сооружение по протяженным металлическим коммуникациям (подземным, наземным и надземным трубопроводам, кабелям и т.п.) электрических потенциалов, возникающих при прямых и близких ударах молнии и создающих опасность искрения внутри защищаемого объекта.

В настоящей работе расчет проводится только для события - разряд атмосферного электричества от поражения объекта молнией.

Поражение резервуара молнией возможно при совместной реализации двух событий - прямого удара молнии в расчетную площадь поражения (событие t₁) и прорыва молниезащиты прямым ударом молнии (событие t₂).

Вероятность поражения резервуара молнией вычисляют по формуле

Q = Q (t₁) · Q (t₂),

где Q (t₁) - вероятность попадания прямого удара молнии в расчетную площадь поражения;

Q (t₂) - вероятность прорыва молниезащиты прямым ударом молнии.

Вероятность попадания прямого удара молнии в расчетную площадь поражения вычисляют по формуле

Q (t₁) = 1 - exp (- N_ум τ_р),

где N_ум - число прямых ударов молнии в расчетную площадь поражения, за год;

t_р - продолжительность периода наблюдения, год.

Ожидаемое число прямых ударов молнии в расчетную площадь поражения определяют по формуле

N_ум= S_п n_ум 10 ^-6,

где S_п - расчетная площадь поражения, м²;

n_yм - удельная плотность ударов молнии на 1 км² земной поверхности, 1/(км² год).

Расчетную площадь поражения определяют исходя из геометрии защищаемой зоны. Для резервуарной группы, состоящей из нескольких резервуаров (рис.3.2), расчетную площадь поражения определяют по формуле

S_п= (l_гр+ 6 h_р) (b_гр+6 h_р) - 7,7 h_р, м².

где l_гр и b_гр - соответственно длина и ширина, в размеры которой может быть вписана резервуарная группа, м;

h_р - наибольшая высота резервуара, м

Для произвольного пункта на территории России удельная плотность ударов молнии на 1 км² земной поверхности определяется по табл. 3.3, исходя среднегодовой продолжительности гроз в часах.

Таблица 3.3

Продолжительность грозовой деятельности за год, ч	10-20	20-40	40-60	60-80	80-100	100 и более
Удельная плотность ударов молнии в землю, 1/ км2 год	1	2	4	5,5	7	8,5

Среднегодовую продолжительность гроз определяют по карте, приведенной на рис. 3.3.

Вероятность прорыва молниезащиты прямым ударом молнии вычисляют по формуле

Q (t₂)) = 1 - b,

где b - надежность защитного действия молниезащиты.

Зона защиты типа А обладает надежностью 0,995 и выше, типа Б - 0,95 и выше.

При малой вероятности реализации событий, частота событий принимается равной вероятности события (Закон Пуассона).

λ_з-м = Q

Исходные данные

o число резервуаров в группе - 2;

o   тип резервуара - РВС - 200;

o   радиус РВС, R=3.3 м;

o   высота РВС, h_р=6.0 м;

o   тип зоны молниезащиты - Б;

o   надежность защитного действия молниезащиты, b = 0,95;

o   сведения о других источниках зажигания, которые могут также послужить причиной пожара на данном объекте, приведены в табл. 3.1

Таблица 3.1

№ п/п	Наименование источника зажигания	Частота, 1/год
1	Разряд атмосферного электричества	Расчет
2	Статическое электричество	1,7 · 10-4
3	Фрикционные искры	1,7 · 10-4
4	Неисправность электрооборудования	1,6 · 10-4
5	Самовозгорание пирофорных отложений	1,4 · 10-4
6	Открытое пламя и искры	2,1 · 10-4

Расчет

Для региона расположения резервуара (Иркутск) среднегодовая продолжительность гроз составляет 40 часов в год. По табл. 3.3 определяем удельную плотность ударов молнии, которая составляет 2 удара в 1 км² земной поверхности в течение года.

Расчетная площадь поражения

S_п= (2×R + 6×h_р)² - 7,7×h_р² = (2×3,3 + 6×6,0)² - 7,7×6,0² = 1537,52 м²

R - радиус РВС _р - высота РВС

Ожидаемое число прямых ударов молнии в расчетную площадь поражения

N_ум= S_п×n_ум×10^-6 = 1537,52×2×10^-6 = 0,31×10^-2 1/год

S_п- Расчетная площадь поражения

n_ум - удельная плотность ударов молнии

Вероятность попадания прямого удара молнии в расчетную площадь поражения

Q (t₁) = 1 - exp (- N_ум×τ_р) = 1 - exp (-0,31×10^-2 ×1) = 0,004

_ум - число прямых ударов молнии в расчетную площадь поражения, за год

τ_р - продолжительность периода наблюдения

Вероятность прорыва молниезащиты прямым ударом молнии

 

Q (t₂) = 1 - b = 1 - 0,95 = 0.05

b - надежность защитного действия молниезащиты

Вероятность поражения резервуара молнией

Q = Q (t₁) ·Q (t₂) = 0,004×0.05= 2 · 10^-4

Q (t₁) - вероятность попадания прямого удара молнии в расчетную площадь поражения

Q (t₂) - вероятность прорыва молниезащиты прямым ударом молнии

Принимаем частоту поражения молнией резервуара в течение года равной значению вероятности поражения

λ_з-м = Q = 2 · 10^-4 1/год.

Частота появления источника зажигания

λ_З= = 2×10^-4 + 1,7×10^-4 + 1,7×10^-4 + 1,6×10^-4 + 1,4×10^-4 + 2,1×10^-4= 10,5×10^-4 1/год

Ожидаемая частота возникновения пожаров

N_П = Z·λ_З = 0,677×10,5· 10^-4= 7,1×10^-21/год

Z - уровень взрывоопасности технологической системы «РВС - ЛВЖ» в i-м месяце определяют из соотношения

λ_З - частота появления источника зажигания

Уровень взрывоопасности технологической системы «РВС - ЛВЖ» в i-м месяце определяют из соотношения

_с.дн- число солнечных дней

N_дн - число дней в месяце

 - продолжительность периода существования взрывоопасной концентрации внутри РВС при хранении ЛВЖ

Продолжительность периода существования взрывоопасной концентрации внутри РВС при хранении ЛВЖ

τ_дн- продолжительность светового дня

θ - продолжительность периода существования взрывоопасной концентрации внутри РВС

Продолжительность светового дня

τ_дн = 11,9 + 5,7 sin (267 - 27 №_м)=11.9+5.7sin(267-27*7)=17.46

№_м - номер месяца

Меры пожарной безопасности, направленные на повышение устойчивости технологической системы к воздействию источников зажигания

1.  Ужесточение требований к молниезащите резервуаров.

2.       Для защиты от статического электричества - применение технических решений, обеспечивающих нейтрализацию разрядов статического электричества.

.        Создание условий, обеспечивающих предотвращение образования пирофорных отложений.

4.  Выполнение организационных требований пожарной безопасности, обеспечивающих предотвращение появления источников зажигания

4. Расчет параметров, характеризующих пожарную опасность распространения пожара на резервуар с ЛВЖ, расположенный рядом с горящим резервуаром

Одним из опасных факторов пожара горящего резервуара для рядом расположенного резервуара является тепловое излучение от факела пламени. Оценка устойчивости технологической системы «РВС-ЛВЖ», расположенной рядом с горящим резервуаром, к теплу пожара является одним из приоритетных вопросов в нормировании противопожарной защиты и базируется на решении двух задач:

o   внешней, связанной с изучением закономерностей распределения тепловых нагрузок при открытых пожарах углеводородов;

o   внутренней, связанной, с изучением процессов тепло - и массообмена, происходящих в резервуаре с ЛВЖ, обогреваемого теплом пожара.

Основные исследования в России, связанные с оценкой устойчивости технологической системы «РВС-ЛВЖ», к теплу пожара, расположенного рядом с горящим резервуаром, выполнены в Академии ГПС МЧС России.

Здесь в настоящей работе отрабатывается метод расчета параметров, характеризующих пожарную опасность распространения пожара на резервуар с ЛВЖ, расположенный рядом с горящим резервуаром.

Резервуары с ЛВЖ и ГЖ, расположенные рядом с горящим резервуаром иногда взрываются, а иногда в течение всего пожара остаются невредимыми. В отдельных случаях наблюдается факельное горение в местах выхода паров из резервуара или происходит механическое разрушение резервуара из-за повышения давления вследствие интенсивного кипения ЛВЖ.

Параметры, характеризующие пожарную опасность распространения пожара на резервуар с ЛВЖ, расположенный рядом с горящим резервуаром, представлены на рис. 5.1.

Устойчивое состояние резервуара с ЛВЖ обеспечивается при выполнении следующих двух условий:

o текущая температура стенки t_w не достигает опасного значения, равного температуре самовоспламенения паров ЛВЖ t_св;

o   рабочие напряжения s_р, возникающие в элементах оболочки резервуара под действием избыточного давления паров внутри резервуара, не достигают предела прочности s_ПЧ.

Опасность взрыва внутри резервуара с ЛВЖ возникает при выполнении следующих двух условий:

o текущая температура стенки tw достигает или превышает опасное значение, равное температуре самовоспламенения паров t_св;

o   концентрация паров ЛВЖ j_р внутри резервуара входит в область взрывоопасных значений;

Опасность факельного горения паров, выходящих из дыхательного клапана резервуара, характеризуется возможностью выполнения следующих двух условий:

o текущая температура стенки t_w достигает или превышает опасное значение, равное температуре самовоспламенения паров t_св.

o   до и в процессе нагрева жидкости концентрация паров j_р внутри резервуара превышает верхний концентрационный предел распространения пламени;

Рис. 5.1. Параметры, характеризующие пожарную опасность распространения пожара на резервуар с ЛВЖ, расположенный рядом с горящим резервуаром

Опасность разрушения резервуара с ЛВЖ вследствие потери прочности характеризуется выполнением следующего условия: рабочие напряжения s_р, возникающие в элементах оболочки резервуара под действием избыточного давления паров внутри резервуара вследствие интенсивного кипения ЛВЖ, превышают предел прочности s_пч.

На основании проведенных в Академии ГПС МЧС России исследований по изучению пожарной опасности резервуара с нефтепродуктами и нефтью в условиях пожара разработан метод расчета параметров, характеризующих пожарную опасность распространения пожара на резервуар с ЛВЖ, расположенный рядом с горящим резервуаром.

Расчетные положения справедливы для группы однотипных резервуаров в период начальной стадии пожара, т.е. до введения сил и средств на охлаждение резервуара.

Термические и геометрические параметры факела пожара

Максимальную среднеповерхностную плотность излучения, Вт×м^-2, которую факел пламени горящей ЛВЖ имеет в штиль, можно определить по следующей формуле:

_ф = (335 + 7112 / d_р) m_выг×10³,

где d_р - диаметр горящего резервуара, м; m_выг - массовая скорость выгорания ЛВЖ, кг×с^-1×м^-2.

В условиях штиля форму факела пламени рассматривают в виде качающегося цилиндра. Высоту факела пламени, м, определяют по формуле

r_в - плотность воздуха, кг×м^-3 (допускается принимать r_в=1,2 кг×м^-3);
g - ускорение свободного падения, равное 9,81 м×с^-2.

В дальнейших расчетах в качестве излучающей поверхности принимают факел в виде плоскости с учетом фактора видимости.

Температура локального участка стенки резервуара, расположенного рядом с горящим резервуаром

Опасными конструктивными элементами резервуара, расположенного рядом с горящим резервуаром, которые могут быть нагреты до температуры самовоспламенения, и послужить источником зажигания взрывоопасной паровоздушной смеси, являются:

o участок стенки облучаемого резервуара, расположенный по нормали к основанию факела пламени;

o   дыхательный или предохранительный клапан (из конструкции клапана следует установить, что при нагреве стенки клапана до температуры самовоспламенения пламя способно распространиться вовнутрь резервуара по горючей паровоздушной смеси);

o   пенокамера при наличии негерметичности между ее корпусом и внутренней полостью резервуара;

В качестве элемента конструкции принимаем участок стенки облучаемого пожаром резервуара, расположенный по нормали к основанию факела пламени.

Плотность падающего теплового потока от факела горящего резервуара на элемент конструкции рядом расположенного резервуара

Плотность падающего теплового потока от факела горящего резервуара на элемент конструкции облучаемого резервуара, расположенной по нормали к основанию факела пожара, Вт×м^-2

_w = q_ф j_н.

Коэффициент облученности j_н для элементарной площадки соседнего резервуара, расположенного по нормали к основанию факела пламени, определяем на основании расчетной схемы, показанной на рис. 5.3, по формуле

B₁ = x₁/2y_1;

C₁ = h_ф/y₁.

Рис. 5.3. Расчетная схема к определению температуры элемента конструкции РВС, расположенного рядом с горящим РВС:

1 - горящий РВС; 2 - соседний РВС; dF_w - элемент конструкции резервуара, расположенный по нормали к основанию факела пламени; l_р - расстояние между резервуарами; y₁ - расчетное расстояние между пламенем и элементарной площадкой с учетом фактора видимости; x₁ - расчетная ширина пламени с учетом фактора видимости

Значения x₁ и y₁ (см. рис. 5.3) определяют по следующим формулам:

Возможность и продолжительность нагрева элемента конструкции резервуара до температуры самовоспламенения

Максимальная температура элемента конструкции резервуара

где t_f - температура окружающей среды, ^оС.

Если выполняется условие

то делают заключение о том, что элемент конструкции облучаемого резервуара может послужить источником зажигания, и определяют текущую температуру.

Коэффициент теплоотдачи, Вт×м^-2× К^-1.

.

Температура элемента конструкции через t,с, облучения, ^oC,

где c_w - теплоемкость материала конструкции, Дж×кг^-1×К^-1 (для стали, c_w = 500 Дж×кг^-1×К^-1); r_w - плотность материала конструкции, кг×м^-3 (для стали, r_w = 7800 кг×м^-3); d_w - толщина стенки резервуара, м.

Температура поверхностного слоя ЛВЖ в резервуаре, расположенном рядом с горящим резервуаром

В основу формирования нагретого поверхностного слоя ЛВЖ в резервуаре, расположенном рядом с горящим резервуаром положена следующая модель.

Тепловой поток от факела пламени приводит к интенсивному нагреву боковой поверхности соседнего резервуара, расположенного рядом с горящим. В пристенном пограничном слое появляются подъемные силы, которые заставляют слой более нагретой ЛВЖ подниматься вдоль корпуса резервуара и растекаться по поверхности основной массы ЛВЖ. Это существенно влияет на температуру поверхностного слоя ЛВЖ.

Одновременно к этому всплывшему слою ЛВЖ передается тепло от стенок, ограничивающих газовое пространство резервуара, от крыши и парового пространства. В процессе теплообмена поверхностный слой ЛВЖ отдает часть тепла на испарение жидкости, а также нижележащим слоям путем теплопроводности. Часть тепла в этом сложном теплообмене отдается в окружающий воздух, а также основной массе ЛВЖ путем частичного смешивания при всплывании.

Количество тепла, подводимого к поверхностному слою ЛВЖ

1) Количество тепла, выносимое на поверхность ЛВЖ пограничным всплывающим тепловым слоем ЛВЖ от теплообмена с облучаемой стенкой, которая контактирует с ЛВЖ, определяют в следующей последовательности:

o коэффициент облученности для элементарной площадки облучаемой стенки, контактирующей с ЛВЖ:

;

o вспомогательные величины, необходимые для расчета коэффициента облученности, определяют по формулам

;

;

o площадь облучаемой стенки резервуара, м², ограничивающей жидкость,

f₁ = x₂ h_ж;

o количество тепла, выносимое на поверхность ЛВЖ вдоль нагретой стенки пограничным всплывающим тепловым слоем, в единицу времени, Вт

₁ = 0,86 q_ф j₁ f₁.

2) Количество тепла, получаемого поверхностным слоем ЛВЖ при теплообмене с облучаемой стенкой, ограничивающей газовое пространство, определяют в следующей последовательности:

o коэффициент облученности для элементарной площадки облучаемой стенки, ограничивающей газовое пространство резервуара,

;

o площадь облучаемой стенки резервуара, м², ограничивающей газовое пространство,

₂ = x₂ (h_р - h_ж);

o количество тепла, получаемое поверхностным слоем ЛВЖ при теплообмене с облучаемой стенкой, в единицу времени, Вт

Q₂ = 0,47 q_ф j₂ f₂.

3) Количество тепла, получаемого поверхностным слоем ЛВЖ при теплообмене с крышей облучаемого резервуара, в единицу времени определяют в следующей последовательности:

o коэффициент облученности для элементарной площадки облучаемой крыши резервуара

;

o   вспомогательные величины В₂ и С₂ рассчитывают по формулам

;

;

o площадь крыши резервуара принимают равной площади поверхности зеркала испарения ЛВЖ, м²,

;

o количество тепла, получаемого поверхностным слоем ЛВЖ от теплообмена с крышей облучаемого резервуара, в единицу времени, Вт

₃ = 0,28 q_ф j₃ f₃

Температура поверхностного слоя ЛВЖ

Температуру поверхностного слоя ЛВЖ, ^оС, через t, с, облучения определяют по формуле

,

где c_п - теплоемкость паровоздушной смеси, Дж×кг-1×К-1. При отсутствии справочных данных допускается принимать с_п = 1010 Дж×кг-1×К-1;

r_п - плотность паровоздушной смеси, кг×м ^-3. При отсутствии справочных данных допускается принимать r_п = 1,21 кг×м ^-3;

c_ж - теплоемкость ЛВЖ, Дж×кг^-1×К^-1. При отсутствии справочных данных допускается принимать с_ж = 2000 Дж×кг^-1×К^-1;

r_ж - плотность ЛВЖ, кг×м ^-3;

t_ж - температура основной массы ЛВЖ в резервуаре, ^оС;

h_р - высота резервуара, м;

h_ж - уровень взлива ЛВЖ в резервуаре, м.

По результатам экспериментальных исследований, выполненных в Академии ГПС МЧС России, среднее значение приведенного коэффициента теплоотдачи a_пр составило 33,6 Вт×м×^-2×К^-1, а характерная толщина теплового поверхностного слоя d_ж = 0,053 м.

Исходные данные

Сведения о горящем резервуаре РВС-200:

·        диаметр, d_p = 6,6 м; высота, h_p = 6,0 м;

·        наименование ЛВЖ - Изопропиловый спирт;

·        массовая скорость выгорания, m_выг = 4,36·10^-2 кг×м^-2×с^-1.

Сведения о резервуаре РВС-200, расположенном рядом с горящим резервуаром:

·        диаметр, d_p = 6,6 м; высота, h_p = 6,0 м;

·        толщина стенки верхнего пояса резервуара, d_w = 0,003 м;

·        наименование ЛВЖ - Изопропиловый спирт;

·        плотность ЛВЖ, r_ж = 784,4 кг×м^-3;

·        уровень взлива ЛВЖ в резервуаре, h_ж= 5,28 м;

·        температура окружающей среды, t_f = 17,6^oC;

·        температура основной массы ЛВЖ, t_ж = 17,6^oC;

·        температура самовоспламенения, t_св = 430^oC.

Расчет

Термические и геометрические параметры факела пожара

Максимальная среднеповерхностная плотность излучения

 

q_ф = (335 + 7112 / d_р) m_выг×10³ =(335 + 7112 / 6,6)×4,36· 10^-2 × 10³ = 61588 Вт×м^-2

d_р - диаметр горящего резервуара

m_выг - массовая скорость выгорания ЛВЖ

Высота факела пламени, м

d_р - диаметр горящего резервуара

_выг - массовая скорость выгорания ЛВЖ

r_в - плотность воздуха, кг×м^-3 (допускается принимать r_в=1,2 кг×м^-3)

g - ускорение свободного падения, равное 9,81

Температура локального участка стенки резервуара, расположенного рядом с горящим

В качестве элемента конструкции резервуара принимаем участок стенки облучаемого пожаром резервуара, расположенный по нормали к основанию факела пламени.

Падающий тепловой поток

Коэффициент облученности j_н для элементарной площадки соседнего резервуара, расположенного по нормали к основанию факела пламени, определяем на основании расчетной схемы, показанной на рис. 5.2, по следующему алгоритму:

Определяем расстояние между резервуарами

l_р = 0,75×d_p=0,75×6,6=4,95

_р - диаметр горящего резервуара

_р - расстояние между резервуарами

d_р - диаметр горящего резервуара

B₁ = x₁/2y₁ = 6,04 / 2·6,93= 0,44.

C₁ = h_ф/y₁= 10,3 / 6,93 = 1,49.

h_ф - высота факела пламени

Плотность падающего теплового потока на элемент конструкции облучаемого резервуара, расположенной по нормали к основанию факела пожара

q_w = q_ф×j_н= 61588×0,184=11322,19 Вт×м^-2.

q_ф - максимальная среднеповерхностная плотность излучения

j_н - коэффициент облученности

Возможность и продолжительность нагрева

элемента конструкции резервуара до температуры самовоспламенения

Максимальная температура элемента конструкции резервуара

_w - плотность падающего теплового потока на элемент конструкции облучаемого резервуара

t_f - температура окружающей среды

Так как условие

не выполняется, то считаем, что элемент конструкции облучаемого резервуара не может послужить источником зажигания.

Способы и приемы противопожарной защиты резервуара, расположенного рядом с горящим резервуаром

1. Применение систем водяного орошения резервуаров.

. Увеличение расстояний между резервуарами.

. Создание условий для быстрой локализации и ликвидации пожара.

5. Расчет геометрических параметров пожарной опасности разлива ЛВЖ при полном разрушении РВС

Наибольшую опасность для населения и территории представляют случаи полного разрушения резервуаров с ЛВЖ. Исследование материалов, связанных с авариями на резервуарах, показали, что наиболее опасным фактором возникающего при разрушении резервуара является гидродинамическое истечение (волна прорыва) ЛВЖ из резервуара. Причем, как правило, волна прорыва или разрушала (промывала) обвалование или перехлестывала через него. При этом нормативное обвалование, а также вид жидкости в резервуаре и характеристика грунта практически не оказывают влияния на площадь затопления.

Об этом свидетельствуют случаи полного разрушения резервуаров. Особый интерес представляет случай разрушения резервуара вместимостью 10000 м³ во время гидравлического испытания, в расследовании которого принимали участие специалисты Академии ГПС МЧС России.

Резервуар изготовлен по типовому проекту 704-1-170.84, разработанному ЦНИИПроектстальконструкцией. Диаметр резервуара - 28,5 м, высота - 18 м. Его смонтировали из трех рулонов методом рулонирования. Стенка резервуара состоит из 12 поясов, семь нижних поясов выполнены из низколегированной стали марки 09Г2С-12 по ГОСТ 19282-73, пояса с восьмого по двенадцатый изготовлены из малоуглеродистой стали марки СтЗпс-5 по ГОСТ 380-71. Толщины поясов: I - 12 мм, II - 9 мм, III -8 мм, IV - 7 мм, V - 7 мм, VI - 7 мм, VII - 6 мм, У1-ХП -5 мм.

Разрушение резервуара случилось через 13 ч после достижения уровня налива воды 17,6 м. При осмотре места аварии резервуара было установлено, что реактивной силой излившейся воды стенка оторвана от днища, частично - от крыши, развёрнута и отброшена на расстояние 25,032 м. Трещина разорвала стенку, затем днище по околошовной зоне внутреннего уторного шва, а крышу - по зоне примыкания к стенке. Центральная часть днища осталась на фундаменте. Волной излившейся из разрушенного резервуара воды были повреждены и сдвинуты со своих фундаментов на 6-14 м еще три соседних резервуара, так как обвалование вокруг всех четырех резервуаров отсутствовало.

Монтажный кран ДЭК-251, находившийся в момент аварии в 10 м от разрушившегося резервуара, был опрокинут.

Установлено, что площадь разлива ЛВЖ при полном разрушении резервуара в основном прямо пропорциональна объему разлившейся жидкости:

_з-р = f_з • ε_р •V_р.

где F_з-р - площадь зоны разлива, м²;f_з - коэффициент разлива, м^-1; ε_р - степень заполнения резервуара; V_p - номинальная вместимость резервуара, м³.

Степень заполнения резервуара допускается принимать равной 0,9.

Коэффициент разлива ЛВЖ или, вернее, уже затопления, определяют, исходя из расположения наземного резервуара на местности

f = 12 - при расположении на поверхности с уклоном, более 1%

f = 5 - при расположении на равнине

Приведенную форму разлива ЛВЖ при крупномасштабной аварии принимают в зависимости от расположения резервуара на местности:

o в низине или на ровной поверхности (с уклоном до 1%) - в виде круга с радиусом

o на возвышенности - в виде эллипса.

малой полуоси

α = 4 F_ж / (π b),

К_ук - коэффициент, характеризующий уклон, благоприятствующий разливу жидкости, значение которого определяют исходя из уклона местности:

К_ук = 8 - при уклоне не более 3%;

К_ук = 16 - при уклоне более 3%.

Исходные данные

1) Наименование ЛВЖ - Изопропиловый спирт.

) вместимость резервуара, V_р = 200 м³.

) Степень заполнения резервуара жидкостью, ε_р = 0,88.

) Уклон площадки = 0,18%.

Расчет

Площадь разлива ЛВЖ

_з-р = f_з×ε_р×V_р = 5×0,88×200 = 880 м².

f_з - коэффициент разлива

ε_р - степень заполнения резервуара

V_p - номинальная вместимость резервуара

Значение коэффициента разлива ЛВЖ принято равным 5, так как уклон, менее 1%.

Толщина слоя разлившейся ЛВЖ

d_ж = 1 / f_з = 1/ 5 = 0.2 м

f_з - коэффициент разлива

Приведенную форму разлива ЛВЖ при крупномасштабной аварии принимают в зависимости от расположения резервуара на местности:

o в низине или на ровной поверхности (с уклоном до 1%) - в виде круга с радиусом

 

F_ж - площадь розлива

Способы и приемы снижения пожарной опасности

Эксплуатируемую резервуарную емкость в полном объеме следует подвергнуть комплексному обследованию в соответствии с действующими нормативными документами на предмет ее дальнейшей безопасной эксплуатации с выдачей технического заключения об ее состоянии.

В качестве дополнительных мер, направленных на ограничение площади аварийного разлива нефтепродуктов на случай полного (хрупкого) разрушения резервуара, следует рассматривать использование кольцевой дороги вокруг группы резервуаров, имеющей возвышение не менее 1,5 м над планировочной отметкой внутри основного обвалования;

Временными мерами, обеспечивающими как снижение опасности хрупкого разрушения резервуара, так и последствий разрушения, могут быть:

·            бандажирование стенок резервуаров согласно действующим нормативным документам;

·        регламентирование максимального уровня взлива нефтепродукта с учетом технического состояния резервуара.

Одним из эффективных технических решении, способных предотвратить последствия гидродинамического истечения жидкости в случае внезапного разрушения резервуара, считается устройство принципиально нового ограждения (рис. 1), имеющего конструктивную особенность- волноотражающий козырек, который позволяет уменьшить высоту стены ограждения и защитный зуб, для принятия основной нагрузки, возникающей при гидродинамическом истечении.

6. Расчет теплофизических параметров пожарной опасности испарения ЛВЖ

Массу паров ЛВЖ, испарившейся с поверхности разлива, определяют из выражения:

 

m_п = W_исп F_ж τ, кг

где W_исп - интенсивность испарения, кг∙с^-1∙м^-2;

F_ж - площадь испарения, м²;

τ - продолжительность испарения, с.

W_исп = 10^-6, кг с^-1 м^-2

где η - коэффициент, учитывающий влияние скорости и температуры воздушного потока на интенсивность испарения; М - молярная масса, кг∙кмоль^-1_; P_s - давление насыщенного пара жидкости, кПа.

Значение коэффициента η, учитывающего влияние скорости и температуры воздушного потока на интенсивность испарения, приведено в
табл. 10.1.

Таблица 6.1. Значение коэффициента η

Подвижность воздуха, м∙с-1	Температура воздуха в помещении, oC
	ниже 12	12...17	17...25	25...32	выше 32

U_в = 0 0 < 0,15

,15 U_в < 0,3

,3  U_в < 0,7

,7  U_в1,0

,0

,6

,6

,01,0

,6

,8

,7

,71,0

,4

,5

,4

,71,0

,8

,4

,6

,61,0

,6

,3

,2

4,6

Подвижность воздуха в помещении, м∙с^-1, можно оценить по формуле

U_в = A_в L_п / 3600,

где A_в - кратность воздухообмена, ч^-1; L_п - длина помещения, м.

Давление насыщенных паров, кПа, принято определять по уравнению Антуана:

Lg P_s = A_А - B_А / (C_А + t_р),

где А_А, В_А и С_А - константы уравнения Антуана;

t_р - расчетная температура, ^оС.

В качестве расчетной температуры следует принимать максимально возможную температуру воздуха в соответствующей климатической зоне или максимально возможную температуру воздуха по технологическому регламенту с учетом повышения температуры в аварийной ситуации.

Для нефтепродуктов давление насыщенных паров, кПа, можно определить по формуле В.П. Сучкова:

где t_всп - температура вспышки, ^оС.

При расчете массы паров ЛВЖ, испарившейся с поверхности разлива, анализируют два варианта:

o   I вариант - за период 3600 с или менее вся разлившаяся ЛВЖ способна испарится;

o   II вариант - за период 3600 с, только часть разлившейся ЛВЖ испаряется.

Продолжительность поступления паров при испарении определяют из условия разлива ЛВЖ на 1 м² по формуле

где, d_ж - толщина слоя разлившейся жидкости, м;

r_ж - плотность ЛВЖ, кг ×м^-3;

W_исп - интенсивность испарения ЛВЖ, кг ×м^-2 ×с^-1.

Исходные данные

Наименование разлившейся ЛВЖ - Алллиловый спирт.

Молярная масса, M = 60,09 кг×кмоль^-1.

Плотность ЛВЖ, r_ж = 784,4 кг ×м^-3.

Расчетная температура ЛВЖ, t_p = 17,6 °С.

Константы уравнения Антуана:

·  А_А= 7,51055;

·        B_А=1733;

·        C_А = 232,38.

Площадь разлива ЛВЖ, F_ж = 880 м².

Толщина слоя разлившейся жидкости, d_ж = 0,2 м.

Расчет

Давление насыщенных паров, кПа,
P_s = A_А - B_А / (C_А + t_р) =7,51055- 1733/ (232,38+ 17,6) = 0.578

А_А, В_А и С_А - константы уравнения Антуана;

t_р - расчетная температура, ^оС.

P_s= 10^0.578 = 3,78 кПа.

Интенсивность испарения равна:

 

Масса паров аллилового спирта, образующихся при испарении с поверхности разлива, будет равна

m_п = W_исп F_ж τ = 29,3*10^-6*880*3600 = 92,8 кг.

W_исп - интенсивность испарения, кг∙с^-1∙м^-2;

F_ж - площадь испарения, м²;

τ - продолжительность испарения, с.

Способы и приемы снижения пожарной опасности

Меры пожарной безопасности, обеспечивающие снижение пожарной опасности процесса испарения, являются:

o покрытие поверхности разлива пенами различной кратности;

o   применение реагентов, активно впитывающих жидкость;

o   разбавление пожароопасных водорастворимых жидкостей водой;

o   самотечный слив разлившейся жидкости в аварийные емкости или амбары;

o   откачка разлившейся жидкости насосами.

7. Расчет зоны взрывоопасных концентраций при разливе ЛВЖ

Определение зоны взрывоопасных концентраций паров при испарении легковоспламеняющейся жидкости в открытое пространство при неподвижной воздушной среде регламентировано ГОСТ Р 12.3. 047-98 «Пожарная безопасность технологических процессов. Общие требования. Методы контроля».

Образование взрывоопасных концентраций паров при испарении ЛВЖ с поверхности разлива возможно, если:

t_р  t_всп,

где; t_р - расчетная температура ЛВЖ при испарении, ^оС.

t_всп - температура вспышки ЛВЖ, ^оС.

В качестве расчетной температуры ЛВЖ при испарении принимают значение среднемесячной температуры для июля месяца.

Для ЛВЖ геометрически зона, ограниченная НКПР паров, будет представлять цилиндр. За начало отсчета зоны, ограниченной НКПР паров, принимают внешние размеры зоны аварийного разлива ЛВЖ. Во всех случаях расстояние должны быть не менее 0,3 м.

Размеры зоны, м, ограничивающие область концентраций, превышающей нижний концентрационный предел распространения пламени от зоны аварийного разлива ЛВЖ рассчитывают по формулам

,

,

где т_п - масса паров ЛВЖ, поступивших в открытое пространство за время полного испарения, но не более 3600 с, кг;

r_п - плотность паров ЛВЖ при расчетной температуре, кг м^-3;

р_s - давление насыщенных паров ЛВЖ, кПа;

К - коэффициент (К = Т / 3600);

Т - продолжительность поступления паров ЛВЖ при испарении, с;

φ_НКПР - нижний концентрационный предел распространения пламени паров,% (об.).

Величины: масса паров ЛВЖ; плотность паров ЛВЖ; давление насыщенных паров ЛВЖ; нижний концентрационный предел распространения пламени паров принимают по результатам расчетов, полученных в ранее выполненных работах.

Продолжительность поступления паров при испарении определяют из условия разлива ЛВЖ на 1 м² по формуле

где, d_ж - толщина слоя разлившейся жидкости, м;

r_ж - плотность ЛВЖ, кг ×м^-3;

W_исп - интенсивность испарения ЛВЖ, кг ×м^-2 ×с^-1.

Плотность паров ЛВЖ при расчетной температуре определяют по формуле

где М - молярный масса, кг×кмоль^-1;

V_о - объем, занимаемый одним киломолем при нормальных условиях. Принимают V_о = 22,4 м³ кмоль^-1;

t_р - расчетная температура, ^оС.

Значения толщины слоя разлившейся жидкости, плотность жидкости и интенсивность испарения принимают по результатам расчетов, полученных в ранее выполненных работах.

Исходные данные

Наименование ЛВЖ - Изопропиловый спирт.

Плотность жидкости, r_ж = 784,4 кг ×м^-3.

Расчетная температура, t_р = 17,6 ^оС.

Температура вспышки, t_всп = 14 ^оС.

Интенсивность испарения, W_исп = 29,3×10^-6 кг ×м^-2 ×с^-1.

Масса паров изопропилового спирта, испарившаяся с поверхности разлива,

m_п = 92,8 кг.

Нижний концентрационный предел распространения пламени,

φ_НКПР = 2,23% (об.).

Давление насыщенных паров изопропилового спирта, р_s = 3,78 кПа.

Форма разлива - круг.

Радиус зоны аварийного разлива ЛВЖ, R_ж = 16,7 м.

Толщина слоя разлившейся жидкости, d_ж = 0.2 м.

Расчет

Проверка возможность образования взрывоопасных концентраций паров при испарении ЛВЖ

 

t_р =  t_всп,

так как t_р = 17,6 ^оС, t_всп = 14 ^оС.

Условие выполняется.

Продолжительность поступления паров определяют из условия разлива ЛВЖ на 1 м² по формуле

d_ж - толщина слоя разлившейся жидкости, м;

r_ж - плотность ЛВЖ, кг ×м^-3;_исп - интенсивность испарения ЛВЖ, кг ×м^-2 ×с^-1

Принимаем продолжительность испарения 3600 с.

Значение коэффициента К принимаем равным 1.

Плотность паров ЛВЖ

.

Расстояния, ограничивающие область концентраций паров ЛВЖ, превышающих НКПР, составят

Вывод. Граница зоны, ограниченной НКПР паров ЛВЖ, будет проходить:

o     по горизонтали на расстоянии 10,37 м от границы разлива;

o   по вертикали - на высоте 0,39 м от поверхности разлива.

Способы и приемы снижения пожарной опасности

1. Применение системы обнаружения довзрывоопасной концентрации паров.

. Обеспечение оповещения об обнаружении, локализации и ликвидации довзрывоопасной концентрации паров.

. Установка сплошной стенки высотой 1 м, обеспечивающей предотвращение затекания паров

. Устройство паровой завесы или водяной завесы.

. Установка вентиляторов взрывобезопасного исполнения, которые должны обеспечить подвижность воздуха не менее 2 м/с.

. Не допускается наличие природных оврагов, выемок, низин и устройство открытых траншей, котлованов, приямков, в которых возможно скопление взрывопожароопасных паров и газов, траншейная и наземная в искусственных или естественных углублениях прокладка трасс трубопроводов с ЛВЖ, ГЖ и сжиженными горючими газами.

. Расчет опасных факторов пожара при сгорании паровоздушных смесей

пожарный взрывоопасный аллиловый срит

В случае образования паровоздушной смеси в незагроможденном технологическим оборудованием пространстве и его зажигании относительно слабым источником (например, искрой) сгорание этой смеси происходит, как правило, с небольшими видимыми скоростями пламени. При ламинарном режиме горения распространение пламени происходит от каждой точки фронта по нормали к его поверхности. Такое горение называются нормальными. Для некоторых горючих веществ в смеси с воздухом нормальные скорости горения составляют для предельных углеводородов 0,32 - 0,40 м·с^-1, для водорода - 2,7 м·с^-1. При столь малых скоростях распространения пламени в газовых смесях амплитуды волны давления малы и могут не приниматься во внимание при оценке поражающего воздействия.

В этом случае реализуется так называемый пожар-вспышка, при котором зона поражения высокотемпературными продуктами сгорания паровоздушной смеси практически совпадает с максимальным размером облака продуктов сгорания (т.е. поражаются в основном объекты, попадающие в это облако).

Радиус воздействия высокотемпературных продуктов сгорания паровоздушного облака при пожаре-вспышке R_F определяется приближенным соотношением

где E_i - объемный коэффициент расширения продуктов сгорания. Для нефтепродуктов величина Е_i может быть принята равной 7. _нкпр - размер зоны, ограниченной нижним концентрационным пределом распространения пламени (НКПР) паров, определяемый в соответствии с формулами, приведенными в работе № 11.

Воздействие продуктов сгорания паровоздушной смеси в случае пожара-вспышки следует считать наиболее характерным фактором при сгорании паровоздушной смеси.

В реальных же условиях в пространстве, загроможденном технологическим оборудованием, происходит искривление фронта пламени. С увеличением поверхности фронта пламени скорость возрастает. При достижении скоростей распространения пламени, составляющих десятки и сотни метров в секунду, но не превышающих скорость распространения звука в данной среде (300 - 320 м·с^-1), дефлаграционное горение, которое генерируются ударные волны с максимальным давлением 20 - 100 кПа.

В определенных условиях дефлаграционное (взрывное) горение может перейти в детонационный процесс, при котором скорость распространения пламени превышает скорость распространения звука и достигает 1 - 5 км·с^-1.

Это происходит вследствие турбулизации материальных потоков, вызывающей сильное искривление и большое увеличение поверхности фронта пламени. При этом возникает ударная волна, на фронте которой резко повышаются плотность, давление и температура смеси. При возрастании этих параметров смеси до самовоспламенения горючего вещества возникает детонационная волна, являющаяся результатом сложения ударной волны и образующейся зоны сжатой, быстрореагирующей (самовоспламеняющейся) смеси.

Характерным примером перехода дефлаграционного горения в детонационный процесс можно рассматривать сложный пожар, который произошел полярной ночью в резервуарном парке установки переработки газового конденсата в заполярном городе Дудинка. Резервуарный парк состоял из двух групп: сырьевой (четыре резервуара РВС-5000 с газовым конденсатом) и товарной (три резервуара РВС-1000 с бензином и два резервуара РВС-400 с дизельным топливом).

Дул сильный ветер. Температура упала до -39 °С. В 19 ч 23 мин случилась авария - в районе насосной станции лопнул конденсатопровод диаметром 325 мм. Через приточную вентиляцию газовоздушная смесь попала внутрь помещения насосной, воспламенилась и взорвалась. Силой взрыва был разрушен резервуар № 1, в котором находились 5 тысяч тонн конденсата.

Лавина конденсата беспрепятственно перехлестнула через обвалование и разлилась по всей территории резервуарного парка на площади 13000 м².

Взрыв несет потенциальную опасность поражения людей и обладает разрушительной способностью (табл. 12.1).

Таблица 8.1. Степень поражения от воздействия избыточного давления при сгорании паровоздушных смесей

Степень поражения	Избыточное давление, кПа
Полное разрушение зданий	100
50% - ное разрушение зданий	53
Средние повреждения зданий (разрушение зданий без обрушения, разрушаются резервуары нефтехранилищ)	28
Умеренные повреждения зданий (повреждение внутренних перегородок, рам, дверей и т. п.)	12
Нижний порог повреждения человека волной давления	5
Малые повреждения (разбита часть остекления)	3

Определение опасных параметров воздействия избыточного давления взрыва, развиваемого при сгорании паровоздушных смесей, регламентировано ГОСТом Р 12.3. 047-98 «Пожарная безопасность технологических процессов. Общие требования. Методы контроля».

Избыточное давление взрыва, развиваемого при сгорании паровоздушных смесей, рассчитывают по формулам:

ΔР = Р_о (0,8 m_пр ^0,33/r + 3 m_пр^0,68/r ² + 5 m_пр/r ³),

где Р_о - атмосферное давление, кПа (допускается принимать равным 101 кПа);

r - расстояние от геометрического центра сгорания паровоздушной смеси, м;

m_пр - приведенная масса пара, кг.

Приведенная масса пара, кг, вычисляется по формуле

m_пр = (Q_сг / Q_o) m Z,

где Q_сг - удельная теплота сгорания пара, Дж·кг^-1;

Z - коэффициент участия горючих паров в горении, значение которого допускается принимать равным 0,1;

Q_o - константа, равная 4,52·10⁶ Дж·кг^-1;

m - масса паров ЛВЖ, испарившаяся с поверхности разлива, кг.

Категорирование наружных установок по пожарной опасности

По пожарной опасности наружные установки подразделяются на категории А_н, Б_н, В_н, Г_н и Д_н. Допускается классифицировать резервуарную группу, как категорию А_н (ЛВЖ с t _всп ≤ 28 °С) или Б_н (ЛВЖ с t _всп > 28 °С), если избыточное давление взрыва, развиваемого при сгорании паровоздушных смесей на расстоянии 30 м от наружной установки превышает 5 кПа

Исходные данные

Наименование ЛВЖ - Изопропиловый спирт

Масса паров изопропилового спирта, испарившаяся с поверхности разлива, m_п = 92,8 кг.

Размер зоны, ограниченной нижним концентрационным пределом распространения пламени паров, R_нкпр = 10,37 м

Удельная теплота сгорания изопропилового спирта, Q_сг = 34,04· 10⁶ Дж/кг.

Расчет

1. Радиус воздействия высокотемпературных продуктов сгорания паровоздушного облака при пожаре-вспышке R_F определяется приближенным соотношением      

_i - объемный коэффициент расширения продуктов сгорания

R_нкпр - распространения пламени паров

. Определяем приведенную массу

m_пр = (Q_сг / Q_o) m Z = (34,04·10⁶ /4,52·10⁶)·92,8 · 0,1 = 69,89 кг

Q_сг - удельная теплота сгорания пара, Дж·кг^-1;

Z - коэффициент участия горючих паров в горении, значение которого допускается принимать равным 0,1;

Q_o - константа, равная 4,52·10⁶ Дж·кг^-1;

m_п - масса паров ЛВЖ, испарившаяся с поверхности разлива, кг.

. Находим избыточное давление

ΔР = Р_о (0,8 m_пр ^0,33/r + 3 m_пр^0,68/r ² + 5 m_пр/r ³) =

= 101 [0,8 (69,89)^0,33/10 + 3 (69,89)^0,66/10² + 5 (69,89)/10³] = 116,245 кПа.

Р_о - атмосферное давление (допускается принимать равным 101 кПа);

r - расстояние от геометрического центра сгорания паровоздушной смеси, принимаем равным 10 м;

m_пр - приведенная масса пара, кг.

ΔР = Р_о (0,8 m_пр ^0,33/r + 3 m_пр^0,68/r ² + 5 m_пр/r ³) =

= 101 [0,8 (69,89)^0,33/20 + 3 (69,89)^0,66/20² + 5 (69,89)/20³] = 33,31 кПа.

r - расстояние от геометрического центра сгорания паровоздушной смеси, принимаем равным 20 м;

ΔР = Р_о (0,8 m_пр ^0,33/r + 3 m_пр^0,68/r ² + 5 m_пр/r ³) =

= 101 [0,8 (69,89)^0,33/30 + 3 (69,89)^0,66/30² + 5 (69,89)/30³] = 17,79 кПа

r - расстояние от геометрического центра сгорания паровоздушной смеси, принимаем равным 30 м;

ΔР = Р_о (0,8 m_пр ^0,33/r + 3 m_пр^0,68/r ² + 5 m_пр/r ³) =

= 101 [0,8 (69,89)^0,33/40 + 3 (69,89)^0,66/40² + 5 (69,89)/40³] = 11,87 кПа

r - расстояние от геометрического центра сгорания паровоздушной смеси, принимаем равным 40 м;

ΔР = Р_о (0,8 m_пр ^0,33/r + 3 m_пр^0,68/r ² + 5 m_пр/r ³) =

= 101 [0,8 (69,89)^0,33/50 + 3 (69,89)^0,66/50² + 5 (69,89)/50³] = 7,43 кПа

r - расстояние от геометрического центра сгорания паровоздушной смеси, принимаем равным 50 м;

Избыточное давление взрыва, развиваемое при сгорании паровоздушной смеси

Таблица 8.2

Расстояние от геометрического центра сгорания паровоздушной смеси, м	10	20	30	40	50
Избыточное давление, кПа	116,245	33,31	17,79	11,87	7,43

Зависимость избыточного давления взрыва от расстояния от геометрического центра паровоздушной смеси

Согласно Таблице 12.1 Методических рекомендаций и графику «Зависимость избыточного давления взрыва от расстояния от геометрического центра паровоздушной смеси» определяем возможное разрушение.

Полное разрушение зданий

% - ное разрушение зданий

Средние повреждения зданий (разрушение зданий без обрушения, разрушаются резервуары нефтехранилищ)

Умеренные повреждения зданий (повреждение внутренних перегородок, рам, дверей и т. п.)

Нижний порог повреждения человека волной давления

Допускается классифицировать резервуарную группу, как категорию А_н (ЛВЖ с t _всп ≤ 28 °С), если избыточное давление взрыва, развиваемого при сгорании паровоздушных смесей на расстоянии 30 м от наружной установки превышает 5 кПа

Способы и приемы противопожарной защиты

1. Здания, в которых расположены помещения управления (операторные), а также административные и другие непроизводственные здания, в которых предусмотрено постоянное пребывание людей, должны быть устойчивыми к воздействию ударной волны.

9. Расчет тепловой нагрузки от пожара проливов ЛВЖ и ГЖ

Тепловую нагрузку при пожарах проливов в произвольной точке на открытой площадке (синонимы: плотность падающего теплового излучения, интенсивность теплового излучения) q, кВт/м², рассчитывают по формуле

 

q = E_f F_q t,

где E_f - среднеповерхностная плотность теплового излучения пламени, кВт/м²;

F_q - угловой коэффициент облученности;

t - коэффициент пропускания атмосферы.

E_f принимают на основе имеющихся экспериментальных данных. Для некоторых жидких углеводородных топлив указанные данные приведены в табл. 13.2.

Таблица9.1. Среднеповерхностная плотность теплового излучения пламени

Топливо	Еf, кВт/м2, при d,					т,
	10	20	30	40	50	кг/(м2 с)
СУГ (пропан-бутан)	80	63	50	43	40	0,1
Бензин	60	47	35	28	25	0,06
Дизельное топливо	40	32	25	21	18	0,04
Нефть	25	19	15	12	10	0,04
Примечание  Для диаметров (d) очага менее 10 м или более 50 м следует принимать Ef такой же, как и для очагов диаметром 10 м и 50 м соответственно. т - удельная массовая скорость выгорания, кг/(м2 с)

При отсутствии данных допускается E_f принимать равной 100 кВт/м² для СУГ, 40 кВт/м² для нефтепродуктов.

Рассчитывают приведенный диаметр пролива d, м, по формуле

 

,

где F_ж - площадь пролива, м².

Рассчитывают высоту пламени Н, м, по формуле

 

,

где т - удельная массовая скорость выгорания топлива, кг/(м²·с);

r_в - плотность окружающего воздуха, кг/м³;

g - ускорение свободного падения, равное 9,81 м/с².

Определяют угловой коэффициент облученности F_q по формулам:

,

,

,

S₁ = 2r/d

 

r - расстояние от геометрического центра пролива до облучаемого объекта,       

 

h = 2H/d;

,

B = (1 + S²)/(2S).

Определяют коэффициент пропускания атмосферы по формуле

 

t = exp [-7,0·10^-4 (r - 0,5d)].

Продолжительность теплового воздействия пожара, с

 

t = d_ж r_ж / т,

d_ж - толщина слоя разлившейся жидкости, м;

r_ж - плотность жидкости, кг м^-3

т - удельная массовая скорость выгорания топлива, кг · м^-2·с^-1.

Категорирование наружных установок по пожарной опасности

По пожарной опасности наружные установки подразделяются на категории А_н, Б_н, В_н, Г_н и Д_н. В основу принадлежности наружной установки к категории В_н положена интенсивность теплового излучения от очага пожара.

Допускается классифицировать наружную установку, как категорию В_н:

o     если интенсивностью теплового излучения от очага пожара на расстоянии 30 м от наружной установки превышает 4 кВт м^-2;

o   наружная установка по признакам пожарной опасности не относится к категории А_н,или Б_н.

Способы и приемы снижения пожарной опасности

1. Применение систем обнаружения пожара и оповещения об обнаружении пожара.

. Установка теплозащитных экранов, водяной завесы.

. Здания, в которых расположены помещения управления (операторные), а также административные и другие непроизводственные здания, в которых предусмотрено постоянное пребывание людей, должны быть устойчивыми к воздействию тепловых нагрузок пожара и обеспечивать безопасность находящегося в них персонала.

Исходные данные для расчета

1) Наименование ЛВЖ - Изопропиловый спирт.

) Площадь пролива ЛВЖ, F_ж = 880 м².

) Удельная массовая скорость выгорания ЛВЖ, т = 4,18·10^-2кг/(м²·с);

) Плотность окружающего воздуха, r_в = 1,2 кг/м³;

) Ускорение свободного падения, g = 9,81 м/с².

Расчет

Приведенный диаметр пролива ЛВЖ

 

 

_ж - Площадь пролива ЛВЖ

Приведенный радиус пролива ЛВЖ, R_п = 19.5 м.

Высота пламени

 

 

d - Приведенный диаметр пролива ЛВЖ

т - Удельная массовая скорость выгорания ЛВЖ

r_в - Плотность окружающего воздуха

g - ускорение свободного падения

По табл. 13.2 методических рекомендаций определяем среднеповерхностную плотность теплового излучения пламени

E_f = 12 кВт/м².

При R_п= 19.5+5

Находим угловой коэффициент облученности F_q по следующим формулам:

h₁ = 2H/d = 2 · 33/39 = 1.69;

H - Высота пламени

d - Приведенный диаметр пролива ЛВЖ

S₁ = 2r/d = 2 · (19.5+5)/39 = 1.26;

r - расстояние от геометрического центра пролива до облучаемого объекта

d - Приведенный диаметр пролива ЛВЖ

 

B₁ = (1 + S₁²)/(2S₁) = (1 + 1.26²)/(2 ·1.26) = 1.03

 

.

Коэффициент пропускания атмосферы

 

t₁ = exp [-7,0·10^-4 ((r+5) - 0,5d)] = exp [-7,0·10^-4 (24.5- 0,5 · 39)] = 0,99

r - расстояние от геометрического центра пролива до облучаемого объекта

d - Приведенный диаметр пролива ЛВЖ

Интенсивность падающего теплового излучения на расстоянии 30 м от центра пролива ЛВЖ

 

q₁ = E_f F_q1 t₁ = 12 · 0.23 · 0,99 = 2,73 кВт/м².

При R_п= 19.5+10

Находим угловой коэффициент облученности F_q по следующим формулам:

h₂ = 2H/d = 2 · 33/39 = 1.69;

H - Высота пламени

d - Приведенный диаметр пролива ЛВЖ

S₂ = 2r/d = 2 · (19.5+10)/39 = 1.51;

r - расстояние от геометрического центра пролива до облучаемого объекта

d - Приведенный диаметр пролива ЛВЖ

 

B₂ = (1 + S₂²)/(2S₂) = (1 + 1.51²)/(2 ·1.51) = 1,08

 

.

Коэффициент пропускания атмосферы

 

t₂ = exp [-7,0·10^-4 ((r+10) - 0,5d)] = exp [-7,0·10^-4 (29,5- 0,5 · 39)] = 0,993

r - расстояние от геометрического центра пролива до облучаемого объекта

d - Приведенный диаметр пролива ЛВЖ

Интенсивность падающего теплового излучения на расстоянии 30 м от центра пролива ЛВЖ

 

q₂ = E_f F_q2 t₂ = 12 · 0.69 · 0,993 = 8,22 кВт/м².

При R_п= 19.5+20

Находим угловой коэффициент облученности F_q по следующим формулам:

h₃ = 2H/d = 2 · 33/39 = 1.69;

H - Высота пламени

d - Приведенный диаметр пролива ЛВЖ

S₃ = 2r/d = 2 · (19.5+20)/39 = 2,03;

r - расстояние от геометрического центра пролива до облучаемого объекта

d - Приведенный диаметр пролива ЛВЖ

B₃ = (1 + S₃²)/(2S₃) = (1 + 2,03²)/(2 ·2,03) = 1,26

 

.

Коэффициент пропускания атмосферы

 

t₃ = exp [-7,0·10^-4 ((r+20) - 0,5d)] = exp [-7,0·10^-4 (39,5- 0,5 · 39)] = 0,986

r - расстояние от геометрического центра пролива до облучаемого объекта

d - Приведенный диаметр пролива ЛВЖ

Интенсивность падающего теплового излучения на расстоянии 30 м от центра пролива ЛВЖ

 

q₃ = E_f F_q3 t₃ = 12 · 0.27 · 0,986 = 3,19 кВт/м².

Таблица 9.1. Тепловые нагрузки от пожара пролива жидкости

Расстояние от геометрического центра пролива жидкости, м	Rп + 5	Rп + 10	Rп + 20
Тепловая нагрузка пожара, кВт/м2	2,73	8,22	3,19

График зависимости тепловых нагрузок пожара от расстояния

Заключение

В данном курсовом объекте мы рассчитали:

Уровень взрывоопасности технологической системы «РВС - ЛВЖ».

Установили, что взрывоопасная концентрация будет существовать внутри

резервуара в течении суток, так как t_ж>t_нп. Так же приняли меры пожарной безопасности, направленные на повышение устойчивости технологической системы «РВС - ЛВЖ» к возникновению пожара

. Применение для хранения ЛВЖ резервуаров с понтонами.

. Использование защитного газа (азот или метан) в герметизированных технологиях хранения для резервуаров со стационарными крышами.

Ожидаемая частота возникновения пожаров при нормальном функционировании технологической системы «РВС - ЛВЖ».

Выяснили, что частота возникновения пожара будет равна 5.5· 10^-21/год. Так же приняли меры пожарной безопасности, направленные на повышение устойчивости технологической системы к воздействию источников зажигания

1.  Ужесточение требований к молниезащите резервуаров.

2.       Для защиты от статического электричества - применение технических решений, обеспечивающих нейтрализацию разрядов статического электричества.

.        Создание условий, обеспечивающих предотвращение образования пирофорных отложений.

Параметры, характеризующие пожарную опасность распространения пожара на резервуар с ЛВЖ, расположенный рядом с горящим резервуаром.

Установили, что элемент конструкции облучаемого резервуара не может послужить источником зажигания. Привели способы и приемы противопожарной защиты резервуара, расположенного рядом с горящим резервуаром

1. Применение систем водяного орошения резервуаров.

. Увеличение расстояний между резервуарами.

. Создание условий для быстрой локализации и ликвидации пожара.

Геометрические параметры пожарной опасности разлива ЛВЖ при полном разрушении РВС. Привели способы и приемы снижения пожарной опасности

 Массу паров аллилового спирта при испарении с поверхности разлива

Привели способы и приемы защиты:

o покрытие поверхности разлива пенами различной кратности;

o   применение реагентов, активно впитывающих жидкость;

o   разбавление пожароопасных водорастворимых жидкостей водой;

o   самотечный слив разлившейся жидкости в аварийные емкости или амбары;

o   откачка разлившейся жидкости насосами.

 Зону взрывоопасных концентраций паров при разливе ЛВЖ.

Пришли у выводу, что граница зоны, ограниченной НКПР паров ЛВЖ, будет проходить:

o     по горизонтали на расстоянии 7.97 м от границы разлива;

o   по вертикали - на высоте 0,37 м от поверхности разлива.

Опасные факторы пожара при сгорании паровоздушных смесей на открытой технологической площадке.

Сделали вывод. Согласно Таблице 12.1 Методических рекомендаций и графику «Зависимость избыточного давления взрыва от расстояния от геометрического центра паровоздушной смеси» определяем возможное разрушение.

Полное разрушение зданий

% - ное разрушение зданий

Средние повреждения зданий (разрушение зданий без обрушения, разрушаются резервуары нефтехранилищ)

Умеренные повреждения зданий (повреждение внутренних перегородок, рам, дверей и т. п.)

Нижний порог повреждения человека волной давления

Тепловые нагрузки при пожарах проливов ЛВЖ и ГЖ.

Используемая литература

1.   N 123-ФЗ "Технический регламент о требованиях пожарной безопасности"

2.       РД 34.21.122-87 «Инструкция по устройству молниезащиты зданий и сооружений»

.        Правила устройства электроустановок ПУЭ

.        СНиП 23 - 01 - 99. «Строительная климатология»

.        СНиП 2.01.01-82 "Строительная климатология и геофизика"

.        СНиП 2.11.03-93 «Склады нефти и нефтепродуктов противопожарные нормы».

7.       ГОСТ Р 12.3.047-98"Система стандартов безопасности труда. Пожарная безопасность технологических процессов. Общие требования. Методы контроля"

8.   Определение категорий помещений, зданий  и наружных установок по взрывопожарной и пожарной опасности НПБ 105-03