Уточнение параметров установки для определения показателей взрыва пылевоздушных смесец

çïòåîéå é ÷úòù÷, 2021. ôÏÍ 14. ½ 3. ó. 98€108
УТОЧНЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ УСТАНОВКИ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
ПОКАЗАТЕЛЕЙ ВЗРЫВА ПЫЛЕВОЗДУШНЫХ СМЕСЕЙ
Е. В. Манжос1 , А. А. Коржавин2 , Я. В. Козлов3 , И. Г. Намятов4
Аннотация: В Институте химической кинетики и горения им. В. В. Воеводского Сибирского отделения
Российской академии наук (ИХКГ СО РАН) создана установка для определения показателей взрыва
пылевоздушных смесей в соответствии с нормативным документом ГОСТ 12.1.044-89 (п. 4.11). Установка позволяет определять нижний концентрационный предел распространения пламени, минимальную
флегматизирующую концентрацию флегматизатора, минимальное взрывоопасное содержание кислорода, а также максимальное давление взрыва пылевоздушных смесей. Необходимость определения таких
характеристик вызвана требованиями безопасности при выполнении производственных процессов, связанных с образованием горючих пылегазовых смесей. Целью настоящей работы является обоснование
выбора конструктивных параметров источника зажигания, времени начала распыления и времени отключения спирали нагрева, являющимися основными для верного определения показателей взрыва
пылевоздушных смесей. Для достижения поставленной цели были проведены экспериментальные исследования материала и конструктивных параметров спирали нагрева и подобраны их оптимальные
значения. Дано теоретическое описание, удовлетворительно описывающее экспериментально измеренную динамику процессов нагрева и охлаждения спирали нагрева. Обоснован момент открытия подающего
воздух клапана, определяющий время начала распыления и время отключения спирали нагрева.
Ключевые слова: взрывоопасная пыль; пределы взрываемости; давление взрыва; спираль нагрева;
теплообмен
DOI: 10.30826/CE21140309
Введение
Некоторые дисперсные материалы, перемещающиеся внутри аппаратов и в воздушной среде производственных зон, могут образовывать горючие
аэрозоли. По этой причине связанные с их обработкой технологические процессы требуют особого
внимания к вопросам обеспечения безопасности
работ и сохранности оборудования [1–3]. Примером одного из таких процессов является добыча
угля. В ходе этого процесса возможны внезапные
выбросы угольной пыли и горючего газа — метана. В результате в воздухе производственной зоны
может образовываться взрывоопасная смесь. При
этом, естественно, важную роль играют вопросы
предотвращения взрывов в угольных шахтах, отмеченные в годовом отчете Сибирского управления
Федеральной службы по экологическому, технологическому и атомному надзору за 2020 год и других
работах [4–6].
Для разработки комплекса мер, обеспечивающих безопасную работу, необходимо по возмож1 Институт химической кинетики
[email protected]
2 Институт химической кинетики
[email protected]
3 Институт химической кинетики
[email protected]
4 Институт химической кинетики
[email protected]
98
ности точно определить концентрационные пределы взрывчатости угольной пыли в воздухе производственной зоны [7–9]. Взрывчатость угольной
пыли в смеси с метаном в различных пропорциях
рассмотрена, например, в работах [10–12], приведены методы прогнозирования максимального давления взрыва, индекса взрыва и нижнего концентрационного предела взрывчатости угольной пыли
и газовых смесей [13]. Определен также нижний
концентрационный предел воспламенения метановоздушной смеси с органическим аэрозолем, образующимся при работе высокопроизводительного
угольного комбайна [14–18].
Выводы, сделанные в приведенных работах и некоторых других (см., например, [19–21]), необходимы при планировании мер обеспечения безопасности в угольных шахтах.
В ИХКГ СО РАН в соответствии с заказом от
испытательной лаборатории ПО «Спектр» (г. Кемерово) была спроектирована и изготовлена установка для определения показателей взрыва пылевоздушных смесей (далее Установка). Требованием
и горения им. В. В. Воеводского Сибирского отделения Российской академии наук,
и горения им. В. В. Воеводского Сибирского отделения Российской академии наук,
и горения им. В. В. Воеводского Сибирского отделения Российской академии наук,
и горения им. В. В. Воеводского Сибирского отделения Российской академии наук,
Уточнение параметров установки для определения показателей взрыва пылевоздушных смесей
заказчика было соответствие создаваемой Установки нормативно-техническому документу ГОСТ
12.1.044-89.
В процессе создания Установки выявилась необходимость уточнения конструктивных параметров установки. Прежде всего, уточнение касается
параметров спирали нагрева, а также самой конструкции нагревательного элемента, предлагаемых
ГОСТ 12.1.044-89 (пп. 4.11.3).
В настоящей работе приводятся результаты теоретического и экспериментального исследования
динамики нагрева и охлаждения источника зажигания, применяемого в Установке, и обоснован момент открытия подающего воздух клапана,
определяющий время начала распыления и время
отключения спирали нагрева.
Установка по определению
параметров взрыва
пылевоздушных смесей
В документе ГОСТ 12.1.044-89 (п. 4.11) приведена принципиальная схема Установки, даны
размеры ее отдельных частей, требования к применяемым материалам. Также указаны нагрузки,
действующие на элементы Установки, для правильного расчета и выбора их конструктивных параметров.
В процессе проектирования и изготовления
принципиальная схема была несколько изменена —
в нее добавлены некоторые компоненты, но исходная схема осталась неизменной.
Установка предназначена для определения показателей взрыва пылевоздушных смесей — максимального давления взрыва, нижнего концентрационного предела распространения пламени,
минимального взрывоопасного содержания кислорода и минимальной флегматизирующей концентрации флегматизатора для различных пылей (органических твердых веществ, углей) с размером
дисперсных частиц менее 50 мкм для металлов и менее 100 мкм для других материалов.
Установка состоит из реакционного сосуда, спирального подогревателя, ресивера, линии распыления, форкамеры, линий подачи газа, управляющей электроники и газоанализатора и приведена
на рис. 1.
Рис. 1 Установка для определения показателей взрыва пылевоздушных смесей. Принципиальная схема: 1–3 —
вентили подачи воздуха, газа и флегматизатора; 4 — вентиль манометра; 5 — вентиль подачи в ресивер; 6 — вентиль
подачи газа из ресивера в газоанализатор; 7 — вентиль подачи из реакционного сосуда в газоанализатор; 8 — вентиль
для измерения давления в реакционном сосуде с помощью манометра; 9 — вентиль сброса давления из магистрали
в атмасферу; 10 — вентиль сброса давления из реакционного сосуда; 11 — пневмораспределитель; 12 — обратный
клапан; 13 — датчик давления; 14 — спираль нагрева; 15 — ротаметр; 16 — газоанализатор; 17 — ресивер; 18 —
форкамера; 19 — реакционный сосуд; 20 — манометр; 21 — автономный источник питания; 22 — фильтр; 23 —
электронный блок управления
ГОРЕНИЕ И ВЗРЫВ том 14 номер 3 2021
99
Е. В. Манжос, А. А. Коржавин, Я. В. Козлов, И. Г. Намятов
В ресивере 17 и реакционном сосуде 19 готовят
смесь газов при заданных давлениях (или просто воздух). В форкамеру 18 помещают навеску
распыляемого реагента. По управляющему сигналу
открывается пневмораспределитель 11 и струя сжатого газа из ресивера, подхватывая реагент в виде
пыли известной массы, устремляется в реакционный сосуд. Частицы пыли попадают на заранее
разогретую спираль источника зажигания 14.
Если концентрация пыли в реакционном сосуде выше нижнего концентрационного предела, то
по всей пылегазовой смеси распространяется волна горения и в сосуде повышается давление выше
значений, обусловленных перетеканием газа из ресивера. Если концентрация реагента недостаточна
для горения, в сосуде будет наблюдаться прирост
давления только за счет перепуска газа из ресивера
в реакционный сосуд и нагрева спирали.
Сигнал датчика давления регистрируется и анализируется компьютером. В памяти компьютера
сохраняется зависимость текущего давления от времени. По программе вычисляется максимальное
давление и концентрация пыли. Если максимальное давление ниже некоторой определенной величины по ГОСТ 12.1.044-89 (пп. 4.11.4.6), равной
50 кПа, то смесь в этих условиях считается негорючей.
Меняя массу навески, можно определить нижний концентрационный предел, а также оптимальную концентрацию пыли, при которой давление
взрыва максимально.
Для найденной оптимальной концентрации
можно определить минимальную флегматизирующую концентрацию флегматизатора и связанное
с этой величиной минимальное взрывоопасное содержание кислорода.
Пригодность Установки и определяемые ею
значения параметров взрыва были проверены согласно ГОСТ 12.1.044-89 (пп. 4.11.2.5). Установлено соответствие Установки требованиям стандарта.
В процессе проектирования Установки выяснились некоторые неточности, указываемые в нормативно-техническом документе. В частности, согласно ГОСТ 12.1.044-89 (пп. 4.11.1.3), источник
зажигания представляет собой нагреваемую электрическим током до температуры 1050 ± 50 ◦ С спираль из проволоки марки Х80Н20-Н ГОСТ 12766.190 диаметром d = 0,8 мм. Но согласно ГОСТ
12766.1-90 проволоки марки Х80Н20-Н не существует. По-видимому, здесь опечатка и имеется
в виду проволока марки Х20Н80-Н. Длина спирали l = 50 ± 1 мм; внутренний диаметр спирали
D = 8,0 ± 0,5 мм; число витков n = 30; потребляемая мощность при токе 13,0 ± 0,5 А составляет
100
475 ± 25 Вт. Время выхода на рабочую температуру
8 ± 1 с.
Длина проволоки спирали L может быть определена как
q
2
L = n [π(D + d)] + h2 ,
(1)
где шаг спирали h составляет: h = l/n = 50/30 =
= 1,67 мм. Для числа витков n = 30
q
2
L = 30 [π(8 + 0,8)] + 1,672 = 831 мм .
Удельное сопротивление проволоки Х20Н80-Н
(ГОСТ 12766.1-90) ρ0 = 1,11 · 10−6 Ом·м. Площадь поперечного сечения проволоки S = πd2 /4 =
= π·0,82 /4 = 0,5 мм2 . Тогда сопротивление спирали
нагрева R будет
L
(2)
R = ρ0 .
S
Для числа витков n = 30
R = 1,11 · 10−6
831 · 10−3
= 1,83 Ом.
0,5 · 10−6
Тогда при токе I = 13,0 А потребляемая при нагреве
спирали мощность будет
P = I 2 R = 132 · 1,83 = 309 Вт,
что противоречит ГОСТ 12.1.044-89 (пп. 4.11.1.3)
и значению 475 ± 25 Вт.
Очевидно, что при таком расхождении параметров источник зажигания, скорее всего, не сможет
обеспечить требуемой температуры нагрева спирали и нуждается в проверке и корректировке. Какие
параметры спирали нагрева следует использовать
при изготовлении, чтобы обеспечить необходимую
температуру зажигания или заданное время выхода
на эту температуру при выявленном противоречии,
становится неясным.
Также в ГОСТ 12.1.044-89 не дано точного определения рабочей температуры спирали
(пп. 4.11.1.3). Здесь не указано, имеется ли в виду
температура 1050 ± 50 ◦ С, при достижении которой можно производить распыление образца, либо
необходимо дождаться выхода на равновесную температуру, которая при этом также не определена.
Далее, в пп. 4.11.3.3 не уточнена продолжительность распыления образца и от чего она зависит. Из
данных экспериментов следует, что после открытия
клапана давление в реакционном сосуде выходит
на стационарное значение через 0,3 с и увеличение
продолжительности пребывания клапана в открытом положении более 0,3 с никак не влияет на
распыление. В этом же пп. 4.11.3.3 вводится не
ГОРЕНИЕ И ВЗРЫВ том 14 номер 3 2021
Уточнение параметров установки для определения показателей взрыва пылевоздушных смесей
определенное ранее понятие режим источника зажигания.
Очевидно, что температура спирали нагрева не
равномерна по ее объему. Температура верхней части спирали выше, чем нижней. Температура крайних витков ниже средних. Также при изготовлении
спирали с неравномерным шагом температура будет тем выше, чем меньше шаг. В ГОСТ 12.1.044-89
необходимо уточнить номинальный размер шага
и его допустимые отклонения.
Для получения необходимой температуры на
поверхности спирали необходимо не только увеличить сопротивление спирали (число витков), но
и несколько увеличить мощность источника тока.
Этого также можно достичь уменьшением толщины
нити спирали. В этом случае падает механическая
прочость и спираль становится неудобной в эксплуатации. Изменение геометрии спирали кроме
неудобства в эксплуатации также значительно изменяет условия теплообмена и снижает температуру, что неприемлемо, так как ухудшает зажигание.
В результате экспериментов с различными диаметрами проволок спиралей нагрева (0,6, 0,7
и 0,8 мм) как наиболее оптимальная была выбрана спираль нагрева, как и в ГОСТ 12.1.044-89
(пп. 4.11.1.3), из проволоки марки Х20Н80-Н диаметром 0,8 мм, с длиной спирали 50 ± 1 мм и внутренним диаметром спирали 8,0 мм, но числом витков не 30, а 41. Тогда, согласно формуле (1), ее
длина составит 1,14 м и ее сопротивление будет,
согласно (2), 2,5 Ом. Изготовленная спираль с учетом подводящих прямолинейных концов (≈ 2 см)
имеет длину L = 1,16 м и сопротивление 2,55 Ом;
потребляемая мощность до 650 Вт при токе 16 А
и напряжении на спирали 40,8 В. Расчетная масса
спирали m = ρLS = 4,9 г, где ρ = 8,4 · 106 кг/м3 —
плотность нихрома [22], измеренная масса спирали
m = 5,0 г, ее теплоемкость при комнатной температуре cs = mcÕÄ = 0,005 · 440 = 2,2 Дж/К (здесь
cÕÄ = 440 Дж/(кг·К) при 25 ◦ С [22]). Дальнейшие
эксперименты проводились со спиралями указанных параметров.
Уточнение параметров источника
зажигания
В работе [23] кратко описана конструкция установки «Универсал», созданной в ФГБУ
«ВНИИПО» (г. Балашиха) по методике, представленной в ГОСТ 12.1.044-89 (п. 4.11). В установке использован в качестве источника зажигания высоковольтный электрический разряд мощностью 1 кДж
между электродами, расположенными в центре соГОРЕНИЕ И ВЗРЫВ том 14 номер 3 2021
суда. Работа установки проверена согласно ГОСТ
12.1.044-89 (пп. 4.11.2.5).
Несмотря на проверку пригодности такой установки, способ зажигания электрическим разрядом
не отражен в нормативно-техническом документе и возможность его применения не оговорена.
Кроме этого, рассуждения, представленные далее,
указывают на необходимость продолжения исследований в поиске оптимального источника зажигания.
Для адекватной оценки возможности воспламенения пылегазовой смеси заданной средней концентрации желательно было бы оценивать однородность концентрации пыли в объеме, но этот
параметр не регламентируется.
Поэтому для
уверенного зажигания необходимо иметь протяженный источник зажигания, чтобы усреднить по пространству возможные неоднородности
пылегазовой смеси.
Кроме того, в связи с ограниченным временем
пребывания пыли в газовой среде, т. е. ее выпа‚
дением, необходимо также установить временные
границы распыления. Распыление должно начинаться в тот момент, когда температура спирали
достигнет требуемых значений.
Согласно ГОСТ 12.1.044-89 (пп. 4.11.1.3) температура спирали нагрева источника зажигания должна быть 1050±50 ◦ С, но, как уже указывалось выше,
температурное поле спирали неоднородно и способ измерения температуры в нормативно-техническом документе не указан.
При измерении температуры нагретого тела, которым является спираль нагрева, с помощью пирометра требуется учет коэффициента излучения, учет
погрешностей, обусловленных неоднородностью
температуры объекта, а также учет погрешностей
от постороннего излучения. Пирометр также должен измерять температуру тела в точке с точностью
меньше диаметра проволоки спирали.
Более точным способом измерения температуры, обладающим меньшим числом погрешностей,
является термопарный метод [24]. При этом измерение температуры проволоки спирали термопарой
контактным способом не является информативным
в связи с неравномерностью температурного поля.
Также при нагреве металл окисляется и ухудшается
контакт спая термопары с поверхностью проволоки. Чтобы точно измерить температуру, необходимо
учитывать радиационные потоки тепла от термопары, что является сложной задачей. При измерении
контактным методом на точность измерений также
может влиять падение напряжения в точке контакта.
Были проведены предварительные эксперименты по измерению температуры на поверхности вит101
Е. В. Манжос, А. А. Коржавин, Я. В. Козлов, И. Г. Намятов
ков, между витков и в центре спирали в стационарных условиях. Как и ожидалось, показания
термопар оказались различными и зависели от места измерения. Однако показания термопары, расположенной внутри спирали, не зависели от ее положения при смещении по оси и радиусу внутри
спирали в пределах отсутствия влияния краевых эффектов. Показания этой термопары наиболее адекватно описывают усредненную температуру спирали в стационарных условиях, так как теплопотери
излучением во внешнюю среду от спая термопары
в этом случае минимальны.
Спираль при рабочей температуре должна сохранять свои геометрические размеры и не менять
положения в течение промежутка времени, определяемого распределением пыли в объеме. Очевидно,
чтобы удовлетворить этим условиям, необходимо
начинать распыление при достижении спиралью
температуры, близкой к равновесной при взаимодействии с окружающей средой. Поэтому необходимо было исследовать динамику нагрева данной
спирали в изготовленной установке.
При оценке динамики нагрева спирали следует
оценить также характерные времена процессов нагрева отдельных элементов и сравнить с характерным временем нагрева газа внутри спирали с тем,
чтобы можно было применить упрощенную постановку задачи.
Чтобы не решать сопряженную задачу теплообмена, будем считать температуру проволоки спирали одинаковой по ее сечению. Действительно,
теплопроводность материала проволоки при 600 ◦ С
λw = 22,6 Вт/(м·К), теплоемкость при 25 ◦ С cÕÄ =
= 440 Дж/(кг·К), плотность ρ = 8400 кг/м3 [22].
Отсюда получаем температуропроводность κw :
κw =
λw
22,6
=
= 6,1 · 10−6 м2 /с =
cÕÄ ρw
440 · 8400
= 6,1 мм2 /с .
Характерное время выравнивания температуры по
сечению проволоки τw :
τw =
d2
0,82
=
= 0,1 с .
4κw
6,1
Характерное время выравнивания температуры
газа внутри спирали в случае кондуктивного выравнивания температуры:
τg =
D2
0,82
=
= 0,8 с .
4κg
4 · 0,2
Здесь D — диаметр спирали, см; κg — температуропроводность воздуха, принятая в расчетах
0,2 см2 /с [25]. Таким образом, во всех расчетах
102
можно считать температуру проволоки одинаковой
по ее сечению, а температуру газа внутри спирали незначительно запаздывающей по отношению
к температуре поверхности спирали, так как характерное время нагрева спирали до равновесных значений температуры с учетом ее охлаждения много
больше τw и τg и имеет порядок около 10 с.
При прохождении тока по спирали происходит ее нагрев и одновременно охлаждение как
вследствие свободно-конвективного теплообмена
с окружающим газом, так и вследствие теплообмена
излучением. Таким образом, зависимость температуры спирали от времени при заданной мощности
нагрева является результатом взаимодействия процессов нагрева и охлаждения, которые можно описать следующим дифференциальным уравнением.
Пусть потребляемая спиралью мощность будет P , а охлаждается спираль по закону Ньютона с коэффициентом α, зависящим от температуры, таким образом учитываем вклад радиационного
теплообмена
cs
dTs
= P − α(Ts )(Ts − T0 ) ,
dt
(3)
где α — коэффициент теплообмена для данной спирали, Вт/К; Ts — температура спирали. Начальные
условия для нагрева t = 0, T = T0 , где T0 — температура окружающей среды, а для охлаждения t = tm ,
T = Tm , t > tm , P = 0.
Из уравнения (3) видно, что при установившейся (равновесной) температуре Te , т. е. когда она
перестает зависеть от времени (dTs /dt = 0), можно
определить коэффициент теплообмена.:
α(Te ) =
P
.
Te − T0
С целью получения зависимости α(Te ) проведены
замеры установившейся температуры спирали при
различных напряжениях на ней.
Термопара представляла собой нить, состоящую
из проволок хромеля и алюмеля диаметром 0,5 мм.
Эта нить располагалась по оси цилиндра, образованного спиралью, спай термопары располагался
в центре спирали на ее оси в 25 мм от каждого
конца спирали.
В таблице представлена зависимость коэффициента теплообмена α и температуры Te , измеренной внутри спирали от напряжения питания.
На рис. 2 представлены зависимость коэффициента теплообмена от температуры нагрева спирали.
На рис. 3 представлена зависимость установившейся температуры Te от мощности источника тока. Из рис. 3 видно, что для достижения требуемой
ГОРЕНИЕ И ВЗРЫВ том 14 номер 3 2021
Уточнение параметров установки для определения показателей взрыва пылевоздушных смесей
Зависимость равновесной температуры Te от напряжения питания
Напряжение U ,
В
5
10
15
20,1
25,2
38,1
Температура Te ,
◦
С
223
465
654
800
928
1212
Мощность P ,
Вт
10
39,5
88,2
158
249
570
Коэффициент
теплообмена α, Вт/К
0,05
0,09
0,14
0,20
0,28
0,48
Рис. 2 Зависимость коэффициента теплообмена α от
Рис. 3 Зависимость измеренной равновесной темпера-
равновесной температуры Te
туры Te от мощности источника тока P
температуры 1050 ◦ С необходима мощность выше
400 Вт.
Если рассматривать процесс нагрева и охлаждения спирали как нестационарный, то показания
термопары запаздывают по отношению к реальной
величине температуры спирали. Если Ttc — температура, регистрируемая термопарой, то ее нагрев и охлаждение описывается следующим уравнением:
dTtc
ctc
= αtc (Ts )(Ts − Ttc ) ,
(4)
dt
где αtc — коэффициент теплообмена между термопарой и спиралью, Вт/К.
Для того чтобы убедиться в правильности расчета нагрева спирали по уравнению (3) ввиду сильного расхождения измеренной с помощью термопары температуры Ttc (t) и рассчитанной по
уравнению (3) Ts (t), необходимо решать уравнения (3) и (4) совместно. Сложность совместного
решения заключается в том, что в отличие от α(Ts )
зависимость αtc (Ts ) априори неизвестна.
Алгоритм решения заключается в следующем.
Зная α(Te ), по уравнению (3) находим зависимость Ts (t). Зависимость Ttc (t) известна из эксперимента, например при охлаждении спирали, а зависимость dTtc (t)/dt при данном t также можно
вычислить из экспериментальных данных. Подставляя в уравнение (4) при определенном t знаГОРЕНИЕ И ВЗРЫВ том 14 номер 3 2021
чения Ts (t), рассчитанное по уравнению (3) при
P = 0, Ttc (t) и dTtc (t)/dt, получаем зависимость
αtc (Ts ). После обработки экспериментальных данных по измерению температуры внутри спирали
при ее охлаждении после нагрева до 1212 ◦ С при
напряжении питания 38 В получена аппроксимирующая зависимость αtc (Ts ) в виде:
αtc (Ts )
= 9 · 10−8 Ts2 + 3 · 10−4 Ts + 10−4 .
ctc
Теперь по рассчитанной зависимости αtc (Ts )
и теоретической Ts (t) можно построить по уравнению (4) теоретическую зависимость показаний
термопары от времени уже для другого процесса —
нагрева термопары, сравнить с экспериментально
полученной Ttc (t) при нагреве и, таким образом,
осуществить проверку полученной теоретической
зависимости Ts (t) для нагрева спирали. Если теоретическая зависимость температуры термопары
удовлетворительно описывает экспериментальную
зависимость температуры, измеренной термопарой
при нагреве, то это указывает на то, что теоретическое значение температуры внутри спирали Ts (t)
также удовлетворительно описывает явление нагрева термопары.
Уравнение (3) можно проинтегрировать численно или, при определенных условиях, получить ана103
Е. В. Манжос, А. А. Коржавин, Я. В. Козлов, И. Г. Намятов
литическое решение. Если зависимость α(Ts ) представить кусочно-линейной, как на рис. 3, в виде
α(T ) = ki (T − Ti ) + α (Ti ) ,
где
ki =
α(Ti+1 ) − α(Ti )
,
Ti+1 − Ti
то решение уравнения (3) можно выразить аналитически. Известно, что
dx
2
2ax + b
= − Arth
=
–
–
ax + bx + c
1
2ax + b − –
=
ln
,
– 2ax + b + –
Z
2
поэтому
cs
ZT
Ti
dT
= t − ti
P − [ki (T − Ti ) + α(Ti )](T − T0 )
или
cs
2aT + b − – 2aTi + b + –
ln
= t − ti ,
–
2aTi + b − – 2aT + b + –
где a = −ki ; b = ki (Ti√+ T0 ) − α(Ti ); c = P −
− ki Ti T0 + α(Ti )T0 ; – = b2 − 4ac.
Для расчета температуры спирали при нагреве
и охлаждении использовалась зависимость коэффициента теплообмена от температуры α(Ts), представленная в таблице и на рис. 2 отрезками прямой
линии Te .
Результаты проведенных расчетов и измерений
показаны на рис. 4. Совпадение эксперименталь-
Рис. 4 Зависимость температуры T внутри спирали от
времени t: 1 — расчет температуры спирали нагрева по
уравнению (3); 2 — экспериментальные данные температуры, измеренные внутри спирали нагрева; 3 — результат
расчета нагрева и охлаждения по уравнениям (3) и (4)
104
ных показаний термопары и расчетных значений
ее температуры показывает адекватность математической модели динамики нагрева и охлаждения
спирали и термопары. При данной конструкции
спирали и подводимой к ней мощности 550 Вт
стационарная температура, измеренная в центре
спирали, составляет 1212 ◦ С. При проведении экспериментов оказалось, что при этой температуре
характеристики спирали не меняются длительное
время (спираль не меняет форму и не перегорает).
Из расчетных данных нагрева спирали можно
получить время нагрева до рабочей температуры,
которая должна быть заложена в алгоритм управления установки при определении параметров взрыва
пылегазовых смесей. По данным из рис. 4 по теоретическим расчетам (1) видно, что температура
спирали 1050 ◦ С достигается за 5 с. При этом температура термопары внутри спирали, которая запаздывает относительно температуры газа в центре
спирали, достигает значения 1050 ◦ C за 12 с. Очевидно, что это является верхней оценкой времени
нагрева газа до равновесной температуры.
Оптимальным временем нагрева термопары,
т. е. временем включения клапана распыления
является 8–10 с. Экспериментально установлено, что при концентрациях выше предельных воспламенение осуществляется через 0,5–1,5 с после
открытия перепускного клапана (пневмораспределителя). Поэтому время работы спирали нагрева
нужно устанавливать на 2 с больше, чем время начала распыления.
Заключение
В ИХКГ СО РАН создана установка для определения показателей взрыва пылевоздушных смесей
в соответствии с нормативным документом ГОСТ
12.1.044-89 (п. 4.11).
Установка позволяет
определять нижний концентрационный предел
распространения пламени, минимальную флегматизирующую концентрацию флегматизатора,
минимальное взрывоопасное содержание кислорода, а также максимальное давление взрыва — наибольшее избыточное давление, возникающее при
дефлаграционном сгорании газо- или пылевоздушной смеси в замкнутом сосуде при начальном давлении смеси 101,3 кПа.
В процессе создания установки проведены расчеты элементов конструкции, в том числе прочностные расчеты ресивера и реакционного сосуда. Установка работает под управлением созданной
программы. Результаты измерений текущего давления взрыва сохраняются для последующей обработки. Проведены испытания созданной установки на
ГОРЕНИЕ И ВЗРЫВ том 14 номер 3 2021
Уточнение параметров установки для определения показателей взрыва пылевоздушных смесей
взрыв навесок ликоподия и показано ее соответствие ГОСТ 12.1.044-89 (пп. 4.11.2.5).
Проведены экспериментальные исследования
материала и конструктивных параметров спирали
нагрева, подобраны их оптимальные значения.
Экспериментально, с помощью термопар, измерена динамика процессов нагрева и охлаждения
различных элементов спирали. Дано теоретическое
описание, удовлетворительно описывающее измеренные значения. Обоснованы время открытия перепускного клапана, определяющее время начала
распыления.
Приказом от 11.10.2019 № 965-ст Министерства
промышленности и торговли Российской Федерации в течение времени с 21.10.2019 по 01.05.2024
действителен ГОСТ 12.1.044-89. В связи с этим
возникает необходимость уточнения указанных
в ГОСТ 12.1.044-89 (пп. 4.11.1.3) конструктивных
параметров установки для определения показателей взрыва пылевоздушных смесей. Необходимо
внести изменения, устраняющие опечатки, пояснить вводимые понятия, использовать строго определенные термины. Также необходимо
доработать характеристики источника зажигания.
Устранить противоречия между током, сопротивлением и мощностью при зажигании спиралью. Рассмотреть и внести или исключить в ГОСТ возможности использования альтернативных источников
зажигания, например искрового или пиропатронов.
Литература
1. Hartmann I. Dust explosions in coal mines and industry //
Sci. Mon., 1954. Vol. 79. No. 2. P. 97–108.
2. Bartknecht W. Explosionen: Ablauf und Schutzmassnahmen. — Berlin – Heidelberg – New York: SpringerVerlag, 1980. 266 p.
3. Корольченко А. Я. Пожаровзрывоопасность промышленной пыли. — М.: Химия, 1986. 212 с.
4. Cybulski K., Malich B., Wieczorek A. Evaluation of the
effectiveness of coal and mine dust wetting // J. Sustain. Min., 2015. Vol. 14. P. 83–92. doi: 10.1016/j.jsm.
2015.08.012.
5. Пейч Л. М., Торрент Х. Г., Аньез Н. Ф., Эскобар Х. М. М.
Предотвращение распространения взрывов метана
и пыли в угольных шахтах // Записки Горного института, 2017. Т. 225. С. 307–312. doi: 10.18454/
PMI.2017.3.307.
6. Портола В. А.,Овчинников А. Е., Син С. А,. Игишев В. Г.
Анализ аварийности и пожароопасности угольных
шахт // Вестник научного центра по безопасности
работ в угольной промышленности, 2018. № 4. С. 36–
42.
ГОРЕНИЕ И ВЗРЫВ том 14 номер 3 2021
7. Портола В. А. Оценка концентрационных пределов
взрывчатости угольной пыли // Вестник Кузбасского
государственного технического университета, 2016.
№ 5. С. 16–22.
8. Полетаев Н. Л. О проблеме экспериментального
обоснования низкой взрывоопасности горючей пыли
в 20-литровой камере // Пожаровзрывобезопасность,
2017. Т. 26. № 6. С. 5–20.
9. Liu T., Cai Z., Wang N., Li Y. WITHDRAWN: Experimental and numerical study on flame propagation characteristics of coal dust explosion in small-scale space //
Alexandria Eng. J., 2020. doi: 10.1016/j.aej.2020.10.034.
10. Addai E. K., Gabel D., Krause U. Models to estimate
the lower explosion limits of dusts, gases and hybrid mixtures // Chem. Engineer. Trans., 2016. Vol. 48. P. 313–318.
doi: 10.3303/CET1648053.
11. Shi Shulei, Jiang Bingyou, Meng Xiangrui. Assessment
of gas and dust explosion in coal mines by means of
fuzzy fault tree analysis // Int. J. Mining Science Technology, 2018. Vol. 28. Iss. 6. P. 991–998. doi: 10.1016/
j.ijmst.2018.07.007.
12. Wang Yan, Qi Yingquan, Gan Xiangyang, et al. Influences of
coal dust components on the explosibility of hybrid mixtures of methane and coal dust // J. Loss Prevent. Proc.,
2020. Vol. 67. P. 104222. doi: 10.1016/j.jlp.2020.104222.
13. Qi Y., Gan X., Li Z., Li L.,Wang Y., Ji W. Variation and
prediction methods of the explosion characteristic parameters of coal dust gas mixtures // Energies, 2021. Vol. 14.
P. 264. doi: 10.3390/en14020264.
14. Палеев Д. Ю., Бакланов А. М., Дубцов С. Н., Замашиков В. В., Конторович А. Э., Коржавин А. А.,
Онишук А. А., Пуртов П. А. Влияние наноразмерной фракции угольной пыли на взрывоопасность
пылеметановоздушных смесей // Горный информационно-аналитический бюллетень, 2015. № S7.
С. 231–237.
15. Addai E., Gabel D., Krause U. Experimental investigations
of the minimum ignition energy and the minimum ignition temperature of inert and combustible dust cloud
mixtures // J. Hazard. Mater., 2016. Vol. 307. P. 302–311.
doi: 10.1016/j.jhazmat.2016.01.018.
16. Onischuk A., Dubtsov S., Baklanov A., Valiulin S.,
Koshlyakov P., Paleev D., Mitrochenko V., Zamashchikov V., Korzhavin A. Organic nanoaerosol in coal
mines: Formation mechanism and explosibility // Aerosol
and Air Quality Research, 2017. Vol. 17. Iss. 7. P. 1735–
1745. doi: 10.4209/aaqr.2016.12.0533.
17. Valiulin S. V., Onischuk A. A., Baklanov A. M., Bazhina A. A., Paleev D. Yu., Zamashchikov V. V., Korzhavin A. A., Dubtsov S. N. Effect of coal mine organic aerosol
on the methane/air lower explosive limit // Int. J. Coal Sci.
Technol., 2020. Vol. 7. P. 778–786. doi: 10.1007/s40789020-00313-4.
18. Валиулин С. В., Онищук А. А., Палеев Д. Ю., Замащиков В. В., Коржавин А. А., Фомин В. М. Влияние органического аэрозоля в угольных шахтах
105
E. V. Manzhos, A. A. Korzhavin, Ya. V. Kozlov, and I. G. Namyatov
на предел воспламенения метано-воздушной смеси // Хим. физика, 2021. Т. 40. № 4. С. 41–48. doi:
10.31857/S0207401X21040130.
19. Лисаков С. А., Сыпин Е. В., Павлов А. Н., Галенко Ю. А.
Моделирование процесса нестационарного горения
метано-воздушной смеси в угольных шахтах // Вестник Научного центра по безопасности работ в угольной промышленности, 2018. № 1. С. 40–53.
20. Манжос В. К., Колесников Б. Я. Основные концепции
промотирования и ингибирования горения // Горение и плазмохимия, 2021. Т. 19. № 1. С. 3–15. doi:
10.18321/cpc411.
21. Khudhur D. A., Ali M. W., Abdullah T. A. T. Mechanisms, severity and ignitability factors, explosibility testing
method, explosion severity characteristics, and damage
control for dust explosion: A concise review // J. Phys.
22.
23.
24.
25.
Conf. Ser., 2021. Vol. 1892. P. 012023. doi: 10.1088/17426596/1892/1/012023.
Таблицы физических величин: Справочник / Под
ред. акад. И. К. Кикоина. — М: Атомиздат, 1976.
1006 с.
Сазонов М. С., Голоскоков С. И. Исследование взрывчатости угольной пыли различного дисперсного состава // Вестник Научного центра ВостНИИ по промышленной и экологической безопасности, 2019.
Т. 1. С. 5–13. doi: 10.25558/VOSTNII.2019.89.87.001.
Геращенко О. А., Гордов А. Н., Еремина А. К. и др. Температурные измерения: Справочник / Отв. ред. О. А. Геращенко. — Киев: Наук. Думка, 1989. 704 с.
Варгафтик Н. Б. Справочник по теплофизическим
свойствам газов и жидкостей. — М.: Наука, 1972.
721 с.
Поступила в редакцию 14.08.2021
CLARIFICATION OF THE PARAMETERS OF THE INSTALLATION
FOR DETERMINING THE EXPLOSION CHARACTERISTICS
OF DUST–AIR MIXTURES
E. V. Manzhos, A. A. Korzhavin, Ya. V. Kozlov, and I. G. Namyatov
V. V. Voevodsky Institute of Chemical Kinetics and Combustion, Siberian Branch of the Russian Academy of
Sciences, 3 Institutskaya Str., Novosibirsk 630090, Russian Federation
Abstract: At the V. V. Voevodsky Institute of Chemical Kinetics and Combustion of the Siberian Branch of the
Russian Academy of Sciences, an installation has been designed for determining the characteristics of the explosion
of dust–air mixtures in accordance with the regulatory document GOST 12.1.044-89 (p. 4.11). The installation
makes it possible to determine the lower concentration limit of flame propagation, the minimum phlegmatizing
concentration of the phlegmatizer, the minimum explosive oxygen content, as well as the maximum explosion
pressure of dust–air mixtures. The need to determine such characteristics is caused by safety requirements when
performing production processes associated with the formation of combustible dust and gas mixtures. The purpose
of this work is to justify the choice of the design parameters of the ignition source, the time of the beginning of
spraying, and the time of switching off the heating spiral which are the main parameters for the correct determination
of the explosion indicators of dust–air mixtures. To achieve this goal, experimental studies of the material and
design parameters of the heating spiral were carried out and their optimal values were selected. A theoretical
description was given that satisfactorily describes the experimentally measured dynamics of the heating and cooling
processes of the heating spiral. The moment of opening of the air supply valve, which determines the start time of
spraying and the time of switching off the heating spiral, was justified.
Keywords: explosive dust; explosion limits; explosion pressure; heating spiral; heat exchange
DOI: 10.30826/CE21140309
Figure Captions
Figure 1 Installation for determining the indicators of explosion of dust–air mixtures. Schematic diagram: 1–3 — valves for
air, gas, and phlegmatizer supply; 4 — pressure gauge valve; 5 — supply valve to the receiver; 6 — gas supply valve from the
receiver to the gas analyzer; 7 — supply valve from the reaction vessel to the gas analyzer; 8 — valve for measuring pressure in
the reaction vessel using a pressure gauge; 9 — pressure relief valve from the main line to the atmasphere; 10 — pressure relief
valve from the reaction vessel; 11 — pneumatic distributor; 12 — check valve; 13 — pressure sensor; 14 — heating spiral; 15 —
rotameter; 16 — gas analyzer; 17 — receiver; 18 — prechamber; 19 — reaction vessel; 20 — pressure gauge; 21 — autonomous
power supply; 22 — filter; and 23 — electronic control unit
106
GORENIE I VZRYV (MOSKVA) — COMBUSTION AND EXPLOSION 2021 volume 14 number 3
Clarification of the parameters of the installation for determining the explosion characteristics of dust–air mixtures
Figure 2 Dependence of the heat transfer coefficient α on the equilibrium temperature Te
Figure 3 Dependence of the measured equilibrium temperature Te on the power of the current source P at different positions
of the thermocouple
Figure 4 Time history of temperature T inside the spiral: 1 — calculation of the temperature of the heating spiral according to
Eq. (3); 2 — experimental temperature data measured inside the heating spiral; and 3 — result of the joint calculation of heating
and cooling of Eqs. (3) and (4)
Table Caption
Dependence of the equilibrium temperature Te on the supply voltage
References
1. Hartmann, I. 1954. Dust explosions in coal mines and
industry. Sci. Mon. 79(2):97–108.
2. Bartknecht, W. 1980. Explosionen: Ablauf und Schutzmassnahmen. Berlin – Heidelberg – New York: SpringerVerlag. 266 p.
3. Korolchenko, A. Ya. 1986. Pozharovzryvoopasnost’
promyshlennoy pyli [Fire and explosion safety of industrial dust]. Moscow: Khimiya. 212 p.
4. Cybulski, K., B. Malich, and A. Wieczorek. 2015. Evaluation of the effectiveness of coal and mine dust wetting.
J. Sustain. Min. 14:83–92. doi: 10.1016/j.jsm.2015.08.012.
5. Pejic, L. M., J. G. Torrent, N. F. A“
nez, and J. M. M. Escobar. 2017. Prevention and protection against propagation
of explosion in underground coal mines. J. Mining Institute
225:307–312. doi: 10.18454/PMI.2017.3.307.
6. Portola, V. A., A. E. Ovchinnikov, S. A. Sin, and V. G. Igishev. 2018. Analiz avariynosti i pozharobezopasnosti
ugol’nykh shakht [Coal mines accident rate and fire hazards analyses]. Vestnik nauchnogo tsentra po bezopasnosti
rabot v ugol’noy promyshlennosti [Bulletin of the Scientific
Center for Work Safety in the Coal Industry] 4:36–42.
7. Portola, V. A. 2016. Otsenka kontsemtratsionnykh predelov vzryvchatosti ugol’noy pyli [Evaluation of concentration limits of explosive coal dust]. Vestnik Kuzbasskogo
gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta [Bulletin of
the Kuzbass State Technical University] 5:16–22.
8. Poletaev, N. L. 2017. O probleme eksperimental’nogo
obosnovaniya nizkoy vzryvoopasnosti goryuchey pyli v 20litrovoy kamere [On the problem of experimental justification of low explosibility for dust/air mixture in the 20-L
chamber]. Pozharovzryvobezopasnost’ [Fire and Explosion Safety] 26(6):5–20.
9. Liu, T., Z. Cai, N. Wang, and Y. Li. 2020. WITHDRAWN:
Experimental and numerical study on flame propagation
characteristics of coal dust explosion in small-scale space.
Alexandria Eng. J. doi: 10.1016/j.aej.2020.10.034.
10. Addai, E. K., D. Gabel, and U. Krause. 2016. Models
to estimate the lower explosion limits of dusts, gases and
hybrid mixtures. Chem. Engineer. Trans. 48:313–318. doi:
10.3303/CET1648053.
11. Shi, Shulei, Bingyou Jiang, and Xiangrui Meng. 2018. Assessment of gas and dust explosion in coal mines by means
of fuzzy fault tree analysis. Int. J. Mining Science Technology 28(6):991–998. doi: 10.1016/j.ijmst.2018.07.007.
12. Wang, Yan, Yingquan Qi, Xiangyang Gan, et al. 2020.
Influences of coal dust components on the explosibility of
hybrid mixtures of methane and coal dust. J. Loss Prevent.
Proc. 67:104222. doi: 10.1016/j.jlp.2020.104222.
13. Qi, Y., X. Gan, Z. Li, L. Li, Y. Wang, and W. Ji. 2021.
Variation and prediction methods of the explosion characteristic parameters of coal dust/gas mixtures. Energies
14:264. doi: 10.3390/en14020264.
14. Paleev, D. Y., A. M. Baklanov, S. N. Doubtsov, V. V. Zamaschikov, A. E. Kontorovich, A. A. Korzhavin,
A. A. Onischuk, and P. A. Purtov. 2015. Vliyanie organicheskogo aerozolya v ugol’nykh shakhtakh na predel
vosplameneniya metano-vozdushnoy smesi [The influence of coal dust nanoscale fraction on the explosiveness of
coal–air-and-methane mixture]. Gornyy informatsionnoanaliticheskiy byulleten’ [Mining Information and Analytical Bulletin] S7:231–237.
15. Addai, E., D. Gabel, and U. Krause. 2016. Experimental
investigations of the minimum ignition energy and the
minimum ignition temperature of inert and combustible
dust cloud mixtures. J. Hazard. Mater. 307:302–311. doi:
10.1016/j.jhazmat.2016.01.018.
16. Onischuk, A., S. Dubtsov, A. Baklanov, S. Valiulin,
P. Koshlyakov, D. Paleev, V. Mitrochenko, V. Zamashchikov, and A. Korzhavin. 2017. Organic nanoaerosol in
coal mines: Formation mechanism and explosibility.
Aerosol and Air Quality Research 17(7):1735–1745. doi:
10.4209/aaqr.2016.12.0533.
17. Valiulin, S. V., A. A. Onischuk, A. M. Baklanov, A. A. Bazhina, D. Yu. Paleev, V. V. Zamashchikov, A. A. Korzhavin, and S. N. Dubtsov. 2020. Effect of coal mine organic
aerosol on the methane/air lower explosive limit. Int.
J. Coal Sci. Technol. 7:778–786. doi: 10.1007/s40789020-00313-4.
18. Valiulin, S. V., A. A. Onischuk, D. Yu. Paleev, V. V. Zamashchikov, A. A. Korzhavin, and V. M. Fomin. 2021.
Influence of organic aerosol in coal mines on the ignition limit of methane–air mixture. Russ. J. Phys. Chem. B
15(2):291–298. doi: 10.1134/S199079312102024X.
19. Lisakov, S. A., E. V. Sypin, A. N. Pavlov, and Yu. A. Galenko. 2018. Modelirovanie protsessa nestatsionarno-
GORENIE I VZRYV (MOSKVA) — COMBUSTION AND EXPLOSION 2021 volume 14 number 3
107
E. V. Manzhos, A. A. Korzhavin, Ya. V. Kozlov, and I. G. Namyatov
go goreniya metano-vozdushnoy smesi v ugol’nykh
shakhtakh [Modeling of methane–air mixture nonstationary combustion process in coal mines]. Vestnik Nauchnogo
tsentra po bezopasnosti rabot v ugol’noy promyshlennosti
[Bulletin of the Scientific Center for the Safety of Work in
the Coal Industry] 1:40–53.
20. Manzhos, V. K., and B. Ya. Kolesnikov. 2021. Osnovnye
kontseptsii promotirovaniya i ingibirovaniya goreniya [Basic concepts of combustion promotion and inhibition].
Gorenie i plazmokhimiya [Combustion and Plasma Chemistry] 19(1):3–15. doi: 10.18321/cpc411.
21. Khudhur, D. A., M. W. Ali, and T. A. T. Abdullah. 2021.
Mechanisms, severity and ignitability factors, explosibility testing method, explosion severity characteristics,
and damage control for dust explosion: A concise review. J. Phys. Conf. Ser. 1892:012023. doi: 10.1088/17426596/1892/1/012023.
22. Kikoin, I. K., ed. 1976. Tablitsy fizicheskikh velichin:
spravochnik [Tables of physical quantities: Reference].
Moscow: Atomizdat. 1006 p.
23. Sazonov, M. S., and S. I. Goloskokov. 2019. Issledovanie
vzryvchatosti ugol’noy pyli razlichnogo dispersnogo sostava [Different dispersion coal dust explosibility study].
Vestnik Nauchnogo tsentra VostNII po promyshlennoy i ekologicheskoy bezopasnosti [Bulletin of Scientific Centre
VostNII for Industrial and Environmental Safety] 1:5–
13. doi: 10.25558/VOSTNII.2019.89.87.001.
24. Gerashchenko, O. A., A. N. Gordov, A. K. Eremina,
et al. 1989. Temperaturnye izmeneniya: Spravochnik [Temperature measurements. Reference book]. Ed.
O. A. Gerashchenko. Kiev: Nauk. Dumka. 704 p.
25. Vargaftik, N. B. 1972. Spravochnik po teplofizicheskim
svoystvam gazov i zhidkostey [Handbook of thermophysical
properties of gases and liquids]. Moscow: Nauka. 721 p.
Received August 14, 2021
Contributors
Manzhos Evgeny V. (b. 1979) — junior research scirntist, V. V. Voevodsky Institute of Chemical Kinetics and
Combustion, Siberian Branch of the Russian Academy of Sciences, 3 Institutskaya Str., Novosibirsk 630090,
Russian Federation; [email protected]
Korzhavin Alexey A. (b. 1949) — Doctor of Science in technology, associate professor, head of the group of
physics and chemistry of gas combustion, V. V. Voevodsky Institute of Chemical Kinetics and Combustion, Siberian
Branch of the Russian Academy of Sciences, 3 Institutskaya Str., Novosibirsk 630090, Russian Federation;
[email protected]
Kozlov Yaroslav V. (b. 1975) — junior research scientist, V. V. Voevodsky Institute of Chemical Kinetics and
Combustion, Siberian Branch of the Russian Academy of Sciences, 3 Institutskaya Str., Novosibirsk 630090,
Russian Federation; [email protected]
Namyatov Igor G. (b. 1968) — research scientist, V. V. Voevodsky Institute of Chemical Kinetics and Combustion,
Siberian Branch of the Russian Academy of Sciences, 3 Institutskaya Str., Novosibirsk 630090, Russian Federation;
[email protected];
108
GORENIE I VZRYV (MOSKVA) — COMBUSTION AND EXPLOSION 2021 volume 14 number 3