Во втором случае конвективная составляющая незначительна. Она зависит от расстояния прохождения факела от трубопровода и обусловлена вовлечением в движение окружающего факел воздуха, нагретого продуктами горения. Основной составляющей в этом случае является радиационный теплообмен.
В третьем и четвертом случаях, как и в первом, реализуется радиационно-конвективный теплообмен. Но, вследствие более низких скоростей движения продуктов горения, а также более низких температур горения из-за меньшей интенсивности взаимодействия газа с окружающим воздухом, интенсивность процессов, по-видимому, ниже, чем при непосредственном воздействии факела на смежный трубопровод.
При анализе рассматриваемых случаев следует также учесть, что в соответствии с принятой моделью факельного горения для условий разгерметизации магистральных газопроводов, горение газа происходит на значительном расстоянии (100-150м) от места истечения газа (разрыва). Это объясняется предварительным смешением газа с воздухом.
В рассматриваемых в настоящей работе случаях в это положение следует внести некоторые поправки. Так, в первом случае вследствие турбулизации, возникающей при обтекании смежного с аварийным трубопровода потоком газа будет происходить его интенсивное перемешивание с воздухом, что обеспечит горение смеси вблизи обтекаемой трубы.
Во втором случае возмущения, вносимые смежной с аварийной трубой существенно ниже, воспламенение газа в зоне, близкой к месту его истечения маловероятно, что вызывает необходимость учета длины участка факела, соответствующего расстоянию от места истечения до зоны воспламенения.
В третьем и четвертом случаях турбулизация встречных потоков высока, однако, в стесненных условиях котлована вовлечение окружающего воздуха в зону, близкую к смежному трубопроводу, затрудненно. По-видимому, это приведет к тому, что горение в этой зоне будет возможно при снижении расхода (скорости) газа, поступающего из мест разрыва. С учетом вызванного этими особенностями некоторого ослабления теплового потока (q) примем его реальное значение с коэффициентом 0,65-0,7 от максимально возможного, т.е. 135 квт/м2.
Влияние нагрева на прочностные характеристики трубопроводов
Анализ причинно-следственных связей (рисунок 9) показывает, что пожар в котловане или факельное горение газа являются основными причинами дальнейшего развития каскадного режима аварии (повреждения и разрушения смежных газопроводов за счет теплового воздействия). Это обусловлено снижением прочности магистральных газопроводов с ростом их температуры.
Известно, что предел огнестойкости конструкций определяется временем от начала теплового воздействия до возникновения одного из предельных состояний по огнестойкости [4]:
а) по потере плотности (образование сквозных трещин или отверстий);
б) по потере теплоизоляции;
в) по потере несущей способности конструкции.
Для конструкций с огнезащитными покрытиями учитывают предельные состояния (а) и (б). Для несущих конструкций основным является предельное состояние (в). Это же относится и к магистральным газопроводам, под несущей способностью которых следует понимать снижение прочности, приводящее к их разрыву вследствие внутреннего давления и (или) вследствие существенного прогиба в пространство котлована образованного выходящим газом.
При прямом воздействии «струйного пламени» на металлическую поверхность средний по поверхности контакта тепловой поток, согласно экспериментальным данным фирмы «British Gas», может составлять около 200 кВт/м2 [5]. Столь мощная тепловая нагрузка уже через короткое время вызовет резкое ослабление прочностных характеристик металла трубы и ее последующее разрушение под действием внутреннего давления. Для расчета времени термической устойчивости трубопровода или аппарата (τу), находящегося в зоне термического воздействия, необходимо найти зависимость временного сопротивления» металла (σв) от температуры стенки трубопровода (Тv).
Зависимость Tv(τ) - это решение дифференциального уравнения, описывающего тепловой баланс в стенке трубы (2):
, (2)
где ТГ – начальная температура стенки, °С;
αГ - коэффициент теплоотдачи от горящего факела к стенке, Дж/(с∙°С∙м2);
Сv -удельная теплоемкость материала трубы, Вт/(кг∙°С);
q - внешний тепловой поток, кВт/м2;
mv - масса 1 м2 поверхности трубы, кг;
F - подвергаемая термическому воздействию поверхность трубы, м2;
τ -время, с.
Зависимость временного сопротивления разрыву - σв (Т) для трубных марок сталей имеет сложный характер. Например, для сталей марок 08Г2Т, 09Г2С, 10Г2БТЮ2 и импортных сталей по ТУ100-86, наиболее часто применяемых в северных условиях, обобщенная зависимость σв (Tv) имеет вид, представленный на рисунке 16 (кривая 1).
 |
С приемлемой для нашей задачи погрешностью можно линеаризовать данную зависимость (кривая 2). С учетом условий эксплуатации, качества и технологии изготовления труб вместо σв (Tv) далее используется зависимость от температуры расчетного временного сопротивления σ*=[σр]=0,61 σв (кривая 3) [5]:
- при Тv = 0 - 250 ÅС s*(Тv) = 0,61-589 МПа;
- при Тv = 250 - 550ÅС s*(Тv) = 359,3- 1,2·Тv;
Разрушение трубопровода произойдет, когда σ* сравняется с кольцевыми растягивающими напряжениями (3):
, (3)
где Рраб - рабочее давление газа, МПа;
Dу – внутренний диаметр трубы, мм;
n=1,1 – коэффициент надежности по нагрузке, учитывающий возможное повышение давления газа на 10%.
Для рассматриваемых условий: Рраб=7,5 МПа, Dу=1373,6 мм, h=23,2 мм, 
МПа, при котором температура разрушения составляет 330°С.
Результаты расчетов времени термической устойчивости трубопроводов 1420x23,2 мм (ТУ 75-86) приведены на рисунке 17 и в таблице 5 [5].
Рисунок 5. Результаты расчетов термической устойчивости трубопроводов
Таблица 4
Результаты расчетов термической устойчивости трубопроводов
|
Диаметр и толщина стенки трубы, мм |
1420x23.2 (ТУ 75-86) | |||
|
Давление в трубопроводе, МПа |
7,5 | |||
|
Интенсивность теплового потока, кВт/м2 |
20 |
50 |
100 |
200 |
|
Время термической устойчивости до разрушения, мин |
43,9 |
13,6 |
6,4 |
3,1 |
|
Номер кривой на графике |
1 |
2 |
3 |
4 |
Скачать реферат