ТВЕРДОТОПЛИВНЫЙ ГЕНЕРАТОР ПОЖАРОТУШАЩЕЙ СМЕСИ

Д.В. Кучин, К.А. Неверов, В.Н Осипков, А.Г. Груздев

Наименьшее отрицательное воздействие на защищаемые объекты при срабатывании оказывают установки газового пожаротушения. Однако они имеют высокую стоимость проектной привязки, монтажа и обслуживания и поэтому используются, как правило, для защиты дорогостоящих капитальных объектов.

Основой функционирования генераторов огнетушащего аэрозоля и значительной части модульных установок порошкового пожаротушения являются твердотопливные газогенерирующие устройства. Они обладают исключительно высокой надежностью, требуют значительно меньших затрат на монтаж и обслуживание. Защитные системы на их основе способны легко перестраиваться при смене планировки помещения и размещения оборудования. Недостатки устройств этих типов обусловлены наличием большого количества высокодисперсного аэрозоля, который подается в защищаемый объем при их срабатывании.

Объединение в одном устройстве высокой надежности, низкой стоимости и простоты эксплуатации, специфичных для твердотопливных газогенераторов, с преимуществами систем газового гашения является интересной научно-технической и практически важной задачей.

В настоящее время для комплектации значительной части серийно выпускаемых группой компаний «Источник» модулей порошкового пожаротушения используются газогенерирующие устройства с зарядами, представляющими собой отвержденную смесь калиевой (КС) и аммиачной селитры (АС) с порошкообразной фенольной смолой (СФП), содержание которой составляет от 23 до 27 % [1–3].

Анализ результатов расчетов составов (таблица 1) и термодинамических характеристик продуктов сгорания (ПС) таких зарядов показывает, что элементный состав их компонентов позволяет создать твердотопливные композиции, ПС которых состоят в основном из азота, диоксида углерода и паров воды.

Из таблицы 1 следует, что указанный результат достигается при уменьшении содержания связующего до 11…13 % при увеличении температуры ПС до 2200 К.

Для выяснения возможности практического применения предложенных композиций проведены исследования, целью которых было решение следующих вопросов:

1. Обеспечивается ли необходимая прочность отвержденных по штатному режиму зарядов?

2. Пригоден ли закон скорости горения зарядов для обеспечения их стабильного горения в газогенераторе?

3. Пригодна ли для переработки масса газогенерирующего состава, содержащая 13% СФП, по чувствительности к механическим воздействиям?

4. Каким образом снизить температуру генерируемой смеси до приемлемого уровня?

Эксперименты проводили на опытных образцах диаметром 25 и 45 мм. Последний размер соответствует технологическим условиям серийного массового производства газогенерирующих зарядов для модулей порошкового пожаротушения.

Показано, что полученные формованием вручную и на установке шнекования опытные образцы изделий диаметром 45 мм обладают необходимой прочностью для осуществления всех необходимых технологических операций и для применения в реальных условиях эксплуатации.

Законы скорости горения ряда композиций, содержащих 13 % СФП, определены испытаниями образцов диаметром 25 мм в приборе постоянного давления (ППД) для принятого для работы предполагаемой конструкции рабочего диапазона давлений (рисунок 1).

Рисунок 1 – Законы скорости горения для композиций, содержащих 87 % КС (),67 % КС, 20 % АС () и 47 % КС, 40 % АС ()

Как видно из полученных результатов термодинамических расчетов и испытаний в приборе постоянного давления, при увеличении содержания АС увеличивается удельная газопроизводительность, но в то же время возрастает показатель степени  в законе скорости горения с одновременным ее снижением.

Увеличение , как известно, отрицательно сказывается на воспроизводимости рабочих характеристик газогенератора. Поэтому для дальнейших работ в качестве базового был выбран состав № 3, содержащий 13 % СФП, 40% АС и 47 % КС. В целях снижения  было проверено влияние введения 5% различных добавок к выбранному базовому составу (рисунок 2).



Рисунок 2 – Влияние добавок берлинской лазури ();оксалата аммония (); карбоната натрия (); аммофоса () на закон скорости горения: – состав без добавок
Из рисунка 2 видно, что наибольшее снижение  происходит при введении в состав 5 % моноаммония фосфата (аммофоса). Окончательно для дальнейшей отработки был выбран состав, содержащий 13 % СФП, 35 % АС, 47 % КС и 5 % аммофоса.

Испытания образцов базового состава в соответствии с требованиями работ [4, 5] показали, что состав нечувствителен к удару и трению.

Фактическое значение W₀, Нл/кг, определяли по величине полного давления в объеме стендовой установки, которое устанавливается в процессе естественного остывания газов до температуры 313…323 К после срабатывания образца, по формуле:

(1)

где р – полное давление в объеме стендовой установки в момент охлаждения газов до температуры 313…323 К, Па; р₀ – окружающее давление в момент проведения испытаний, Па; Т₀ – начальная температура в объеме стендовой установки, К; W=0,0056 – вместимость объема стендовой установки, м³; М=0,07 – масса заряда, кг. Согласно результатам испытаний, W₀=390…410 л/кг.

Для снижения температуры генерируемых газов использовали уже опробованный и удовлетворительно показавший себя метод пропускания газообразных ПС через охладитель, представляющий собой слой таблеток, прессованных из бикарбоната натрия. Конструкция газогенерирующего устройства, в которой реализовано это решение, освоена в массовом производстве для комплектации модулей порошкового пожаротушения, применяющихся во взрывоопасных условиях [6].

Интенсивное разложение бикарбоната натрия начинается при температуре 392…396 К [7] и протекает в соответствии с формулой [8]: 2NaHCO₃  H₂O+CO₂+Na₂CO₃ –126 кДж.

По мнению авторов, для обеспечения максимальной пожаротушащей эффективности устройства температура смеси на выходе из него должна быть заведомо выше температуры конденсации паров воды для исключения преждевременного каплеобразования, но при этом необходимо минимизировать тепловое воздействие на защищаемый объект. Для первого этапа отработки было принято, что температура смеси на выходе из устройства не должна превышать 473 К.

Приближенная количественная оценка минимально требуемого количества охладителя может быть получена по формуле:

где m_охл – массовая доля охладителя, необходимая для охлаждения ПС до температуры Т_вых К; Т_пс – температура ПС газогенерирующего заряда; С_пс и С_охл – теплоемкость при постоянном давлении ПС газогенерирующего заряда и теплоемкость охладителя соответственно; для оценок предполагается, что С_пс = С_охл= 1200 Дж/кг∙град; Q_охл = 750 кДж/кг– теплота разложения бикарбоната натрия.

Из формулы (2) следует, что для того, чтобы понизить температуру от 2220 до 473 К масса разложившегося охладителя должна превышать массу заряда в 1,6 раза. При этом к генерируемым газам добавляется смесь, состоящая из диоксида углерода и паров воды в количестве (согласно приведенным оценкам), близком по объему к объему генерируемого газа. Это должно приводить к значительному снижению содержания горючих компонентов в смеси и повышению эффективности разрабатываемого пожаротушащего устройства.

В соответствии с полученными результатами собран опытный образец генератора газообразной пожаротушащей смеси (ГПС) (рисунок 3), состоящей в основном из азота, диоксида углерода и паров воды. Для этого использованы составные части конструкции серийного модуля порошкового пожаротушения объемом 0,65 л. Газогенерирующий заряд размещен в перфорированном корпусе, находящемся на оси устройства. Все свободное пространство занято таблетками охладителя диаметром 9 мм. После срабатывания электропускового устройства горячие ПС газогенерирующего заряда проходят сквозь охладитель и, отдавая свое тепло на его разложение, охлаждаются. Твердые продукты разложения газогенерирующего состава оседают на таблетках охладителя, в результате чего на выходе из модуля образуется инертная смесь газов и паров воды, содержащая твердую аэровзвесь.

Для уточнения значения соотношения масс газогенерирующего состава и охладителя была проведена серия испытаний опытного образца с замером температуры газа на выходе из ГПС. Установлено, что при отношении массы охладителя к массе заряда, равном 2,5, максимальная температура газа на выходе составила 180 °С, и только незначительная часть генерируемой смеси имела температуру на выходе ниже 100 °С.


_____________________________________________________

Рисунок 3 –Схема ГПС: 1 –кронштейн; 2–газогенератор; 3– корпус ГПС; 4 –охладитель; 5– сепаратор; 6–накидная гайка

__________________________________________________________

Для определения фактического состава генерируемой смеси газов эластичная емкость (полиэтиленовый мешок) заполнялась смесью, получаемой при срабатывании стендового образца ГПС с массой заряда 37 г и массой навески охладителя 100 г с последующим отбором пробы газа и ее анализом на газовом хроматографе. Фактическое содержание паров воды в ПС установить не удалось, так как их количество в объеме определялось параметрами на линии насыщения при нормальной температуре.

По результатам взвешивания узлов материальной части ГПС с учетом расчетных значений массы конденсированных ПС газогенерирующего заряда было найдено среднее значение массовой доли разложившегося охладителя, равное 0,2 от его исходной массы. С учетом экспериментальных значений W₀ и расчетного состава ПС газогенерирующего заряда (см. таблицу 1) проведена расчетная оценка состава ПС при конденсированной воде. Результаты анализа газовой смеси и расчетных оценок приведены в таблице 2.

Фактическое содержание горючих компонентов (СО и Н₂) в смеси близко к нижним концентрационным пределам распространения пламени (12,5% для СО и 4 % для Н₂ [8]), но в соответствии с [9], благодаря большой объемной доле азота и диоксида углерода, смесь негорюча: струя, выпускаемая из эластичного объема не поджигается открытым пламенем газовой горелки.

Для определения пожаротушащей эффективности опытный образец ГПС с массой газогенерирующего заряда 220 г и массой охладителя от 550 г испытывали в закрытом объеме вместимостью 1 м³ с тушением модельных очагов класса А2 и В по Программе и методике приемочных испытаний опытных образцов генераторов газового тушения, согласованной с НИЦ ПСТ ФГУ ВНИИПО МЧС РФ. В результате показано, что обеспечивается 100 %-е подавление модельных очагов. Для предварительной оценки степени запыленности защищаемого объема проведены специальные испытания ГПС в том же шкафу. Перед запуском ГПС на поверхностях стенок размещались листы бумаги. По истечении 5 мин после срабатывания «запыленные» листы бумаги извлекались из шкафа, из них вырезались образцы и взвешивались на аналитических весах. Масса осадка составила в среднем 0,14 мг/см². С учетом поверхности стенок шкафа это в первом приближении соответствует концентрации конденсированных частиц в единице объема на уровне 8,5 г/м³, что на порядок меньше концентрации аэрозоля при срабатывании ГОА [10].

С технико-экономической точки зрения разработанное устройство обладает рядом преимуществ по сравнению с традиционными баллонными системами газового тушения применительно к противопожарной защите небольших стационарных и мобильных объектов.

Таким образом, разработан, исследован и рекомендован к внедрению в производство твердотопливный генератор пожаротушащей смеси, унифицированный по используемым материалам и комплектующим, освоенным в серийном производстве.

Список литературы

1. Пат. 2174972 (РФ). Газогенерирующий состав / В.Н. Осипков и др.– Заявл.12.01.2001; Опубл. 20.10.2001.–Бюл.№29.

2. Пат. 2372125 (РФ). Газогенерирующий состав/ В.Н.Осипков и др.–Заявл.20.08.2008; Опубл 10.11.2009.– Бюлл №31.

3. Груздев А.Г., Неверов К.А., Осипков В.Н. и др. Результаты разработки газогенерирующего состава с повышенной газопроизводительностью для автоматических устройств порошкового пожаротушения// Материалы Международной конфренции «HEMs-2008», Белокуриха, 35 сентября 2008 г.

4. ГОСТ 4545–88. Вещества взрывчатые бризантные. Методы определения характеристик чувствительности к удару. Введ. 01.07.89.–М.: Изд-во стандартов, 1989.–15 с.

5. ГОСТ Р 50835–95. Вещества взрывчатые бризантные. Методы определения характеристик чувствительности к трению при ударном сдвиге. Введ 15.11.95.– Госстандарт России, 1995.–16 с.

6. Пат. № 87356 на полезную модель (РФ). Газогенератор/ А.Г. Груздев, Д.В. Кучин, К.А. Неверов. и др.–Заявл.24.04.09; Опубл 10.10.09. –Бюлл №28.

7. Миткевич Э.М. Исследование процесса кальцинации технического бикарбоната натрия //ЖПХ.–1958.–Т.31.–Вып 2.–С. 158–166.

8. Шокин И.Н., Крашенинников С.А. Технология соды: Учебное пособие для сту­дентов химико-технологических специальностей вузов.– М.: Химия, 1975.–287 с.

9. Пожаровзрывобезопасность веществ и материалов и методы их тушения: Справочник под ред. А.Н. Баратова.– М.: Химия, 1990.

10. ГОСТ 12.1.044–89. Пожаровзрывоопасность веществ и материалов и методы их определения. Введ. 01.01.91.–М.: Изд-во стандартов, 1990.–143 с.

11. Собурь С.В. Установки пожаротушения автоматические: Справочник.– М.: Спецтехника, 2003.–399 с.

D.V. Kuchin, K.A. Neverov, V.N. Osipkov, G.Yu. Sheitelman

When triggered, the least negative influence on objects under protection is exerted by gas fire extinguishing modules. However, they have high costs of design works, mounting and maintenance and, hence, are generally exploited to protect expensive capital objects.

The functioning of aerosol fire extinguishing generators and most powder fire extinguishing modules is based on solid-propellant gas generating devices. They are of exclusively high reliability and require considerably less costs for mounting and maintenance. Protective systems on the basis thereof can readily be readjusted in cases of office space planning change and placing of equipment. Nevertheless, the systems of such types have a number of drawbacks caused by a large amount of fine aerosol being delivered to a protected volume after the systems are actuated.

A practically important, scientific and technical problem of interest is to endow a single system with high reliability, reasonable cost and simplicity of operation specific for solid-propellant gas generators as well as with advantages of gas fire suppression systems.

To complete a considerable part of powder fire extinguishing modules being serially produced by a group of companies “Istochnik”, gas generating devices with charges that represent a cured mixture of potassium/ammonium nitrites and powdered phenolic resin (SFP) whose content ranges from 23 to 27% are currently being employed [1-3].

An analysis of calculation results for compositions and thermodynamic characteristics of the combustion products of those charges indicates that the elemental composition of components thereof allows the creation of solid-propellant compositions the combustion products of which are mainly composed of nitrogen, carbon dioxide, and water vapors. Some results of these calculations are summarized in Table 1. They imply that said result is achieved when the binder content is decreased to 11 up to 13% as the temperature of combustion products increases to 2200 K.

To ascertain the possibility of practical application of the compositions proposed, studies were made to decide the issues below.

1. Is the necessary strength of charges cured by standard conditions provided?

2. Is the law of burning rate of the charges to ensure stable burning thereof in a gas generator appropriate?

3. Is a mixture, containing 13% of SFP, of the gas generating composition applicable to processing in terms of sensitivity to mechanical impacts?

4. How to reduce the temperature of the generated mixture to an acceptable level?

Experimental works were conducted with pilot samples having diameters of 25 and 45 mm. The latter size corresponds to the process conditions of serial mass-production of gas generating charges for powder fire extinguishing modules.

The pilot product samples of 45 mm in diameter fabricated by manual molding or on a screw extruder are shown to have the necessary strength for all process operations needed and for application under real operation conditions.

The laws of burning rate of a number of compositions containing 13% of SFP are determined by testing the 25-mm samples in a constant pressure chamber for operating pressure range accepted for the expected design operation. The test results are shown in Figure 1. The field of Figure 1 displays formulae and approximating dependences of the burning rate on pressure (AN–ammonium nitrite, PN–potassium nitrate).



Figure 1 – The laws of burning rate: 1–87% PN, 2–67% PN, 3–47% PN and 40% AN
As seen from the results obtained for thermodynamic calculations and tests in the constant pressure chamber, as the content of ammonium nitrate is increased, the specific gas capacity rises, but at the same time this is accompanied by an increase in the exponent of the burning rate law with its simultaneous decrease.

As is known, an increment in the exponent of the burning rate law adversely affects the reproducibility of working characteristics of the gas generator. For further works, a composition comprising 13% SFP, 40% ammonium nitrate, and 47% potassium nitrate was chosen as the basic. In order to reduce the exponent of the burning rate law, the influence of introduction of 5% of different additives into the basic composition chosen was tested. The test results are presented in Figure 2.

The tests of samples of the basic composition mixture, according to requirements [4, 5], showed that the composition is insensitive to shock and friction.

The actual specific gas capacity W_о was determined from the value of total pressure, which is set during the natural cooling-down of gases to a temperature of 313–323 K after the sample is initiated, in the volume of a bench test set-up according to the formula below

(1)
where in: Р – total pressure in the volume of the bench test set-up at the moment of cooling-down of gases to the temperature Т (313–323 К), Pa; Р_о – ambient pressure at the moment of testing, Pa; Т_о – initial temperature in the volume of the bench test set-up, К; W – volume size of the bench test set-up, m³, W=0.0056; М – charge weight, kg; М=0.07.

According to the test results, the specific gas capacity ranged from 390 to 410 L/kg. To reduce the temperature of the gases generated, there was employed a method, which had already been tested and which proved itself to be satisfactory, of passing the gaseous combustion products through a coolant representing a bed of tablets pressed from sodium bicarbonate. The gas generating device design, wherein this solution was implemented, has been put into serial production to complete powder fire extinguishing modules for the application under explosion hazard conditions [6].

The intensive decomposition of sodium bicarbonate starts at a temperature of 392 to 396 K [7] and proceeds pursuant to the formula below [8]: 2NaHCO₃  H₂O+CO₂+Na₂CO₃ -126 kJ

In the authors’ opinion, in order to enable the maximal fire extinguishing performance of the module, the mixture temperature at the exit from thereof must predeterminedly be higher than that of the water vapor condensation to eliminate early droplet formation, but, in this case, the thermal effect upon a protected object must be reduced to minimum. For the first step of the development, the value of the mixture temperature at the exit from the module was accepted to be not more than 473 K.

An approximated qualitative estimate of the minimally needed quantity of the coolant can be derived by the formula:

, (2)

where in: m_Cool – mass fraction of the coolant needed to cool down the combustion products to the temperature T_Exit, К; Т_CP – temperature of the combustion products of the gas generating charge; С_CP и С_Cool – heat capacities of the combustion products of the gas generating charge at constant pressure and heat capacity of the coolant, respectively; for estimations, it is supposed that С_CP = С_Cool=1200 J/kg∙degree; Q_Cool – decomposition heat of sodium bicarbonate, Q_Cool = 750 kJ/kg.

It follows from (2) that in order to decrease the temperature from 2220 to 473 K, the mass of the decomposed coolant must be 1.6 times higher than that of the charge. In this regard, to the gases generated is added a mixture composed of carbon dioxide and water vapors in amount (according to the estimations given) close by volume to the volume of the gas being generated. This should lead to a significant decrement in the content of combustible components of the mixture and an increment in the performance of the fire extinguishing system under development.

Pursuant to the results obtained, a prototype of the generator of gaseous fire extinguishing mixture (GGFEM) primarily composed of nitrogen, carbon dioxide, and water vapor has been assembled. For this, elements of the design of a serially produced, 0.65 L powder fire extinguishing module were utilized. The generator is schematically shown in Figure 3. A gas generating charge is placed within the perforated casing that is on the axis of the generator. The entire free space is occupied with coolant tablets of 9 mm in diameter. Once the electrical trigger device is actuated, hot combustion products of the gas generating charge pass through the coolant to give off the heat for the decomposition thereof, being cooled down at the same time. The solid products from the decomposition of the gas generating composition settle down onto the coolant tablets, due to which there is formed an inert mixture of gases and water vapors which contain solid aerosuspensions.

To specify values of the mass ratios of the gas generating composition and the coolant, a series of tests of the prototype with measuring the gas temperature at the exit from the generator of gaseous fire extinguishing mixture (GGFEM) were conducted. At the ratio of the coolant mass to the charge mass equal to 2.5, the maximal gas temperature at the exit was established to be 180°C, and only a small part of the generated mixture had the temperature at the exit below 100°C.



________________________________________________

Figure 3 – Schematic of the GGFEM: 1–generator; 2– GGFEM casing; 3 –coolant; 4–captive nut; 5– separator; 6 –bracket

____________________________________________

To determine an actual composition of the generated mixture of gases, an elastic container (a plastic bag) was being filled with a mixture generated upon the actuation of the test prototype of the GGFEM having a 37-g charge and a 100-g coolant, followed by the sampling of the gas and analysis thereof using a gas chromatograph. The actual content of water vapors in the combustion products was impossible to determine because their quantity in the volume was defined by parameters on the saturation line at normal temperature.

Subsequent to the results of weighing the units of the GGFEM, with the calculated values of the weight of the condensed combustion products of the gas generating charge taken into account, an average value of the mass fraction of the decomposed coolant was determined to be 0.2 of its original weight. Considering the experimental values of the specific gas capacity and the calculated composition of the combustion products of the gas generating charge (see Table 1), a calculational evaluation of the combustion products composition at condensed water was performed. The analysis results for the gaseous mixture and calculational evaluations are summarized in Table 2.