CC BY
9УДК 614.84.621.3
Чистяков Т. И.
ВЛИЯНИЕ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ СТРУЙ ТЕМПЕРАТУРНО-АКТИВИРОВАННОЙ ВОДЫ НА КОМПЛЕКСНОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРИ ТУШЕНИИ ПОЖАРОВ КЛАССА Е
В статье проведено сравнение эмпирического и теоретического методов анализа электрических процессов при тушении пожаров класса Е. Обоснована актуальность теоретического метода исследования. Рассмотрено влияние длины и угла раскрытия конических струй, а также радиуса среза сопла ствола для подачи температурно-активиро-ванной воды на их резистивное сопротивление, ёмкость и индуктивность. Проведён анализ полученных зависимостей.
Ключевые слова: пожары класса Е, эмпирический метод, электроустановка, автомобиль пожарный многоцелевой, температурно-активированная вода, конические струи, комплексное сопротивление.
Обеспечение безопасного и эффективного тушения электроустановок (ЭУ) под напряжением (пожары класса Е) на объектах энергетики остается актуальной и далеко не полностью исследованной темой, хотя научные работы в этой области проводились в 80-х годах XX века во ВНИИПО и в 2000-х в Академии ГПС МЧС России. Итогом работы во ВНИИПО стали рекомендации 1986 года издания [1], которыми пожарная охрана пользуется до сих пор, кроме того, на основе эмпирического подхода были разработаны алгоритм и методика исследования обеспечения безопасного тушения ЭУ. Появление новых огнетушащих веществ (ОТВ) с низкой электропроводностью (компрессионная пена (КАРБ) или температурно-ак-тивированная вода (ТАВ)) и технических средств их подачи продолжает стимулировать пожарную науку на изыскания в этой области. Применение эмпирического подхода к изучению проблемы тушения пожаров класса Е позволило добиться определённых успехов в этом направлении, изучение данного вопроса продолжается в Академии ГПС МЧС России.
Эмпирический подход. Для эмпирического направления исследования ключевым моментом является создание экспериментального высоковольтного стенда, имитирующего тушение ЭУ под напряжением. Например, в диссертации [2] эта установка работает в интервале напряжений от 1 до 50 кВ переменного тока, а в её конструкции использован аппарат испытания диэлектриков АИД-70М. Для проведения исследования выбираются ОТВ и способы их подачи. Средства подачи располагают на разных расстояниях от мишени, имитирующей ЭУ под напряжением. Подают огнетушащее средство и при этом измеряют ток утечки через струю ОТВ, пожарный ствол, и тело пожарного-ствольщика на землю. Таких измере-
ний производится несколько десятков или даже сотен серий, при этом изменяют расстояние и напряжение на имитаторе ЭУ. Процесс получения данных достаточно трудоёмкий, долгий и затратный (с учётом расхода ОТВ и топлива на работу пожарной техники). Полученные таким образом данные обрабатываются регрессивным анализом, и по методу средних квадратов выводится эмпирическая формула, выражающая через безразмерные коэффициенты зависимость тока утечки на землю от таких параметров, как напряжение ЭУ, расстояние от ствола до ЭУ, расход ОТВ, удельное сопротивление ОТВ. Затем, исходя из того, что значение безопасного тока через тело человека не может превышать 0,5 мА (ток утечки на землю), вычисляют минимальное безопасное расстояние от ствола до ЭУ при применении соответствующего ОТВ и средства его подачи.
Использование эмпирического метода позволило:
- доработать документ [1] для стволов с регулируемой подачей воды;
- подтвердить тезис о невозможности использования пеногенераторов и пен низкой, средней и высокой кратности при тушении пожаров класса Е из-за высокой электропроводности их струй;
- доработать специализированный ствол с эвольвентными форсунками для подачи распылённой воды на тушение ЭУ под напряжением до 10 кВ;
- обосновать пригодность применения компрессионной пены (КАРБ) для тушения пожаров класса Е;
- предложить конструкцию специализированного пожарного автомобиля для электроэнергетических предприятий.
Кроме того, необходимо отметить высокую практичность и простоту применения полученных
в результате эмпирического исследования табличных данных по использованию различных стволов и ОТВ при тушении ЭУ под напряжением. Пожарный обязан знать ряд простых правил, изложенных в документе [1] и в уточнённых сведениях диссертации [2], которые обеспечивают безопасное тушение пожаров класса Е.
Несмотря на несомненные достоинства эмпирического метода исследования процесса тушения ЭУ под напряжением, необходимо отметить и некоторые его проблемные стороны и особенности. Как отмечалось выше, эмпирический способ исследования основан на обработке экспериментальных данных, и от того, при каких условиях они получены, зависит результат регрессивного анализа. Таким образом, условия проведения самого эксперимента должны быть максимально приближены к реальности. Полученные в результате применения метода средних квадратов формулы содержат в своём составе несколько безразмерных коэффициентов и ограниченное число переменных и констант, от которых зависит искомая величина.
Представим себе некий процесс на месте пожара, который можно описать ограниченным рядом внешних признаков. Сам процесс представляет собой «чёрный ящик», в котором скрыты более тонкие механизмы взаимодействия всех участвующих в нем физических явлений. Изменяя внешнее воздействие (моделируя его) нужно попытаться понять, как отреагирует «чёрный ящик», и на этом основании сделать допущение о его содержимом. Так отвлечённо выглядит суть метода. В итоге, если эксперимент проводился на стенде, имитирующем работу ЭУ под напряжением от 1 до 50 кВ, не совсем понятно, как на самом деле изменится ток, протекающий через человека при напряжении электроустановки в 75 кВ или 220 В. Так как не раскрыты физические процессы, лежащие в основе работы «чёрного ящика», то нельзя экстраполировать ток утечки на напряжение ниже 1 и выше 50 кВ, так как сам стенд не позволяет проводить такие измерения.
Проблемная сторона вопроса заключается в том, что эмпирические формулы не учитывают реальное изменение условий при тушении пожаров класса Е, они получены в результате некоего «замороженного» состояния внешних условий и должны совпадать с экспериментальными условиями на протяжении всего процесса тушения ЭУ. Однако известно, что при тушении ЭУ неизбежны проливы воды на несущую поверхность (земля, пол и т. п.). В результате пожарный-ствольщик может оказаться на мокрой поверхности с высокой электропроводимостью, протекающий через тело человека ток может резко возрасти и превысить безопасные значения вопреки результатам вычислений по эмпирической формуле.
Затруднение вызывает улучшение средств и способов подачи ОТВ, так как эмпирические зависимости не дают ответа, как минимизировать ток утечки, изменяя при этом конструкцию средств подачи ОТВ. Авторами исследований [1, 2], использующих эмпирический метод, отмечается тот факт, что весьма перспективна для применения в качестве ОТВ при тушении пожаров класса Е не только распылённая, но и тонкораспылённая вода (ТРВ), и чем меньше концентрация и размер капель воды в струе ОТВ, тем ниже её электропроводимость. К сожалению, лежащие в основе всех разработок в данном направлении эмпирические формулы не объясняют, почему это происходит, и не устанавливают зависимость силы тока, протекающей через струи ОТВ, от геометрической формы струй, концентрации и размеров капельной фракции в них и других параметров.
Теоретический подход. Для решения вопросов, изложенных выше, существует другой метод исследования, для реализации которого необходимо воспользоваться теоретическим подходом в решении поставленной задачи, т. е. попытаться вскрыть «чёрный ящик» и на основе глубокого анализа установить и описать математически точными зависимостями физические процессы, возникающие при тушении ЭУ под напряжением. Частично такой теоретический путь реализован в работе [3] по изучению электропроводности струй ОТВ огнетушителей.
В основе теоретического исследования лежит следующий факт: процесс тушения пожара класса Е рассматривается как система проводников, обладающих различными комплексными сопротивлениями, находящаяся в переменном электромагнитном поле, создаваемом ЭУ. Струя ОТВ проводит ток определённой величины, который разветвляется по телу пожарного и рукаву, далее - на пожарный автомобиль. Все эти процессы можно описать, применяя методы, известные в теории электрических цепей и теоретических основах электротехники. Заменяя отдельные пути, по которым протекает ток, эквивалентными схемами и схемами замещения, можно найти токи, протекающие в любом пожарном оборудовании на месте тушения ЭУ под напряжением, в том числе и ток, проходящий через тело пожарного-ствольщика, стоящего в луже воды (если есть такая задача). В опубликованной автором ранее статье [4] сделан вывод о том, что для решения частных задач, к которым относится нахождение величины тока, протекающего через пожарного и (или) через технические средства подачи, необходимо решить главную задачу - найти комплексное сопротивление струй ОТВ:
г = / (Р, Я; Ц С), (1)
1 шшшшшшшшшшшш
ШШШШШШШШШШШШР/.
Рисунок 1. Конические формы струй ТАВ [5]:
а) - угол расточки канала > 150°), d0 - диаметр канала; б) а1 - угол расточки суживающейся части, а2 - угол расширяющейся части, d0 - диаметр сопла; в) а1 - угол расточки суживающейся части, а2 - угол расширяющейся части, d0 - диаметр критического сечения сопла, d1 - диаметр цилиндрического участка канала
где Z - комплексное сопротивление струи, Ом; F - частота переменного тока, Гц; R - активное (резистивное) сопротивление струи, Ом; L - индуктивность струи, Гн; С - ёмкость струи, Ф.
В развёрнутом виде формула (1) представлена в статье [4], из неё видно, что комплексное сопротивление струи точным образом зависит от параметров в скобках и является их функцией. Таким образом, учитывая, что частота переменного тока F величина постоянная и для большинства ЭУ составляет 50 Гц, комплексное сопротивление струи ОТВ зависит от резистивного сопротивления R, ёмкости C и индуктивности L. Дальнейшее развитие теоретического пути решения проблемы сводится к нахождению именно этих величин и тех параметров, от которых они зависят.
Столь сложный путь автор статьи [4] выбрал из-за желания решить обозначенные проблемы метода эмпирического исследования и невозможности его применения в принципе для струй ТАВ. В процессе предварительных экспериментов по эмпирической методике и на стенде из диссертации [2] выяснилось, что при получении струй ТАВ с использованием имеющихся в арсенале многоцелевого пожарно-спасательного автомобиля с установкой пожаротушения ТАВ (АПМ) стволов для подачи появляется дополнительная электродвижущая сила из-за трения [5]. Её присутствие и нестабильный характер вносят недопустимые искажения в результаты измерений, которые делают невозможным использование эмпирической методики. Струи ТАВ, получаемые с помощью
технических средств подачи АПМ, по форме представляют усечённый конус (рис. 1).
Нахождение резистивного сопротивления, ёмкости и индуктивности непрерывных и однородных струй ОТВ цилиндрической формы не представляет трудности, и формулы для их вычисления известны [4]. Однако для нахождения этих параметров для струй ТАВ в виде усечённого конуса, ограниченного с одной стороны срезом сопла ствола с радиусом y1, а с другой - плоскостью мишени, нормальной по отношению к центральной оси струи и образующей на ней окружность радиуса y2, необходимо разбить усечённый конус длиной l на множество элементарных слоёв c тол-
полн Г
щиной Л, (рис. 2).
Сопла ствола для подачи ТАВ
Рисунок 2. Эскиз для вычисления резистивного сопротивления и ёмкости струи ТАВ: а - угол раскрытия струи; Р - угол между плоскостью мишени и границей струи
а
б
а
2
в
У
Каждый элементарный слой будет иметь собственное резистивное сопротивление Я,, ёмкость С1 и индуктивность Ц. Если устремить количество слоёв к бесконечности (п ^ да), а их толщину к нулю (А/, ^ 0), то полные сопротивление, ёмкость и индуктивность можно найти по формулам:
П 'полн
я=шттщ = | тм,
/_> /=1 о
л—ко и
п ^полн
\c~\m
1 о
п—ьт и
П 'полн
¿ = |тХА(А)А/,. = | Щ)(П
На рисунке 2 угол р между плоскостью мишени и границей струи ТАВ соотносится с углом а раскрытия струи. Отсюда следует, что
tgP = tg
к а
ч2 2) У2~У\
тогда из формулы (5) найдём радиус окружности у2:
У2 =</!+-
/
2 2
/
<*/2)
Радиус элементарного слоя возможно рассчитать по следующей формуле:
с*§(а/2)
Сопротивление элементарного слоя выражается следующим соотношением:
где А/,. - толщина элементарных слоёв, м; Б, - площадь элементарного слоя, м2; р. - удельное сопротивление ,-го слоя, Ом-м.
Для нахождения полного резистивного сопротивления струи ТАВ воспользуемся формулами (2) и (7):
'полн
р,
/полн Рэф^Р
Подставим формулу (5) в выражение (8) и получим ещё одно математическое выражение для полного сопротивления струи ТАВ в форме усечённого конуса:
/? =
Рэф
щу2
(9)
(2)
(3)
(4)
которое в окончательном виде при у1 > 0, воспользовавшись формулами (6) в (9), будет выглядеть так:
АтоЛН
Рзф с%(а/2)
полн
+у^ё(а/2))
(10)
(5)
где Я - полное резистивное сопротивление струи ТАВ, Ом; /полн - длина струи, м; рэф - полное эффективное удельное сопротивление струи, Ом-м; а - угол раскрытия струи, рад; у1 - радиус среза сопла ствола, м.
Обратная величина ёмкости элементарного слоя выражается следующим соотношением:
С Г1 = -
А1,
Б0Б Д
(11)
(6)
где е0 ~ 8,85-10-12 - абсолютная диэлектрическая проницаемость вакуума, Ф/м; е, - относительная диэлектрическая проницаемость элементарного слоя; А/ - толщина элементарных слоёв (расстояние между пластинами виртуального конденсатора), м; Б, - площадь (виртуальных пластин) элементарного слоя, м2.
Для нахождения обратной величины полной ёмкости струи ТАВ нужно воспользоваться формулами (3) и (11) и аналогиями для нахождения сопротивления. В результате получим:
'ПОЛ1
<П,,
(7)
/поднс1§(а/2)
Ч^У^пош + У^а^))
(12)
Взяв обратную величину из формулы (12), в окончательном виде получим выражение для расчёта ёмкости струи температурно-активированной воды при / > 0:
" полн
(8)
с=
ЕоЕэфЛ^^полн + М^а/г))
АюлнС*ё(а/2)
(13)
где C - ёмкость струи ТАВ, Ф; еэф - полная эффективная относительная диэлектрическая проницаемость струи ТАВ.
Для нахождения индуктивности струи ТАВ логично было бы воспользоваться аналогиями для сопротивления и ёмкости, формулой (4) и общеизвестным [4, 6] выражением для проводника цилиндрической формы:
Для проводника в форме усечённого конуса (струя ТАВ) формулы для нахождения общей индуктивности L и внутренней индуктивности струи L применимы в неизменном виде, а задача на-
внутр " 1
хождения индуктивности струи ТАВ сводится к нахождению внешней индуктивности L . Для вывода формулы необходимо воспользоваться методикой из пособия [7] и рисунком 3.
Методика основана на нахождении взаимного влияния магнитных потоков на электродвижущие силы (э.д.с.) в виртуальных проводниках, один из которых l1 бесконечно тонкий и проходит через центр реального проводника (центральная ось где ц0 ~ 1,25663706-10-6 - абсолютная магнитная струи ТАВ), второй l2 обозначает поверхность
L = ^l(ixe 1п- + -ц, 2 Ге г 4
(14)
проницаемость вакуума, Гн/м; - относительная магнитная проницаемость внешней среды; ц. -относительная магнитная проницаемость материала проводника; I - длина проводника, м; г - радиус сечения проводника, м.
Однако формула (14) справедлива только при условии IП г, точность вычисления по ней пропорциональна 1/г и снижается с ростом диаметра и уменьшением длины проводника. Для цилиндрического проводника большой толщины индуктивность можно найти по более точным формулам из пособия [7]:
^ ^внеш ^внутр
МоНу
^внутр
8к
(15)
LBHeui=^-\lArshUr-4^
¿к \ г ,
где L - индуктивность струи ТАВ, Гн.
Рисунок 3. Эскиз для вычисления индуктивности струи ТАВ: 1, 2 - виртуальные проводники; а - угол раскрытия струи; р - угол между плоскостью мишени
и границей струи; dl; - элементарные отрезки бесконечно малой длины (dl1, dl2); r - расстояние между элементарными отрезками dl1 и dl2; у - угол между элементарными отрезками и виртуальным центральным проводником
проводника (боковая граница струи ТАВ). Для рисунка 3 очевидно, что:
sinY = ~; tgY = T^V; cosy = -!—i;
'3
а Д., a
cos — =—; L=Lcos—: 2 L 3 2 2
k
(16)
tgß tg(я/2-a/2)
/о cos (a/2) , . , . : ¡h + L =Ух+12 sin(a/2).
(17)
Найдём угол у, используя выражения (16) и (17):
у, и. +/2зт(а/2)
у = агс^е--- = —?—)~Чг. (18)
' б1,-/2со5(а/2) /, -/2соБ(а/2)
Длину отрезка г возможно рассчитать, воспользовавшись формулами (16) и (18):
r = h~h Ji~4cos(a/2) = cosy cosy
/, -/2 cos(a/2) /, -/2cos(a/2)
(19)
cos
arctg
Для облегчения расчёта введём обозначения 1 и к, которые будут являться константами при первом интегрировании по методике, указанной в пособии [7], т. е. нахождении влияния магнитного потока в проводнике 11 на э.д.с. в проводнике 12:
z = y1 + 12 sin (а/2);
(20)
1
k = / еоэ (а/2).
(21)
С учётом выражений (20) и (21) длина отрезка г равна:
г =
А-к
С08(ап^(г/(/1 -Аг)))
(22)
Значение векторного потенциала магнитного поля, обусловленного током в первом проводнике, в точке, где расположен малый отрезок d/2, при использовании выражения (22) рассчитывается таким образом:
А» =
4л: { г
ЦоМ) соз(агс1ё(г/(/г-/г))) ^
4к * /,-к
После преобразований интегрального выражения (23) получим формулу для расчёта АШг -значения векторного потенциала магнитного поля, обусловленного током в первом проводнике, в точке на отрезке ё/2:
4я ^
н-ЛгеИ— г г
где ¡1 - ток в проводнике /1, А.
Теперь, используя выражение (24) и интегрируя его по d/2, можно найти взаимную индуктивность, равную Ц :
1 г •> внеш
Аголн А Г
г = г а
внеш I г п *л
-Ш,
О '1
ы*
4я
АюЛН I _ ¡- Атолн К
Г Аг§Н поли Г ш
J 7 1 у
V 0
4л
Изф;
I АгеЬ
4слн-4со8(а/2)
/д+^ч а/2)
Ш2 +
1г соз(а/2)
о г/, + /2 з1п(сх/2)
с//,
где цэф. - эффективная относительная магнитная проницаемость струи ТАВ.
Интегралы от ареасинусов в выражении (26) в элементарных функциях не берутся, поэтому при их вычислении необходимо прибегнуть к численным методам (метод трапеций или метод Симпсона).
Таким образом, в результате расчётов были получены аналитические выражения для активного сопротивления (10), ёмкости (13) и индуктивности (26) для нахождения комплексного сопротивления (1) струй ТАВ:
с=/(«/,;4>лн;а;Е<>;Еэф)
/?=/(м;/п0л„;рэф)
(27)
(23)
(24)
Струи ТАВ - это двухфазный гетерогенный поток с полидисперсной водяной и монодисперсионной паровой средой, т. е. это смесь капель ТАВ диаметром от 0,01 до 10 мкм и пара в определённом процентном соотношении. Массовое (объёмное) распределение Ст капель температурно-активированной воды является бимодальным [8], и в каждой моде аппроксимируется логарифмическим распределением Гаусса [9]. Протекание тока по таким струям подчиняется законам теории перколяции [10, 11, 12]. В соответствии с этим законом эффективное удельное сопротивление рэф, полная эффективная относительная диэлектрическая проницаемость еэф и полная эффективная относительная магнитная проницаемость цэф струй ТАВ являются величинами переменными:
(25)
Подставляя в формулу (25) выражения (20) и (21) и учитывая математическое равенство (15), окончательно преобразовываем формулу для расчёта индуктивности:
Рэф =/(р„; рв; ст)
где еп и ев - диэлектрическая проницаемость пара и воды в струе ТАВ; цп и цв - магнитная проницаемость пара и воды в струе ТАВ; рп и рв - удельное сопротивление пара, воды в струе ТАВ; Ст - массовое распределение капель воды в струе ТАВ.
Для анализа влияния на сопротивление, ёмкость и индуктивность струй ТАВ, переменных величин у,а и / , учитывая, что р ,, е , и ц ,. ещё
& Р полн ' •> 1 г эф ' эф г эф)
предстоит найти, необходимо протабулировать следующие выражения:
(26)
я/рэф=/0/1>Чолн;а) С/е0вэф = /(г/1;/полн;а) ,
4„еш/и0ие =/(£/,;/ПолН; а)
1
гт
Н Г^ГОСТС ю НГ^ГО Ю НГ^ГОСП Ю о" о" Н Н С^ ГО О! (О со Г^" Г^" 00 СП ОТ
Длина струи /по1н, м а
1
00 Ю" С^ ^ ^ ю
С) Н с^ с^ го"
Ю (О
00 Ю СМ СП
00" сп сп
Длина струи / м а
8 000 -| 7 0006 0005 0004 0003 0002 0001 000-
0 0.003 0.009 0.015 0.021 0.027 0.033 0.039 0.045 0.05 Радиус среза сопла ствола у м б
0.006 0.012 0.018 0.024 0.03 0.036 0.042 0.048 Радиус среза сопла ствола у1. м б
40 60 80 100 120 140 Угол раскрытия струи а. град. в
40 60 80 100 120 140 160 180 Угол раскрытия струи а. град. в
Рисунок 4. Зависимости Я/Рэф от: а - длина струи /полн: — Я1/рэф при г = 0.005 м и а = 5 град.; — Я2/Рэф при г = 0.005 м и а = 10 град.; — Я/Рэф при г = 0.005 м и а = 30 град.; Я/Рэф при г = 0.005 м и а = 60 град.; — Я/Р^ при г = 0.01 м и а = 5 град.; — ^6/Рэф при г = 0.015 м и а = 5 град.;
— Я7/Рэф при г = 0.02 м и а = 5 град.;
— Яа/Рэф при г = 0.025 м и а = 5 град.
б - радиус среза сопла ствола у1: — Я/Р^ при Ь = 4 м и а = 5 град.; — Я2/Рэф при Ь = 4 м и а = 10 град.; — Я3/Рэф при Ь = 4 м и а = 30 град.; — Я4/Рэф при Ь = 4 м и а = 60 град. в - угол раскрытия струи а:
■ Я1/Рэф при Ь = 4 м и г = 0.005 м; — Я2/Рэф при Ь = 4 м и г = 0.01 м;
■ Я3/Рэф при Ь = 4 м и г = 0.015 м; — Я/Рэф при Ь = 4 м и г = 0.02 м;
Я5/Рэф при Ь = 4 м и г = 0.025 м
Рисунок 5. Зависимости С/£0 £эф от:
и а = 10 град.;
а - длина струи /подн: 05 м и а = 5 град.; — С2/е0 еэф при г = 0. — С3/е0 е ф при г = 0.005 м и а = 30 град.;
ф при г = 0.005 м и а = 60 град.;
ф при г = 0.01 м
и а = 5 град.; — С6/е0 е при г = 0.015 м и а = 5 град.;
б - радиус среза сопла ствола у1: С1/е0 еэф при Ь = 4 м и а = 5 град.; — С2/е0 еэф при Ь = 4 м и а = 10 град.; — С3/е0 еэф при Ь = 4 м и а = 30 град.; — С4/е0еэф при Ь = 4 м и а = 60 град. в - угол раскрытия струи а:
С5/е0 е при Ь = 4 м и г = 0.025 м
2 000
500
0
0
800-
0
0
20
20
С4 /е0 е
СА е
С7/е0 еэф при г = 0.02 м и а = 5 град
С8/е0 е при г = 0.025 м и а = 5 град
С1/е0 е при Ь = 4 м и г = 0.005 м; — С2/е0 е при Ь = 4 м и г = 0.01 м
0,1 1,1 2,1 3,1 4,1 5,1 6,1 7,1 8,1 9,1 10,1 Длина струи / м
1,6 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2
0,006 0,012 0,018 0,024 0,03 0,036 0,042 0,048 Радиус среза сопла ствола y м
б
1,6
1,4
1 1,2 м
vH
1
0,8
тр 0,6 е м а
^ 0,4 а
с
0,2 0
40 60 80 100 120 Угол раскрытия струи а, град.
Рисунок 6. Зависимости ^внеш/нв Н0 от: а - длина струи /подн:
— ^внеш1/м0 Не при г = 0,005 м и а = 5 град.; — ^внеш2/н0 Нв при г = 0,005 м и а = 10 град.; — ^внеш3/р0 Нв при г = 0,005 м и а = 30 град
LB„eu1/Mü Мв пРи h = 4 м и а = 5 град.; " ■ -внеш1/р0 рв при h = 4 м и r = 0,005 м;
— <-внеш>0 .в При h
б - радиус среза сопла ствола у1: _ ^внеш2/Н0 Нв при h = 4 м и а = 10 град.;
— ^неш>0Нв пРи h = 4 м и а = 60 град.
в - угод раскрытия струи а:
— ^неш2/Н)Нв при h = 4 м и г = 0,01 м; = 4 м и г = 0,02 м; — 1внеш5/н0 Нв при У
-внеш3/.0 .в ПРи h = 4 м и а = 30 ГраД;
■ -внеш3/М0Мв при h = 4 м и r = 0,015 м;
0
а
20
в
-вНеш4/.0 .в при Г = 0,005 м и а = 60 град.; — -внеш5/М0 Рв при r = 0,01 м и а = 5 град.; — L /pu при r = 0,015 м и а = 5 град
-внеш7/.0.в При r = 0,02 м и а = 5 град
ЧнешвМ) U ПРи r = 0,025 м и а = 5 град
графики зависимости которых расположены на рисунках 4-6.
Из рисунка 4 (а-в) видно, что сопротивление струи ТАВ конической формы имеет нелинейный характер. Сопротивление возрастает с ростом расстояния от ствола до ЭУ, причём особенно резко на близком расстоянии. Вместе с тем сопротивление резко уменьшается с увеличением радиуса сопла ствола и угла раскрытия струи.
На рисунке 5 (а-в) видно, что ёмкость струи уменьшается с ростом расстояния от ствола до электроустановки и имеет нелинейный характер. Особенно резко уменьшение происходит на близком расстоянии. С увеличением радиуса среза сопла ствола ёмкость растёт практически
линейно, нелинейное увеличение ёмкости заметно при больших углах раскрытия струи.
Как показано на рисунке 6 (а-в), что индуктивность струи с ростом её длины растёт практически линейно, за исключением первого метра расстояния от ствола до ЭУ. При увеличении радиуса сопла ствола и угла раскрытия струи индуктивность нелинейно уменьшается.
Таким образом, в результате теоретического исследования получены аналитические зависимости активного (резистивного) сопротивления, ёмкости и индуктивности струй ТАВ в форме усечённого конуса от длины и угла раскрытия струи, а также от радиуса среза сопла ствола. Зависимости (27) носят нелинейный характер. В эмпирических
зависимостях (фактор, влияющий на ток утечки по струе ОТВ) рассматривается только её длина. Вместе с тем полученные результаты теоретического исследования показывают, что существенное влияние, помимо длины струи ОТВ, в случае с ТАВ оказывают угол раскрытия и радиус среза сопла ствола.
С учётом материалов, изложенных в статье, дальнейшие исследования необходимо сосредото-
чить на нахождении массового распределения капель воды в струе температурно-активированной воды Ст, при этом нужно учесть неоднородность распределения капель воды. Этот параметр оказывает ключевое влияние на эффективное удельное сопротивление рэф , полную эффективную относительную диэлектрическую проницаемость еэф и полную эффективную относительную магнитную проницаемость цэф струй ТАВ.
ЛИТЕРАТУРА
1. Тактика тушения электроустановок, находящихся под напряжением. Рекомендации. - М.: ВНИИПО МВД СССР, 1986. - 17 с.
2. Колбасин А. А. Нормирование требований к средствам тушения электрооборудования под напряжением на объектах энергетики: дис. ... канд. техн. наук: 05.26.03 / Колбасин Андрей Александрович. - М.: Академия ГПС МЧС России, 2012. - 152 с.
3. Бордаков В. Н. Модель процесса тушения очагов возгорания под напряжением // Вестник научного центра по безопасности работ в угольной промышленности. - 2014. - № 1. -С. 52-62.
4. Чистяков Т. И. Применение теории цепей при анализе процессов тушения электроустановок под напряжением на объектах энергетики // Пожары и чрезвычайные ситуации: предотвращение, ликвидация. - 2016. - № 4. - С. 13-21.
5. Чистяков Т. И., Федяев В. Д. Электрические процессы при тушении электроустановок температурно-активированной водой на энергетических предприятиях // Сборник материалов всероссийской конференции и школы молодых учёных «Системы обеспечения техносферной безопасности». - Таганрог: Инженерно-технологическая академия ЮФУ. - 2015. - С. 113-115.
6. Физическая энциклопедия: В 5-ти т. Том 2. / Под ред. А. М. Прохорова и др. - М.: Советская энциклопедия, 1990. - 704 с.
7. Говорков В. А. Электрические и магнитные поля. - М.: Связьиздат, 1951. - 341 с.
8. Пряничников А. В., Роенко В. В., Бондарев Е. Б. Тушение проливов нефти и нефтепродуктов метастабильными парока-пельными струями воды // Пожары и чрезвычайные ситуации: предотвращение, ликвидация. - 2015. - № 4. - С. 7-12.
9. Коузов П. А. Основы анализа дисперсного состава промышленных пылей и измельчённых материалов. - 3-е изд., пере-раб. - Л.: Химия, 1987. - 264 с.
10. Эфрос А. Л. Физика и геометрия беспорядка. - М.: Наука, 1982. - 270 с.
11. Антонов А. С., Батенин В. М, Виноградов А. П., Кала-чев А. А., Кулаков А. В., Лагарьков А. Н, Матыцин С. М., Панина Л. В., Розанов К. Н., Сарычев А. Н, Смычкович Ю. Р. Электрофизические свойства перколяционных систем. Монография / Под ред. А. Н. Лагарькова. - М.: ИВТАН, 1990. - 120 с.
12. Снарский А. А, Женировский М. И. Перколяционные эффекты в термоэлектрических неупорядоченных двухфазных средах (критический обзор) // Термоэлектричество. - 2007. -№ 3. - С. 65-81.
Материал поступил в редакцию 13 апреля 2017 года.
Chistyakov T.
INFLUENCE OF GEOMETRICAL DIMENSIONS OF TEMPERATURE-ACTIVATED WATER SPRAYS ON COMPLEX RESISTANCE AT EXTINGUISHMENT OF CLASS E FIRES
ABSTRACT
Purpose. The article compares empirical and theoretical methods of electric processes analysis at fire extinction of live electrical installations. Topicality of the theoretical method of the study is proved. Influence of length and the expansion angle of cone-headed sprays and also radius of the monitor nozzle outlet for temperature-activated water delivering on their resistance, capacity and inductance is considered. Analysis of the obtained dependencies is carried out.
Methods. The proposed technique of the theoretical study concerning influence of geometrical dimensions of temperature-activated water sprays on their complex resistance components is based on the analysis of active resistance, capacity and inductance of cone-shaped conductors.
Findings. The method of theoretical analysis and active resistance description, capacity and inductance of temperature-activated water sprays used for fire extinction of live electrical installations under voltage up to and above 1000 V is offered. Formulae for description of temperature-activated water sprays components are determined and tabulated. Dependences of active resistance, capacity and inductance on distance to the electrical installation,
radius of the monitor nozzle outlet and the spray expansion angle are defined.
Research application field. The described method and the obtained theoretical results will make it possible:
- to minimize the risk of electrical shock to firefighters engaged in suppressing fires of live electrical installations;
- to develop the technology for safe and efficient extinction of electrical installations by the surface method, temperature-activated water sprays.
Conclusions. Based on the technique described in the article, dependence of complex resistance of temperature-activated water sprays on distance to electrical installations, radius of the monitor nozzle outlet and the spray expansion angle is proved. The method for further analysis of relative dielectric permittivity, relative magnetic permeability and resistivity of temperature-activated water sprays based on percolation theory principles is offered.
Key words: class E fires, empirical method, electrical installation, multi-purpose fire vehicle, temperature-activated water, cone-shaped sprays, complex rsistance.
REFERENCES
1. Taktika tusheniia elektroustanovok, nakhodiashchikhsia pod napriazheniem. Rekomendatsii [Tactics of putting out electrical installations under voltage. Recommendations]. Moscow, All-Russian Research Institute for Fire Protection of the Ministry of Internal Affairs of the USSR Publ., 1986. 17 p. (in Russ.).
2. Kolbasin A.A. Normirovanie trebovanii k sredstvam tusheniia elektrooborudovaniia pod napriazheniem na ob"ektakh energetiki [The requirements to means of extinguishing energized electrical equipment at power plants. Cand. techn. sci. diss.]. Moscow, State Fire Academy of EMERCOM of Russia Publ., 2012. 152 p.
3. Bordakov V.N. Process model extinguishing fires energized. Vestnik nauchnogo tsentra po bezopasnosti rabot v ugol'noi promyshlennosti, 2014, no. 1, pp. 52-62. (in Russ.).
4. Chistyakov T.I. Circuit theory use at extinction process analysis of live electrical installations at power engineering facilities. Pozhary i chrezvychainye situatsii: predotvrashchenie, likvidatsiia, 2016, no. 4, pp. 13-21. (in Russ.).
5. Chistyakov T.I., Fedyaev V.D. Electric processes during extinguishing of electrical installations by temperature-activated water at power plants. Sb. mat-Iov vserossiiskoi konf. i shkoly molodykh uchenykh «Sistemy obespecheniia tekhnosfernoi bezopasnosti» [Proc. of the All-Russian Conference and School of Young Scientists "Technospheric Security Systems"]. Taganrog, Inzhenerno-tekhnicheskaia akademiia Iuzhnogo federal'nogo universiteta Publ., 2015, pp. 113-115. (in Russ.).
6. Fizicheskaia entsiklopediia [Physical encyclopedia. Ed. by Prokhorov A.M. Vol. 2]. Moscow, Sovetskaia entsiklopediia Publ., 1990. 704 p.
7. Govorkov V.A. Elektricheskie i magnitnye polia [Electric and magnetic fields]. Moscow, Sviaz'izdat Publ., 1951. 341 p.
8. Pryanichnikov A.V., Roenko V.V., Bondarev E.B. Extinguishing spills of oil and oil products with metastable water fog. Pozhary i chrezvychainye situatsii: predotvrashchenie, likvidatsiia, 2015, no. 4, pp. 7-12. (in Russ.).
9. Kouzov P.A. Osnovy analiza dispersnogo sostava promyshlennykh pylei i izmelchennykh materialov [Fundamentals of analysis of the dispersed composition of industrial dusts and crushed materials]. Leningrad, Khimiia Publ., 1987. 246 p.
10. Efros A.L. Fizika i geometriia besporiadka [Physics and Geometry of Disorder]. Moscow, Nauka Publ., 1982. 270 p.
11. Antonov A.S., Batenin V.M., Vinogradov A.P., Kalachev A.A., Kulakov A.V., Lagar'kov A.N., Matytsin S.M., Panina L.V., Rozanov K.N., Sarychev A.N., Smychkovich Yu.R. EIektrofizicheskie svoistva perkoliatsionnykh sistem [Electrophysical properties of percolation systems. Ed. by Lagar'kov A.N.]. Moscow, IVTAN publ., 1990, 120 p.
12. Snarsky A.A., Zhenirovsky M.I. Percolation effects in thermoelectric disordered two-phase media (Critical review). Journal of Thermoelectricity, 2007, no. 3, pp. 69-81. (in Russ.).
-p „ Volgodonsk Training Center of the Federal Fire Service,
TiMUR CHiSTYAKOV
I Volgodonsk, Russia
