CC BY
29
УДК 614.841; 662.312; 536.37
Р. Ш. Еналеев, Г. С. Дьяконов
СИСТЕМНЫЙ АНАЛИЗ ПОЖАРНОЙ ОПАСНОСТИ МАТЕРИАЛОВ ИНДИВИДУАЛЬНОЙ ЗАЩИТЫ
Ключевые слова: системный подход, пожар, моделирование, критерии, зажигание, ожоги, прогнозирование.
Проведен системный анализ отечественных и зарубежных данных по физическому и математическому моделированию процессов в системе «тепловой источник - текстильный материал - воздушный зазор - кожный покров». Предложены новые критерии зажигания материалов индивидуальной защиты и теплового поражения человека. Представлены результаты моделирования физико-химических и биологических процессов в элементах системы.
Keywords: system approach, fire, modeling, criteria, ignition, burns, prediction.
The system analysis of domestic and foreign data on physical and mathematical modeling of processes in system "thermal source - textile material -air gap - skin" is conducted. New ignition criteria of materials of individual protection and human thermal damage are offered. Results of modeling ofphysio-chemical and biological processes in elements of system are presented.
Введение
Опасность импульсного нагрева человека может возникнуть в аварийных ситуациях в аэрокосмической технике, атомной энергетике, нефтехимической технологии, а также в террористических актах и потенциально возможных военных конфликтах.
Интенсивное воздействие опасных факторов пожара на открытые и защищенные одеждой участки кожного покрова увеличивает вероятность возникновения теплового поражения. Количество пострадавших различной степени тяжести зависит от распределения интенсивности тепловых потоков в пространстве и времени относительно опасных тепловых источников.
В чрезвычайной ситуации возникает проблема оперативного прогнозирования количества санитарных потерь и летальных исходов. Первоочередными задачами является установление сценария развития аварийного события. определения плотности тепловых потоков на различных расстояниях от источника и распределения плотности обслуживающего персонала и населения в зонах поражения.
Прогнозирование опасных зон поражения и количества пострадавших с различной степенью тяжести возможно только на основе современных методов математического моделирования аварийных ситуаций в реальном масштабе времени.
Теоретической основой создания и совершенствования известных методов являются физико-математические модели сопряженных процессов и явлений во всех элементах системы «опасный источник - покровный слой защитной одежды - многослойный пакет внутренних слоев с воздушными зазорами - структурные слои кожного покрова человека».
По имеющимся данным, комплекс таких вычислительных моделей для всей системы отсутствует. Имеются публикации в различных областях знаний по некоторым аспектам физического и математического моделирования отдельных элементов системы.
Таким образом, создание теоретических основ методологии прогнозирования последствий воздействия опасных факторов пожара на материалы индивидуальной защиты человека является важной социально-экономической проблемой.
1. Физико-математические модели системы индивидуальной защиты
В данном разделе основное внимание фокусируется на проблемах индивидуальной защиты от поражающего воздействия интенсивных тепловых источников с учетом результатов предыдущих исследований [1, 2].
В связи с исключительной сложностью высокотемпературных нестационарных процессов переноса в системе «тепловой источник - покровный слой - пакет материалов - кожный покров» предлагается в прикладном аспекте рассматривать три уровня физико-математических моделей.
Модели первого уровня являются результатом обработки экспериментальных данных. Они предназначены для сравнительной количественной оценки защитных свойств элементов системы при критических условиях воздействия поражающих факторов.
Экспериментальные модели представляют собой элементарные функции, аппроксимирующие экспериментальные данные. Для процессов зажигания горючих материалов определяется зависимость времени зажигания от плотности теплового потока. Для прогнозирования термических ожогов - определяется зависимость порогового теплового импульса от времени экспозиции.
Из моделей первого уровня наибольшее практическое значение имеет кибернетическая модель «черного ящика». В качестве входов используется поражающее воздействие тепловых источников в виде граничных условий теплообмена между опасными источниками и пакетом одежды или кожным покровом. В качестве выходов - экспериментальные данные по критическим значениям плотности теплового потока и временем его воздействия на биообъект или его имитатор. Функциональная зави-
симость между «входами» и «выходами» системы «опасный источник - кожный покров» определяется по экспериментальным данным.
В результате обработки опытных данных в медицинской статистике [3] обоснована линейная зависимость между дозой теплового воздействия и вероятностями возникновения ожогов различной степени тяжести. Линейная зависимость получила название пробит-функции.
Модели второго уровня создаются для имитации динамики изменения параметров элементов системы, максимально приближенной к реальным условиям нагрева тепловым импульсом.
Из моделей и критериев теплового поражения практически важное значение имеют модели термического разложения и критерии зажигания покровного слоя пакета одежды. Модели тепло- и массообмена во внутренних слоях и воздушных зазорах. Модели процесса теплопередачи в структурных слоях кожного покрова биообъектов и критерии возникновения термических ожогов различной степени тяжести.
Модели третьего уровня предназначены для численного моделирования и прогнозирования процессов взаимодействия между всеми элементами системы.
При этом целесообразнее рассматривать парные элементы системы с заданием граничных условий тепло- и массобмена между сопряженными элементами системы.
Комплекс моделей третьего уровня является теоретической основой метода прогнозирования массовых тепловых поражений в чрезвычайных ситуациях.
1.1. Элементы «тепловой источник-
покровный слой» 1.1.1. Модели тепловых источника
Источниками импульсного нагрева при горении сжиженных углеводородов [4], ракетного топлива [5], светового излучения ядерных взрывов (СИЯВ) [6] являются крупномасштабные огненные шары (ОШ). Для ОШ характерно наличие мощного, но кратковременного импульса излучения. В [7] приводятся результаты обработки экспериментальных данных, согласно которым независимо от массы аварийного выброса углеводородного топлива диаметр ОШ в течение У периода горения увеличивается от начального до максимального значения.
От обоснованного выбора модели горения топлива зависят закономерности процессов во всех остальных элементах системы.
При физическом и математическом моделировании ОШ в литературе предлагается множество подходов и моделей - теоретических, полуэмпирических, экспериментальных. Адекватность полуэмпирических и теоретических моделей устанавливается в сравнении расчетных данных с экспериментальными формулами, полученными в результате анализа сотен реальных аварийных ситуаций.
В теоретических моделях сложная внутренняя структура ОШ изучается с привлечением К-е моделей и методов, разработанных в гидродинамике
конвективных течении и теории радиационного переноса.
Однако для оперативного анализа аварийных ситуаций в режиме on-line CFD-технологии требуют значительных затрат машинного времени. Кроме того, отсутствует единый подход в разработке универсальных программ для различных сценариев образования и горения ОШ в реальном диапазоне масс аварийного выброса топлива.
Очевидно, что необходимо развивать подходы по созданию полуэмпирических и инженерных моделей динамики и излучения ОШ, которые были бы адекватны экспериментальным и реальным данным и позволяли оперативно оценивать опасные зоны воздействия поражающих факторов ОШ.
Решение поставленной задачи позволяет прогнозировать опасные зоны поражения и обосновывать управленческие решения по ликвидации последствий аварии.
Например, в [8] предложена инженерная модель горения углеводородных газов при аварийном разрушении технологического оборудования. Модель адекватно описывает динамику изменения размеров огненного шара за счет теплоты химических реакций и излучения высокотемпературных продуктов горения. Компьютерная модель горения газов может быть использована в качестве элемента системы «источник излучения - объекты окружающего пространства» для оценки и прогнозирования чрезвычайных ситуаций при крупномасштабных авариях.
В экспериментальных моделях углеводородных пожаров основное внимание уделяется изучению интегральных характеристик - максимального диаметра горящего облака - Ds, максимальному времени горения - Ts, высоте подъема за время сгорания - Hs. Расчетные формулы строятся из условия равенства начальной полной энтальпии горючего газа и энтальпии продуктов горения [9]:
H исх (T0) = fcpdT + Qa
0
Tr
H прод (Tr) = { cpdT,
(1)
(2)
где Т0 - начальная температура горючей смеси, Ср
- теплоемкость при постоянном давлении, О - теплотворная способность газа, а - безразмерная концентрация горючего вещества, к которому отнесен тепловой эффект реакции.
Физическое моделирование импульсного нагрева в лабораторных условиях включает ряд сложных технических задач. Источники излучения должны обеспечивать плотность теплового потока в зоне нагрева до нескольких миллионов Вт/м2 и безынерционное регулирование подводимой к объекту энергии излучения. Отмеченным требованиям удовлетворяют газоразрядные источники излучения [10, 11]. Физическое моделирование природных пожаров можно проводить с помощью твердотельных источников излучения [12].
Применение дуговых ксеноновых трубчатых ламп в режиме перегрузок имитирует реальные ситуации воздействия высокоинтенсивных тепловых потоков. В аэрокосмической технике - для исследования тепловой защиты объектов при вхождении в плотные слои атмосферы [13] и зажигания ракетных топлив [14]. В техногенных авариях - для моделирования излучения ОШ [15, 16]. В террористических актах - теплового излучения взрывчатых веществ [17]. В военных конфликтах - для моделирования СИЯВ [18].
Достоверное определение плотности теплового потока также является ключевой задачей, так как ошибки в его измерении могут привести к не адекватным реальным условиям результатам моделирования. В тестированных методах ВНИИПО широкое распространение получил датчик тепловых потоков Гардона [19], предназначенный для измерения постоянных или медленно изменяющихся тепловых потоков.
Если возможность применения датчика Гардона для градуировки статических тепловых потоков от радиационных панелей не вызывает сомнений, то правомерность его применения для измерения интенсивных динамических тепловых потоков за пакетом одежды должна быть обоснована специальными исследованиями.
Впервые для измерения параметров ядерного взрыва в Спецсекторе ИХФ РАН под руководством нобелевского лауреата, академика Н.Н. Семенова был разработан ряд уникальных приборов, в том числе и для измерения плотности и энергии теплового излучения [20]. Для измерения максимальной плотности светового потока разработан калориметр механического действия А. А. Ковальского и измерители теплового излучения во времени (ИТИ) с калориметрическими медными элементами.
В [21] проведена оценка зачерненных покрытий и теплопотерь с облучаемой поверхности на температурное поле медной пластины калориметра.
Диагностика энергетических параметров динамических тепловых потоков импульсного нагрева является одной из сложных некорректно поставленных задач математической физики. Для решения применяется технология обратных задач нестационарной теплопроводности.
1.1.2. Зажигание синтетических топлив
Исследование закономерностей воспламенения и горения природных и синтетических полимеров имеет важное прикладное значение в аэрокосмической технике, химической технологии, пожарной безопасности и других приоритетных областях науки и техники.
Наиболее распространенным природным полимером является целлюлоза. Целлюлозные материалы - торф, древесина, ткани, бумага и композиты на основе целлюлозы условно можно отнести к твердым натуральным топливам. Конденсированные вещества и системы - пороха, твердые ракетные топлива, пиротехнические составы и другие синтетические энергетические вещества и материалы являются синтетическими топливами.
Принципиальное отличие синтетического топлива от натурального состоит в том, что в нем окислитель (кислород) и горючее (водород и углерод) присутствует в одной молекуле или идеально смешаны.
В натуральном твердом топливе окислитель (адсорбированный кислород воздуха) присутствует не только на поверхности, но и во всем капиллярно-пористом объеме материала. Можно предположить, что горючее (продукты пиролиза и углеродистый остаток) в процессе термического разложения и воспламенения также идеально перемешивается и контактирует с окислителем и зажигание проходит в кинетической области [22].
Кроме того, синтетическое твердое топливо (например, нитроцеллюлоза и нитроглицериновый порох) образуется при обработке натуральной целлюлозы азотной кислотой. Логично сделать допущение, что воспламенение синтетических и капиллярно-пористых натуральных твердых топлив происходит по подобному физико-химическому механизму. Выдвинутая гипотеза мотивирует поиск единого критерия прогнозирования характеристик зажигания твердых синтетических и натуральных топлив.
Для расчета характеристик зажигания в тепловой теории зажигания [23-25] применяется элементарная модель из системы уравнений нестационарной теплопроводности (3) и гомогенной экзотермической реакции (4). Уравнение распространения тепла для твердофазной тепловой модели зажигания имеет следующий вид:
дТ д2Т , ч
= + дк (т ,ц) (3)
дт дх
дц дт
k (т,ц) = k0 -(1 -vf exp(-e/rT) (4)
где Т - температура, К; Q - тепловой эффект
реакции на ед. объема, Дж/м3; к (т, ц) - скорость
химической реакции, 1/с; кд - предэкспонент, 1/с; Е - эффективная энергия активации, Дж/моль; ц -глубина превращения; п - порядок реакции; с -
з 2
теплоемкость, Дж/(кг-К); р - плотность, кг/м ; л -коэффициент теплопроводности, Дж/(м-К-с); Я -газовая постоянная, Дж/моль.
Для математического описания явления зажигания в общем случае необходимо рассматривать систему уравнений, включающую в себя уравнения теплопроводности и диффузии с химическими источниками, объемными источниками нехимической природы, гидродинамические уравнения, кинетическое уравнение или их систему.
Очевидно, решение уравнений в полной математической постановке представляет непреодолимые математические трудности. Поэтому в тепловой теории зажигания делается ряд следующих упрощений. Передача тепла по веществу происходит только за счет теплопроводности. При на-
греве в веществе не берутся в расчет фазовые превращения и диффузионный перенос продуктов реакции. В системе имеется единственный источник тепла - одностадийная необратимая химическая реакция. Зажигаемое вещество представляется в виде полуограниченного тела с плоской поверхностью.
Момент перехода от стадии инертного нагрева до ускоряющейся химической реакции является асимптотическим процессом и математически точное определение периода воспламенения невозможно. Поэтому
характеристики зажигания определяются различными приближенно-аналитическими
методами.
Согласно приближенному методу Аверсона А.Э., Барзыкина В.В., Мержанова А.Г. (АБМ) [26], зажигание наступает тогда, когда скорости теплоприхода от внешнего источника и химической реакции становятся равными:
д (г* ) = Qko I ехр Е / ЯТ^х, х* (5)
где х* - время задержки воспламенения,
надстрочный индекс Л относится к переменным, рассчитываемых для химически инертного тела. Условие (5) означает, что суммарное
тепловыделение в зоне реакции в момент х*
превышает или равно теплоотводу из зоны реакции вглубь топлива.
Ассовским И.Г., Закировым З.Г., Лейпунским О.П. (АЗЛ) [27] критическое условие формулируется в другой постановке:
/
T
S
\
1/2
2XpQk0 \ exp (-E / RT)dT
(6)
> -
x(dT / dx)
x=x
R
где хЯ , м - характерная ширина зоны реакции,
определяемая расстоянием, на котором скорость тепловыделения уменьшается в е раз по сравнению с максимальной на поверхности. Условие (6) означает, что суммарное тепловыделение в зоне
реакции в момент гз превышает или равно
теплоотводу из зоны реакции вглубь топлива.
В методе разбиения на стадии [25, 28], в одной из них пренебрегают химической реакцией, в другой - теплопроводностью. «Сшивка» решений проводится по температуре поверхности. В [29] для поверхностного дифференциального объема момент зажигания оценивается по отношению тепловыделения от химической реакции к сумме того же тепловыделения и скорости роста температуры химически инертного тела.
Для идеализированных поверхностных механизмов статического нагрева (постоянный тепловой поток, постоянная температура поверхности) в
тепловой теории получены линейные зависимости между характеристиками зажигания в полулогарифмических координатах.
Однако для реального, наиболее важного сценария с точки зрения пожарной безопасности нагрева излучением такие линейные зависимости в тепловой теории не установлены.
Кроме того, модели и критерии зажигания синтетических топлив применяются для модели полуограниченного тела.
В связи с изложенным, в задачи исследования входило обоснование однозначного критерия зажигания. Критическое значение критерия должно быть инвариантно к механизмам нагрева, геометрическим моделям полуограниченного тела и неограниченной пластины, кинетическим параметрам экзотермической реакции, теплофизическим свойствам топлива. Практическая применимость нового критерия устанавливается путем сравнения с традиционными критериями при зажигании поверхностным тепловым потоком и экспериментальными данными.
При разработке критерия зажигания принята идея Ле Шателье, в которой для оценки тепловых эффектов используются температурные измерения инертного эталона и реагирующего образца. Развитие идеи состояло не только в определении разницы температур, но и в сравнении скоростей ее изменения для инерта и образца с физико-химическими превращениями.
В предлагаемом подходе, в отличие от методов [25-29], одновременно решаются два одномерных нестационарных уравнений Фурье. Первое - с учетом источников нехимической природы и физико-химических превращений, второе - уравнение теплопроводности без источников. Критерий зажигания представляется в виде отношения скоростей роста температуры поверхностных дифференциальных объемов для обоих уравнений. В численном алгоритме решения на каждом шаге интегрирования по времени упомянутое отношение аппроксимируется приращением температур поверхности. Поэтому его критическое значение должно быть инвариантным к виду граничных условий теплообмена с окружающей средой.
Кроме того, при анализе динамических режимов нагрева [24] установлено, что связь между характеристиками зажигания также описывается простым универсальным отношением гамма функций («универсальная» кривая). Объясняется это тем, что на пределе зажигания «важной оказывается не предыстория процесса, а соотношение между скоростями теплоотвода и тепловыделения в момент зажигания».
Как показали результаты вычислительного эксперимента (ВЭ), критическое значение критерия зажигания адекватное экспериментальным данным оказалось инвариантным к оптико-геометрическим и теплофизическим свойствам топлива, механизму нагрева, видам топлива. Поэтому предлагаемый критерий зажигания условно назван «универсальным» (UC - Universal Criterion).
Сравнение критериев иС, АБМ и АЗЛ по характеристикам зажигания представлено на рис.1 и в табл.1.
V = 3,31 7">". л.'.;
14 V 1& 104 1
• ■ иС - АЗЛ, АБМ г ' к
Рис. 1 - Зависимость времени воспламенения нитроцеллюлозы от температуры зажигания при воздействии постоянного поверхностного теплового потока. Критерии: • - иС, ▲ - АБМ [26], ■ - АЗЛ [27]; значения плотности теплового потока (кал/см2/сек) - 0,5;1;2;5;10;20;50;100 (значения соответствуют точкам на линейном графике, расположенных справа налево)
Сравнение критериев АБМ, АЗЛ и иС показало высокую сходимость с расчетными и экспериментальными [30] данными по воспламенению баллиститных порохов.
Сравнение ИС с другими традиционными критериями показано в табл. 1. При относительно большом коэффициенте поглощения критерии ИС, АБМ и АЗЛ в отличие от критериев Вилюнова и Хикса фиксируют практически одинаковые характеристики зажигания.
Таблица 1 - Сопоставление критериев воспламенения нитроцеллюлозы при объемном нагреве тепловым излучением с коэффициентом поглощения 105 1/м
Номера строк кВт м2 ТтГ , сек Ъ, 0С Критерии
1 18,15 216 Вилюнова
2 21,55 239 Хикса
3 20 22,76 261 ис
4 22,77 262 АЗЛ [27]
5 22,77 262 АБМ [26]
6 0,2772 263 Вилюнова
7 0,3279 291 Хикса
8 200 0,3465 318,6 АЗЛ [27]
9 0,3466 319 ис
10 0,3467 319,5 АБМ [26]
11 420 •Ю-5 320,5 Вилюнова
12 496^10-5 354,7 Хикса
13 2000 524^10-5 388,7 АЗЛ [27]
14 525 10-5 389,8 ис
15 525^10-5 390,1 АБМ [26]
Однако, как видно из графиков рис.2, при определении характеристик зажигания
неограниченной пластины результаты по критериям АБМ и АЗЛ существенно отличаются от критерия ИС.
Неограниченная пластина имитирует поперечные размеры текстильных материалов (0,50,7 мм) при коэффициенте поглощения 1500 1/м.
1л(т)
У у-'
Г
:
А !
/у * 1 !
__4—-
/
1 ^
-1-\- """"Г"" -\- -\-\- —\— —1
14,5 15 15,5 16 16,5 17 17,5 18 18,5 19 Ю* 1
Т ' К
Рис. 2 - Зависимость времени воспламенения нитроцеллюлозы от температуры зажигания при различных механизмах нагрева: •,■ -постоянный поверхностный тепловой поток, ▲ ,♦ - объемный нагрев тепловым излучением при различных коэффициентах поглощения в диапазоне 100-105 1/м; •, ▲ - полуограниченное
тело; ■, ♦ - неограниченное пластина; - -
критерий иС;------традиционные критерии; * -
АБМ, х - АЗЛ; значения плотности теплового потока (кВт/м2) - 20, 100 ,450, 1000, 2000 (значения соответствуют точкам на линейном графике, расположенных справа налево)
В выводах данного параграфа можно ометить следующее. Угловые коэффиценты линейных зависимостей на рис. 1 и 2 определенные по критерию ИС, одинаковые. Их значение, равное отношению Е/Я, отличается от достоверных экспериментальных и теоретических данных [23] не более, чем на 0,5 %. Рассчитанное значение инвариантно к механизму теплообмена тела с окружающим пространством (точки •,■), плотности теплового потока (точки на сплошных линиях графиков), геометрическим размерам (точки •, ▲ и ■ , ♦), коэффицеенту поглощения излучения (точки ▲ ,♦), теплофизическим свойствам топлива (условно не показано).
Значение Е/Я, определенное по критерию АБМ, занижено на 35%, а по критерию АЗЛ завышено на 100% по сравнению с [23].
Следовательно, критерй ИС инвариантен к упомянутым переменным и может быть использован для определения характеристик ажигания топлив в широком диапазоне изменения их свойств.
После обоснования ИС его одназначное значение использовалось для определения характеристик зажигания целлюлозных материалов.
1.1.3. Модель зажигания целлюлозных материалов
Результаты численного моделирования зажигания таких целлюлозных материалов, как древесина, бумага, текстильные материалы, опады листьев, хвойных иголок и т.д. имеют важное практическое значение при определении критических условий возникновения вторичных очагов пожара и тепловых поражений человека.
В отличие от элементарной модели тепловой теории зажигания, моделирование зажигания горючих полимерных материалов с физико-химическим превращениями вызывает непреодолимые математические трудности. Сложность заключается не столько в физико- математической постановке, сколько в идентификации многочисленных переменных коэффициентов и кинетических параметров. Эти неизвестные переменные входят в правую часть уравнения Фурье, в котором появляется множество объемных источников химической и нехимической природы.
Зажигание полимерных текстильных материалов представляет собой сложный нестационарный физико-химический процесс.
Наиболее важными и наименее изученными процессами интенсивного термического разложения являются объемное испарение, пиролиз и воспламенение продуктов разложения как в газовой, так и в конденсированной фазах.
В математической постановке зажигания таких гетерогенных систем с физико-химическими превращениями предлагаются для каждой стадии свои кинетические и термические характеристики. Для полупрозрачных тел, какими являются целлюлозные материалы, необходимо учитывать объемный нагрев материала за счет излучения. Тогда уравнение закона сохранения энергии можно представить в виде:
ср(Т) — = V
8г 8x I dx
(7)
f1 -Tv)
exp
( E. ") _i_
RT
exp(-yx).
где Т - абсолютная температура; X - коэффициент
теплопроводности, k - предэкспонент; с - удель-/
ная теплоемкость; Е - энергия активации, Я -/
газовая постоянная, р(Т ) - плотность, ц - коэффициент поглощения, д - значение теплового потока на поверхности, Q - тепловой эффект физико/
химических превращений; / = 1 - стадия испарения, I = 2 - пиролиза I = 3 - химической реакции.
В сумме во всех выражениях для источников присутствует около 30 переменных коэффициентов и кинетических параметров. Для определения неко-
торых из них имеются стандартные методики, для других - литературные данные. При высокоинтенсивном нагреве полимерных материалов подавляющее большинство коэффициентов изменяются в результате их зависимостей от температуры. Данные по этим зависимостям практически отсутствуют. Поэтому в модели приняты интегральные значения характеристик. Но и по интегральным значениям сведения также крайне ограничены. Для определения интегральных значений коэффициентов и кинетических параметров применяются методы идентификации переменных в ВЭ.
Таким образом, теоретическое и экспериментальное обоснование новых подходов и критериев зажигания целлюлозных материалов имеет важное прикладное значение. Сложность проблемы связана с необходимостью учета различных механизмов нагрева, нестационарных физико-химических превращений в широком диапазоне изменения интенсивности радиационно-конвективного нагрева, теплофизических и оптико-геометрических свойств материалов, параметров состояния окружающей среды.
В [32] впервые предложен критерий UC для прогнозирования характеристик зажигания текстильных материалов и установлена его адекватность экспериментальным данным.
Адекватность критерия экспериментальным данным дополнительно установлена в экспериментах по воспламенению другого целлюлозного материала - различных пород древесины.
Древесина является традиционным материалом в строительстве и самым распространенным природным полимерным композиционным горючим материалом.
Создание теоретических основ процессов воспламенения и горения древесины является актуальной проблемой оценки ее пожарной опасности. За последние полвека в работах Simms, Гайнутдинова, Roberts, Kung, Гришина, Kashiwagi, Конева, Mikkola, Torvi, Асеевой, Urbas, Agarwal, Еналеева, Babrauskas, Torero, Кузнецова, Филькова и др. приводится огромный объем расчетных и экспериментальных данных по различным стадиям термоокислительной деструкции древесины - испарению, пиролизу, химическим реакциям в твердой и газовой фазах.
Однако в литературе крайне ограничены сведения по моделям, прогнозирующим характеристики зажигания и опасные зоны воспламенения лесных горючих материалов и конструкций из древесины в чрезвычайных ситуациях в режиме on-line.
В ВЭ и опытной проверке адекватности модели в качестве объекта исследования выбраны образцы сосны, березы и дуба. Эксперименты проводились на установке теплового излучения в диапазоне плотности теплового потока 20 - 50 кВт/м2. Температура поверхности образцов в процессе нагрева и воспламенения измерялась ленточными микротермопарами с применением АЦП фирмы L-Card. Время задержки воспламенения - по резкому излому на температурной записи поверхности при нагреве от радиационной панели.
Доверительный интервал по результатам экспериментального измерения температуры поверхности составил 5%, времени задержки воспламенения - 10%. В указанных интервалах находятся результаты ВЭ по определению характеристик зажигания древесины.
Таким образом, выдвинутая гипотеза о подобии закономерностей зажигания твердых синтетических и натуральных топлив может быть принята для прогнозирования характеристик зажигания материалов индивидуальной защиты с применением универсального критерия иС.
1.2. Элементы «слои пакета с зазорами»
В пакете материалов с воздушными зазорами тепломассообмен между слоями в процессе нагрева и термического разложения материалов осуществляется теплопроводностью, конвекцией и излучением. Интенсивность каждого механизма теплопередачи зависит от плотности падающего теплового потока.
При относительно незначительном уровне плотности падающего теплового потока излучения (до 80 кВт/м2) конвективная теплопередача в зазоре не учитывается.
В зарубежных исследованиях приводятся результаты расчетов и экспериментов по линейному распределению температуры в зазорах. Тепловой поток в зазорах рассчитывается суммированием коэффициентов молекулярной теплопроводности и излучения.
Однако при высокоинтенсивном нагреве от реальных техногенных пожаров, превалирующим механизмом теплопередачи в пакете материалов с воздушными зазорами является конвективный тепломассообмен [33].
Движущей силой массообмена является градиент давления, возникающий при вскипании влаги и конденсации продуктов разложения на поверхности внутренних слоев пакета и кожи биообъекта. Аналогичный механизм тепломассообмена наблюдается в тепловых трубах. При этом эффективный коэффициент теплопроводности в многослойной системе может превышать значения, соответствующие самым «теплопроводным» металлам (серебро, медь).
Для расчета теплопередачи в таких системах известен другой подход [34]. В нем рассматривается теплообмен в ограниченном пространстве, закономерности которого описываются критериальными уравнениями теории подобия. Эффективный коэффициент
теплопроводности Хэкв определяется из соотношения:
Xэ» / Х = в„, (8)
где X - нормальный коэффициент теплопроводности воздуха, £к - коэффициент конвекции, зависящий от произведения критериев Грасгофа и Прандтля.
Ниже приводится пример применения методов физического и математического моделирования процессов термического разложения материалов индивидуальной защиты.
В ОАО «КазХимНИИ» в рамках ФЦП «Национальная система химической и биологической безопасности Российской Федерации (2009-2014 годы)» разработан композиционный материал - КМ-ЛТ [35]. Разработанный материал состоит из пяти слоев, включающих в себя текстильную основу с двухсторонним покрытием на основе бутилкаучука и тройного этиленпропиленового каучука и двух слоев на основе смеси хлорсульфированного полиэтилена и полихлоропрена. В фронтальном слое материала присутствует антипирен.
Результаты испытаний прорезиненного многослойного КМ-ЛТ показали стойкость материала к открытому пламени в течение 10 секунд.
Однако в реальных условиях наибольшую опасность для человека представляет воздействие радиа-ционно-конвективного нагрева. Поэтому в зарубежных стандартах проводится оценка материалов одежды от воздействия как открытого пламени [36], так и теплового излучения [37]. С целью повышения защитных свойств от воздействия теплового излучения проведена модификация рецептуры фронтального слоя и технология склеивания слоев.
В результате испытаний модифицированного КМ-ЛТ по [37] с автоматизированным измерением термодинамических параметров было установлено новое физико-химическое явление-«вспучивание» фронтального слоя. Механизм вспучивания обусловлен отслоением фронтального слоя при его нагреве выше 180 °С от других слоев, эластичного растягивания, образованием герметичного воздушного зазора.
В отличие от традиционных вспучивающих покрытий (красок) за счет образования пенококса, в КМ-ЛТ теплозащитный эффект достигается в самом материале за счет образования паровоздушного зазора.
Сравнительные испытания материалов на радиационной панели при плотности теплового потока излучения 40 кВт/м2 и времени экспозиции 10 сек показаны на рис.3.
о -I—I——----—----——I—
О 5 10 15 20 35 30 35 40 « 50 55 СО 65 70 75 Врем*, с
Рис. 3 - Изменение температуры имитатора кожи за защитными материалами с зазором 5 мм: 1 -негорючий материал из синтетических волокон (ТегтоЮЛ), 2 - хлопко-полиэфирная ткань (Меланж), 3 - ткань с замедлителем горения (Ме-ланж-ЗГ), 4 - серийно выпускаемый светоотражающий материал для пожарных (Термит), 5 -КМ-ЛТ
Результаты испытаний показали, что КМ-ЛТ превосходит испытанные материалы по огне- и термозащитным свойствам при заданных условиях нагрева и сравнимых значений поверхностной плотности.
Проведено численное моделирование процесса теплопередачи в КМ-ЛТ в процессе инертного нагрева, термического разложения и образования паровоздушного зазора. Сложный теплообмен в зазоре моделируется введением эквивалентного коэффициента теплопроводности, изменяющейся геометрией образца, сменой граничных условий теплопередачи между слоями в процессе термического разложения.
По защитным показателям и конструктивному исполнению КМ-ЛТ и костюмы на его основе не уступают лучшим зарубежным образцам (TeamMaster pro - ET, Vautex Elite ET), а по огне- и теплозащитными свойствами превосходят зарубежные аналоги
1.3. Элементы «пакет-кожный покров» 1.3.1. Экспериментальная модель
Проблема количественной оценки массового поражения людей тепловым излучением впервые возникла после первых испытаний атомного оружия.
По опубликованным зарубежным источникам критические значения порогового импульса теплового поражения обоснованы в результате обработки огромного объема расчетно-экспериментальных данных по воспроизведению термических ожогов различной степени тяжести при облучении открытых участков кожного покрова. Данные исследования проводятся начиная с сороковых годов прошлого столетия и до настоящего времени в ведущих научно-исследовательских Центрах NASA - US Naval Air Departament Development Center Aerospace Mediane Research Center , University of Rochester, NASA-George Marshall Space Flight Center.
Впервые зависимость плотности теплового потока от времени облучения, вызывающие ожоги II степени с вероятностью 0,5, получена A. Stoll [38]. Обработка этой зависимости в координатах количество облучения - время экспозиции показана на рис.4. Критическое значение количества облучения принято называть пороговым импульсом.
Как видно из графиков рис.4, значение порогового импульса зависит от времени воздействия термического агента.
Экспериментальная модель построена по результатам обработки экспериментальных зарубежных данных по воспроизведению ожогов I-II степеней и болевого порога. При построении модели применялся инвариантный ко времени экспозиции индекс облучения, впервые предложенный Ейзен-бергом [40]:
I = q4/3 т, (9)
где q - плотность постоянного теплового потока, кВт/м2, т - время воздействия, сек.
Q, wife»'
и--------.-----
-------
-------
-------
1
о a j ь я in и 16 IB ?е т,с
Рис. 4 - Зависимость порогового импульса от времени воздействия постоянного теплового источника излучения для ожогов второй степени с вероятностью 0,5: 1,2 - опытные данные, 3 -экспериментальная модель авторов [39]
Из (9) получается формула экспериментальной модели:
q = 4j(I /г)3 . (10)
Для параметров облучения на рис.4 I =200 независимо от времени облучения.
Достоверность и большой объем экспериментальных исследований по воспроизведению ожогов II степени, проводимых в институтах NASA, послужили основой создания стандартного инструментального метода оценки теплозащитных свойств материалов ТРР (Thermal Protective Performance) [41].
Благодаря простоте аппаратурного оформления, воспроизводимости результатов, реализации различных механизмов нагрева кожного покрова, метод ТРР получил широкое распространение не только в промышленных стандартах США для оценки теплозащитных свойств материалов специальной одежды [42], но и в международных стандартах [43].
Имитатор кожного покрова - калориметр с зачерненной поверхностью, используется для определения интенсивности излучения и измерения количества тепловой энергии, проходящего через образец ткани.
Оценка теплозащитных свойств образцов ткани по методу ТРР происходит следующим образом. Испытуемый образец подвергается воздействию теплового потока интенсивностью 2 кал/см2/с, имитирующей излучение реального пламени. С помощью калориметра регистрируется суммарное количество тепла, проходящее через образец ткани или пакет материалов за период теплового воздействия, называемое прошедшим импульсом.
Фиксируется точка пересечения динамики изменения прошедшего импульса с пороговым импульсом, вызывающим ожог II степени с вероятностью 0,5. Ордината точки пересечения соответствует пороговому значению прошедшего импульса, а абсцисса - времени защитного действия.
В методе ТРР могут оцениваться теплозащитные свойства не только материала покровного слоя одежды, но и образцов многослойных пакетов индивидуальной защиты.
Следует отметить, что экспериментальная модель порогового импульса оценивает II степень
1
г;
U
/
/
/ /
J /
ожога только для вероятности 0,5. Для оценки всего спектра вероятностей и других степеней ожога основное применение находят пробит-функции (probability function), в которых используется экспериментальная модель (8) для каждого заданного значения вероятности и степени термического поражения.
Пробит-функции строятся по результатам статистической обработки опытных данных воспроизведения ожогов для нормального закона распределения вероятностей случайной величины. Поэтому пробит-функцию условно можно назвать вероятностной моделью.
1.3.2. Вероятностная модель
В медицине количество физических, биологических, химических поражающих воздействий, представляющих опасность для жизнедеятельности человека, условно называют «дозой». Следствием воздействия опасных факторов на человека могут быть ожоги и отравления различной степени, шок, потеря сознания, летальный исход, условно называемые «эффектом». «Эффект», зависящий от множества трудноформализуемых объективных и субъективных факторов, является случайной величиной. Основная задача математической статистки в медицине состоит в установлении количественных соотношений между «дозой» и «эффектом». Установление критической «дозы», вызывающей «эффект» определенной тяжести, проводится в экспериментах с варьированием количества «дозы».
При тепловом поражении человека в качестве критерия «дозы» принят логарифм индекса облучения.
Общепринятыми медицинскими критериями «эффекта» по глубине поражения являются ожоги I, II, IIIA, ШБ, IV степени [44]. Ожоги I, II, IIIA степеней считаются поверхностными.
Прогнозирование вероятностей как поверхностных, так и глубоких тепловых поражений основывается на причинно-следственной связи между термодинамическими и медицинскими критериями поражения. Пробит-функции нормируют случайную величину дозы поражения в единицы стандартного отклонения.
Пробит-функция является линейной зависимостью между единицами стандартного отклонения случайной величины дозы (нормированное значение) от логарифма индекса:
t = a + b(ln I)
(11)
где a и b - коэффициенты, идентифицируемые в экспериментах по воспроизведению ожогов.
При обработке экспериментальных данных иногда возникает необходимость использовать логарифм от to. Чтобы он был положительным, вводят понятие пробита (probability unit), который определяется как Pr = to + 5. Зависимость вероятности от пробитов представляется в специальных таблицах.
Обоснование пробит-функций связано с необходимостью проведения большого объема экспе-
риментов на биообъектах для каждой степени поражения с варьированием в широких пределах дозой и временем воздействия теплового потока.
С целью сокращения материальных и интеллектуальных затрат на проведение экспериментов предлагается принципиально другой, расчетный подход. Идея подхода основывается на следующих компонентах:
• гипотезе равенства угловых коэффициентов линейных пробит-функций для болевого порога и ожогов I- 111А степеней;
• известной теоремы теории вероятностей о равенстве единице суммы вероятностей для несовместных случайных событий, образующих полную группу. В качестве полной группы принимаются отсутствие ожогов, болевой порог, ожоги I, II и ША степеней;
• применения интегральной теоремы Лапласа для оценки вероятностей в интервале между двумя соседними степенями теплового поражения;
• использование координат Рг и 1п I серединных точек линейных пробит-функций для болевого порога, ожогов I - ША степеней при 50% вероятности возникновения ожога, для которых доверительный интервал статистической обработки экспериментальных данных является минимальным.
С учетом всех компонентов определены коэффициенты пробит-функции для ожогов II степени:
Pr = -11 + 2,99 • ln I
(12)
Для других степеней ожога коэффициенты определяются параллельным сдвигом функции (12) до пересечения с серединными точками, координаты которых соответствуют поверхностному ожогу с вероятностью 0,5.
1.3.3. Детерминированные модели 1.3.3.1. Тепловая модель и критерий ожога излучением
Для расчета температурного профиля во всех структурных солях кожи Пеннес [45] впервые предложил модель на основе классического закона Фурье:
дГ 2
СР— = Ч Т - (ср)ь К (Т - т0) + 4- + , (13)
дт
где с, р, X - теплоемкость, плотность, коэффициент теплопроводности структурных слоев кожи
соответственно; (ср) - объемная теплоемкость крови; Ш - скорость кровотока в артериях.
В правой части закона сохранения энергии для дифференциального объема кожного покрова первое слагаемое представляет собой перенос энергии теплопроводностью, второе - конвекцией потоком крови через артерии, капилляры и вены, третье - генерацию тепла метаболизмом, четвертое - объемный источник энергии от внешнего электромагнитного излучения.
Количественное описание конвективного теплообмена между кровотоком и структурными
слоями кожи из-за отсутствия достоверных данных по зависимости скорости крови и коэффициента теплопередачи от температуры является трудноразрешимой задачей.
Кроме того в уравнение (13) не входит объемный источник на термическую деструкцию белка коллагена.
Поэтому предлагается объемные стоки тепла кровотоком и денатурацией коллагена моделировать введением эффективного коэффициента теплопроводности, зависящего от температуры. Его значение идентифицируется численными методами одномерной оптимизации.
Модифицированную модель условно можно назвать тепловой, так как используется закон сохранения энергии:
CiРi
д г ( х,-,т)
дт
д х
^ (г)
д г (х)
д х.
-дке
(14)
1 = 1 - эпидермис, 1 = 2 - дерма, 1 = 3 - подкожная ткань: Здесь Х1, съ р^ - коэффициенты теплопроводности, теплоемкости и плотности структурных слоев кожи соответственно.
Критерий идентификации (г) выбран на
основе анализа экспериментальных и теоретических результатов исследования [48]. Согласно этим результатам, при возникновении ожога II степени температура на глубине примерно 0,3 мм остается постоянной в пределах ±2 0С независимо от времени экспозиции.
Для вероятности 0,5 по модели (12) принят индекс, равный 200. При варьировании времени экспозиции в диапазоне 5-40 секунд значения ^ (г)
подбирались таким образом, чтобы на каком-либо расстоянии от поверхности кожи температура принимала постоянное значение с точностью ±0,1 0С.
В качестве примера на рис.5. представлены результаты ВЭ по расчету температурного поля кожного покрова для значения вероятности 0,5, полученных при временах облучения 6,7; 10; 21 и 30 с.
6,7 I 10 с 21 с 30 с
61,00 59,00 57,00 ° 55,00 у 53,00
; 51,00
49,00 -
47,00
45,00
Глубина, мм
Рис. 5 - Температурное поле в структурных слоях кожного покрова при возникновении ожога II степени с вероятностью 0,5 и индексе облучения I = 200
Как видно из рис.4, независимо от времени нагрева на глубине кожи 0,36 мм от поверхности температура принимает одинаковые значения с от-
клонением не более 0,1 °С. Аналогичная картина наблюдается для значений вероятности 0,05, 0,1, 0,2, 0,3, 0,4, 0,6, 0,7, 0,8, 0,9, 0,95. Следовательно, при одинаковых индексах облучения температуры кожной ткани на глубине 0,36 мм также получаются равными независимо от времени нагрева. Поэтому значения этих температур могут быть приняты в качестве инвариантного температурного критерия возникновения ожогов II степени с различной вероятностью.
1.3.3.2. Кинетическая модель и критерий ожога излучением
Использование в качестве критерия возникновения ожогов критической температуры на границе «эпидермис - дерма» (основной слой кожи) впервые предложено в [46].
Стандартные зарубежные методы оценки теплового поражения основываются на зависимости скорости поражения от критической температуры, рассчитываемой по модели:
йа йт
-А ехР (- Еят э), (15)
а = с(0) - с(т)
с(0)
(16)
йа
где - - скорость поражения, с(0) - начальная
йт
концентрация белка коллагена, с(т) - концентрация
денатурированного белка, Тэ - температура кожи на
границе «эпидермис - дерма» или на другой глубине от поверхности, А - предэкспонент (частотный фактор), Е - энергия активации, Я - газовая постоянная.
Интеграл от скорости поражения используется для количественной оценки тяжести поражения (но не вероятности):
Р =т ^йт, .10
10 йт
(17)
где тр - время воздействия теплового источника до
появления ожога.
При значениях Р < 0,5 основной слой остается без повреждений, при 0,5 < Р <1 - возникают ожоги I степени. Если Р > 1 - возникают ожоги II степени. Для Р = 1 в [47] получена аналитическая зависимость максимальной температуры основного слоя от времени.
Аррениусовская зависимость скорости поражения от температуры (15) позволяет условно назвать ее кинетической моделью для идентификации границ возникновения ожогов I и II степеней по критической температуре основного слоя кожи.
По данным [38] значения кинетических констант в (12) зависят от диапазона температур основного слоя кожи:
при 44°С< Тэ <50°С, А =2,185х1014, Е/Я =93500
при Тэ >50°С, А =1,823x10
,51.
Е / Я =39100 (17)
В [48] модель [38] получила дальнейшее развитие с учетом первого порядка реакции термического разложения кожи, изменения температурного поля после прекращения облучения, теплосъема тепла кровотоком. Модифицированная модель адекватна экспериментам с биообъектами во всем диапазоне критических температур с кинетическими параметрами:
при Тэ >44оС, А =4,6x10'
Е / Я =55420 (18)
1.3.3.3. Тепловая модель и критерии контактного ожога
Выбор механизма нагрева контактным методом обусловлен несколькими причинами.
Во-первых, данный механизм имитирует перенос энергии от тыльной поверхности пакета защитной одежды к кожному покрову за счет теплопроводности и конвекции.
Во-вторых, контактный нагрев исключает влияние трудно определяемых оптических свойств структурных слоев кожи и влияние спектра излучения теплового источника на закономерности теплопередачи в элементах системы «тепловой источник - кожный покров».
В-третьих, в эксперименте с высокой точностью можно поддерживать постоянную температуру
поверхности г. и критическое временя действия нагретого блока ткр.
Впервые одномерная тепловая модель контактных ожогов предложена авторами [49] при постоянных теплофизических коэффициентах структурных слоев кожного покрова. В [50] для достоверной клинической (медицинской) оценки степени ожога обоснован минимальный диаметр нагретого теплового источника в ВЭ по двумерной модели.
Дальнейшая модификация модели состояла в введении переменных коэффициентов теплопроводности и его идентификации по тому же алгоритму, как и в модели (14). Для теплопроводностного механизма нагрева модель представляется в виде:
дЦХъГ)
дт
д дх,
А(г)
дг (х ,,т)
дх,
(19)
с граничным условием II рода:
х = 0, д. = -А
йг.
йх'
(20)
В ВЭ установлено линейное распределение температуры в эпидермисе, что позволяет аппроксимировать граничное условие (20) разностными отношениями:
! -А(г.- а
(21)
где г., гэ - температура поверхности и границы эпидермис-дерма соответственно, □ хэ - толщина
эпидермиса.
Практическое значение разностной аппроксимации (21) состоит в возможности определения поверхностного динамического теплового потока д. и дальнейшем определении значения динамического индекса 1й.
Результаты экспериментов по воспроизведению контактных ожогов II степени с вероятностью 0,5 и ВЭ по модели (19, 20) представлены в табл.2.
Идентификация переменных коэффициентов теплопроводности проводилась по критерию постоянной температуры на глубине 0,36 мм от поверхности кожи г0,36 , обоснованного в ВЭ с объемным нагревом излучением (п. 1.3.3.1).
Динамический индекс ¡с рассчитывался интегрированием средних статических индексов по расчетным значениям д. на каждом шаге интегрирования по времени.
Как видно из табличных данных, значение интегрального индекса, также как и при нагреве постоянным тепловым потоком излучения, не зависит от времени нагрева и соответствует ожогу II степени с вероятностью 0,5. Следовательно, его значение, как и температура на глубине 0,36 мм, могут быть приняты в качестве критериев теплового поражения.
Важно отметить, что с помощью 1й можно прогнозировать вероятности термических ожогов с применением инструментария зарубежных стандартов по оценке пожарной опасности материалов индивидуальной защиты.
Например, по оценке 1й по записи температуры имитатора кожи, как показано на рис.3, можно прогнозировать возникновение ожогов II и III степеней под негорючим материалом из синтетических волокон и болевого порога под КМ-ТЛ.
Таблица 2 - Экспериментальные данные по воспроизведению контактных ожогов (первые два столбца) и результаты ВЭ (последующие три столбца)
№ п/п °С ткр, с *0,36 , °С г , э °С
1 2 3 4 5
1 58 5.6 211 48,9 54,6
2 56,5 8 208 49,1 53,8
3 55 12 211 49,2 53
4 53,5 20 212 49,2 52,1
5 52,6 28 210 49,0 51,4
6 52 36,7 209 49,0 51
д
э
рифмических координатах «скорость поражения обратная критическая температура» (рис.8).
Рис. 6 - Зависимость критического времени нагрева контактным методом от обратной температуры основного слоя кожи
Обработка ВЭ методом МНК в координатах Ьп(ткр) -1/ Тэ показана на рис.6.
Значение Е / Я (тангенс угла наклона графика на рис.5) равно 56670 К. Сравнение с (18) подтверждает идентичность механизма возникновения ожогов при контактных и световых ожогах.
2. Гармонизация моделей
При разработке программно-
вычислительного комплекса прогнозирования массовых тепловых поражений важное значение приобретает обоснование модели прогнозирования вероятностей различных степеней термических ожогов.
Такое обоснование осуществляется гармонизацией экспериментальной, вероятностной, энергетической и кинетической моделей, представленное в табл.3 и рис.7 и 8
Таблица 3 - Сравнительные данные по температуре основного слоя кожи, полученные в [52], и по тепловой модели (14) при нагреве излучением в диапазоне температур 53-58 0С
Плотность облучения, кал/(смгс) Время нагрева, с Температура основного слоя, оС
Рго]ес1 Р1геБ Тепловая модель
0,305 6,7 57,7 57,54
0,226 10 55,7 55,93
0,13 21 54,2 54,18
0,1 30 53,6 53,56
По табличным данным можно констатировать высокую степень гармонизации в высокотемпературной области основного слоя кожи.
Как видно из рис.7, удовлетворительная гармонизация наблюдается и во всем диапазоне критических температур, для которых приводятся экспериментальные и расчетные данные.
Определение кинетических параметров процесса термической деструкции кожного покрова проводится по инвариантному критерию критической температуры на глубине 0,36 мм в полулога-
/"V
5.'"
У
г
/
5.35 8,78 5,05 6.55 5,45 5.35 5.25 5.15 5.05 4,95 4,35 4,75 4.65 4.55
49 51 53
Температура 4С
0.06 0,1
0.2 0,3 0.4 0.5 0,6 0.7 0,8 Вероятность
О.в
Рис. 7 - Зависимость скорости теплового поражения от температуры основного слоя (аппроксимация Столл) и зависимость температуры на глубине 0,36 мм от индекса облучения (аппроксимация авторов [53]): (■) - скорость поражения в зависимости от температуры основного слоя, рассчитанная по кинетической модели; (•) - результаты ВЭ по зависимости логарифма индекса облучения от температуры дермы на глубине 0,36 мм от поверхности кожи, рассчитанные по тепловой модели;--аппроксимация Столл [38],
-----аппроксимация авторов [53]
ЬпДО/ск)
О т-
Рис. 8 - Зависимость скорости теплового поражения от температуры слоя на глубине 0,36 мм
Прежде всего, следует отметить наличие двух линейных участков на рис.8. Для этих участков значения Е/Я раны 58820 и 72700 К.
Возможно это связано с различным кинетическим механизмом процесса деструкции кожного покрова в зависимости от температуры. Возможно -гибелью части тепловых рецепторов. Не исключены и другие пока не известные факторы.
Для относительно высокотемпературной области кинетические параметры поражения от теплового излучении (18) по [48] и контактных ожогов (рис.6) практически совпадают.
Для низкотемпературной области имеется некоторое различие на границе диапазона (44 оС). В
диапазоне 48-52 оС точечное изменение углового коэффициента аппроксимации Столл, очевидно, не адекватно реакции биообъекта.
Если рассматривать гармонизацию не по кинетическим параметрам, а по термодинамическим, то в низкотемпературной области вероятность поражения соответствует экспериментальным данным во всем диапазоне, включая границы этой области (440С и 500С). Следовательно, вероятностные модели более адекватным реальным данным и предпочтительнее в вычислительном аспекте.
Таким образом, в результате гармонизации всех рассмотренных моделей и критериев термических поражений для оперативного прогнозирования вероятностей массовых тепловых поражений может быть предложена пробит-функция (12) для ожогов II степени.
Для прогнозирования термических поражений I - ША степеней тяжести и болевого порога пробит-функции конструируются по выше описанному алгоритму определения не достающих коэффициентов.
3. Инновационный проект
В результате исследований пожарной опасности материалов индивидуальной защиты коллективом специалистов в области светотехники, электроники, управления, тепломассообмена, химической физики, математической статистики, вычислительной теплопередачи, химической кибернетики, информатики, физиологии человека, медицины катастроф созданы теоретические основы физико-химического и математического моделирования процессов взаимодействия высокоинтенсивных тепловых потоков с объектами различной физико-химической и биологической природы.
Актуальность, научная новизна и практическая значимость полученных результатов позволяют претендовать на участие в инновационном проекте «Прогнозирование массовых термических поражений в чрезвычайных ситуациях».
Целью Проекта является:
• Создание физико-математических моделей процессов тепло- и массопереноса в материалах индивидуальной защиты нового поколения с комплексом защитных свойств от воздействия открытого пламени, теплового излучения и химически опасных веществ в природных и техногенных катастрофах, террористических актах, локальных военных конфликтах.
• Разработка программно-вычислительного комплекса прогнозирования вероятностей возникновения термических ожогов различной степени тяжести для оперативного оказания медицинской помощи пострадавшим в чрезвычайной ситуации.
Задачи научно-прикладных исследований:
• Разработка крупномасштабной установки светового излучения, моделирующей высокоинтенсивные динамические тепловые потоки с применением трубчатых ксеноновых ламп в режиме кратковременных перегрузок и системы компьютерного моделирования,
• Создание теоретических основ методологии расчета динамических характеристик датчиков теплового потока с применением технологии решения обратных задач нестационарной теплопроводности,
• Создание интегральных математических моделей и критериев прогнозирования характеристик воспламенения, зажигания и перехода в устойчивое горение композиционных материалов индивидуальной защиты фильтрующего и изолирующего типов,
• Исследование влияния динамики изменения плотности теплового потока на характеристики зажигания горючих материалов,
• Количественная оценка составляющих теплопередачи различными механизмами - конвекцией, излучением, теплопроводностью; оценка соотношения тепловых потоков теплопередачей и массообмена за счет конденсации паров влаги и продуктов термического разложения покровного слоя одежды на поверхности биообъекта или имитатора кожного покрова,
• Синтез и технология пропитки наност-руктурированных азот- фосфорсодержащих и вспучивающихся замедлителей горения для горючих материалов индивидуальной защиты,
• Разработка математической модели и вычислительного алгоритма для прогнозирования теплозащитных свойств вспучивающихся прорезиненных текстильных материалов с изменяющимися поперечными размерами, возникновением газообразных зазоров, изменением граничных условий теплообмена между слоями, физико-химическими превращениями при высокотемпературном нагреве,
• Совершенствование нормативной базы количественной оценки показателей пожарной опасности материалов с применением статистических моделей прогнозирования вероятностей термических ожогов различной степени тяжести,
• Проектирование и изготовление автоматизированной модульной конструкции устройства для комплексного испытания образцов материалов на воспламеняемость и термозащиту,
• Разработка специального программного обеспечения сбора, хранения и обработки информации по измерению термодинамических параметров,
• Теоретическое и экспериментальное обоснование методологии определения динамических индексов теплового поражения,
• Разработка модели и программы прогнозирования размеров площадей теплового поражения различной степени тяжести
• Проведение испытаний пакетов из различных материалов индивидуальной защиты на термоманекене.
Литература
1. Р.Ш. Еналеев, Э.Ш.Теляков, Г.М. Закиров, Ю.С. Чистов, А.Ф. Габидуллин. Вестник Казанского технологического университета, 21, 185 - 193 (2011).
2. Р.Ш. Еналеев, Э.Ш.Теляков, И.В. Красина, В.С. Гасилов, О.А.Тучкова. Вестник Казанского технологического университета, 16, 8, 322 - 332 (2013).
3. Б.С. Бессмертный, Математическая статистика в клинической профилактической и экспериментальной медицине. М.: Медицина, ^б!, 303 с.
4. В. Маршалл, Основные опасности химических производств. М.: Мир, 1989, 6И с.
5. С.Т. Суржиков, Теплофизика высоких температур, 1997, 35, б, С. 932-939.
6. Действие ядерного оружия. М.: Военное издательство МО СССР, 1965. 680 с
I. F.P. Lees, Hazard Identification, Assessment and Control, 1, 3, 2004.
8. Р.Ш. Eналеев, Э.Ш. Теляков, И.Р. Хайруллин, ВА. Качалкин, A. М. Закиров, Г. М. Закиров, Известия ВУЗов. Проблемы энергетики, 11-12, С. 26 -36 (2008).
9. Я.Б. Зельдович, Математическая теория горения и взрыва. М.: Наука, 1980, 478 с.
10. Г.Н. Рохлин, Газоразрядные источники света. М.: Энергия, 1966, 210 с.
II. A^. Вассерман, Ксеноновые трубчатые лампы и их применение, М.: Энергоатомиздат., 1989, 89 с.
12. Р. Борхерт, В. Юбиц, Техника инфракрасного нагрева, Л.: Госэнергоиздат, 19б3, 2l8 с.
13. Товстоног ВА. Автореф. дисс. док.тех. наук, МГТУ им. Н.Э. Баумана, Москва, 2009, 30 с.
14. Р.Ш. Eналеев, ВА. Матеосов, К.И. Синаев, Б.Д. Дино-вецкий, Р. Ш. Гайнутдинов, Физика горения и методы ее исследования. Чебоксары, 19l3, С. 80-8б.
15. Федеральный закон РФ от 22.07.2008 г. № 12З-ФЗ «Технический регламент о требованиях пожарной безопасности». Принят ГД ФС РФ от 04.07.2008 г.
16. Р.Ш. Eналеев, A.M. Осипов, ВА. Качалкин и др., Труды Второй Российской национальной конференции по теплообмену. М.: Изд. МЭИ, 1998, 6, С. 282-285.
17. К.К. Aндреев, Термическое разложение и горение взрывчатых веществ, М.: Наука, 1974, 319 с.
18. БА. Григорьев, Импульсный нагрев излучениями. Т.1 Характеристики импульсного облучения и лучистого нагрева. М.: Наука, 1974, 319 с.
19. R. Gardon, Review of Scientific Instruments, 24, 5, 366 (1953).
20. Н.В. Кабыченко, A.A. Разоренов, E.R Горюнов, Физика горения и взрыва, 40, б, 126-131 (2004)
21. Р.Ш. Eналеев, Ю.Ф. Гортышов, ВА. Качалкин, A.M. Осипов, Тепло- и массообмен в двигателях летательных аппаратов, Межвуз. сборник, Казань: RAM, 1982. С. 148.
22. ДА. Франк-Каменецкий, Журнал технической физики, 9, 16, 1458-1464 (1939).
23. A.J. Merzhanov, A.E. Averson, Combustion and Flame, 16, 89-124 (1971).
24. A3. Aверсон, Тепломассообмен в процессах горения, Черноголовка, 1980, С. 16-36.
25. В.И. Вилюнов, Физика горения и взрыва,. 2, 78-82
(1966).
26. A3. Aверсон, В.В. Барзыкин, AT. Мержанов, Доклады Академии наук СССР, 178, 1, 131-134 (1968).
27. И.Г. Aссовский, З.Г. Закиров, О.П. Лейпунский, Физика горения и взрыва, б, 20-2б (198б).
28. Friedman M.N., Combustion and Flame, 11, 3, 239-246
(1967).
29. B.L. Hicks, The Journal of Chemical Physics, 22, 3, 414429 (1954).
30. Aссовский И.Г., Земских В.И., Лейпунский О.И. и др. Отчет ИФХАН СССР № 750бб377, 1981.
31. А.Н. Баратов, Н.Н. Константинова, И.С. Молчадский, Пожарная опасность текстильныхматериалов. М.: 2006, 273 с.
32. R.Sh. Enalejev, Proceedings of 4th Fire Behavior and Fuels Conference, July 1-4, 2013, St. Petersburg, Published by the International Association of Wildland Fire, Missoula, Montana, USA, 2014, P 394-410.
33. R.Sh. Enalejev, W.A. Kachalkin, Int. Symp. On Radiation Transfer, Kushadasi, Turkey, July 21-25, P. 118.
34. М.А. Михеев, Основы теплопередачи, М.: Госэнерго-издат, 1956. - 392 с.
35. Пат. 2521053, Российская Федерация, МПК B32B25/10 A62B17/00 Способ получения многослойного изолирующего материала с широким спектром защитных свойств / Тарасов Леонид Андреевич и др.; заявитель и патентообладатель Казан. хим. науч.- исслед. ин-т - № 2012128292/05 заявл. 04.07.2012; опубл. 27.06.2014.
36. ISO 9151:1995. "Protectiv clothing against heat and flame: determination of heat transmission on exposure to flame".
37. ISO 6942:2003 "Textile fabrics — Burning behaviour — Evaluation of materials and material assemblies when exposed to a source of radiant heat".
38. A.M Stoll, L.C. Greene, J. Appl. Physiol.,1959, Volume. 14, Р. 373.
39. Р.Ш Еналеев,., Э.Ш. Теляков, А.М. Закиров и др. // Безопасность жизнедеятельности, - 2009. - №9, С. 30 - 36.
40. N.A Eisenberg, C.J Lynch, Breding. Vulnerabiliti model: A simulation system for assessing damage resulting marine spills, U.S. Burean of mines, R1 3867, Feb. 1946. 167 p.
41. Behnke, W.P. Fire and materials,1984. V. 8. - P. 53 - 63.
42. ASTM Standard D 4108. Standard test method for thermal protective performance of material for clothing by open flame method. // American society for testing and materials. - Philadelphia, PA. 1994.
43. International Organization for standardization. Clothing for protection against heat and flame -determination of heat transmission on exposure to both flame and radiant heat // ISO Standard 17492. - Geneva, Switzerland. 2003.
44. Термические и радиационные ожоги. Под. ред. Герасимовой Л.И., Назаренко Г.И., М.: Медицина, 2005. 324 с.
45. H.H. Pennes, J. Appl. Physiol, 1948. Volume. 1, P. 3 -122.
46. J. F. C. Henriques, A. R. Moritz, Am. Path., 1947, P. 695 -720.
47. Qian, Fend, Proceedings of the 2005IEEF Engineering in Medical and Biology 27th Annual Conference. Shanghai, China, 2005, P. 2918 - 2921.
48. A.K. Mehta, F.C. Wong, Massachusetts Institute of Technology, Cambridge, 1973.
49. Р.Ш. Еналеев, И.А. Келин, В.А. Качалкин и др., Труды Казанского Ордена Трудового Красного Знамени медицинского института им. С.В. Курашова, Казань, 48, 9195 (1976).
50. R. Sh. Enalejev, W. A. Kachalkin, Annals of the New York Academy of Science, 1998, Volume 858, P. 30-35.
51. J. Randall, Lawson. National ibnstitute of stanalards and technology, Gaithersburg, MD 20899. - August 1996. - P. 1 - 22.
52. Abeles, Fred J, "Project Fires, Volume 2:Protectiv Ensemble Performance Standards, Phase 1B, "NASA- Georg C. Marshall Space Flight Center, Alabama, May 1980.
53. Р.Ш. Еналеев, Э.Ш. Теляков, В.А., Г.М. Закиров, Ю.С. Чистов, А.М. Закиров, Безопасность жизнедеятельности, 2011, №1.,С. 36 - 41.
© Р. Ш. Еналеев - к.т.н., доцент, кафедра машин и аппаратов химических производств КНИТУ, [email protected]; Г. С. Дьяконов - д.х.н., профессор, ректор КНИТУ.
© R. Sh. Enalejev - Cand. Eng.Sci., associate Professor, Department of machines and equipment of chemical plants KNRTU, [email protected]; G. S. Dyakonov - Ph.D. in Chemistry, Professor, Rector of KNRTU, [email protected].
