CC BY
13
С. В. ПУЗАЧ, д-р техн. наук, профессор, заслуженный деятель науки РФ, начальник кафедры инженерной теплофизики и гидравлики, Академия ГПС МЧС России (Россия, 129366, г. Москва, ул. Бориса Галушкина, 4; e-mail: puzachsv@mail.ru)
Р. Г. АКПЕРОВ, преподаватель кафедры пожарной безопасности в строительстве, Академия ГПС МЧС России (Россия, 129366, г. Москва, ул. Бориса Галушкина; e-mail: akperov01@mail.ru)
удк 614.841
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ УДЕЛЬНОГО КОЭФФИЦИЕНТА ОБРАЗОВАНИЯ МОНОКСИДА УГЛЕРОДА ПРИ ПОЖАРЕ В ПОМЕЩЕНИИ
Представлена экспериментальная мелкомасштабная установка по моделированию термогазодинамики пожара в условно герметичном объеме. Получены экспериментальные зависимости среднеобъемной плотности моноксида углерода СО от среднеобъемной температуры, а также удельного коэффициента выделения моноксида углерода и удельной массовой скорости газификации от времени испытаний при горении древесины, масла трансформаторного и оболочки кабелей ПВХ. Проведено сопоставление результатов экспериментов с данными литературных источников и аналитическим решением интегральной модели. Показано, что удельные коэффициенты выделения СО значительно изменяются по времени с начала горения и их средние значения существенно зависят от периода осреднения по времени испытаний.
Ключевые слова: пожар; моделирование; моноксид углерода; удельный коэффициент выделения СО; удельная массовая скорость газификации.
DOI: 10.18322/PVB.2016.25.05.18-25
Введение
По статистике более чем в 80 % случаев причиной смерти людей на пожарах являлось отравление продуктами горения [1-3], поэтому математическое моделирование распространения токсичных продуктов горения при пожаре представляет собой актуальную задачу [4, 5].
В настоящее время математические модели расчета динамики опасных факторов пожара (в том числе концентраций токсичных продуктов горения) в помещении получили достаточное развитие для решения практических задач пожарной безопасности, в частности для расчета пожарных рисков (например, работы [5-8]).
Исходные данные по выделению токсичных продуктов горения представлены, например, в учебном пособии [9] и в монографии [4]. Удельные коэффициенты выделения токсичных газов приняты постоянными, т. е. не зависящими от термогазодинамической картины развития пожара (концентрации кислорода, температуры и т. д.).
В настоящей работе на основе проведения экспериментов на созданной опытной мелкомасштабной установке выполнен анализ изменения удельных коэффициентов выделения моноксида углерода СО во времени, начиная с момента возникновения
© Пузач С. В., Акперов Р. Г., 2016
горения, и зависимостей их средних значений от периода осреднения по времени.
Постановка задачи
Схема процесса горения в условно герметичном мелкомасштабном объеме представлена на рис. 1. В качестве токсичного газа будем рассматривать мо-ноксид углерода.
Задача — получить в мелкомасштабной экспериментальной установке экспериментальные и теоретические зависимости среднеобъемной плотности моноксида углерода от среднеобъемной температуры газовой среды, экспериментальные зависимости удельного коэффициента образования СО и удельных массовых скоростей газификации горючего ма-
Рис. 1. Схема тепломассообмена в условно герметичном мелкомасштабном объеме: 1 — ограждающие конструкции;2 — горючий материал; 3 — смесь продуктов горения и воздуха; ¥ — массовая скорость газификации горючего материала, кг/с
териала от времени и провести анализ полученных соотношений.
Экспериментальная установка
и методика проведения экспериментов
Схема экспериментальной установки представлена на рис. 2. Камера сгорания 1 соединена с экспозиционной камерой 2 переходным рукавом 3, оснащенным устройством теплового блокирования. В камере установлен экранированный электронагревательный излучатель 4 и держатель образца 5 на подвижной основе.
Камера сгорания объемом 3 • 10-3 м3 выполнена из листовой нержавеющей стали толщиной (2,0+0,1) мм. На боковой стенке камеры имеется окно из кварцевого стекла для наблюдения за образцом при испытаниях, а также шиберные отверстия для изменения режимов испытания.
Экспозиционная камера представляет собой кубический объем (0,5887 м3) с конусообразной верхней частью. На двух боковых стенках устроены шиберные отверстия.
Держатель образцов расположен на электронных весах с погрешностью не более +1 мг, установленных на специальном подвижном столе.
Для непрерывного контроля температуры в экспозиционной камере размещены 32 низкоинерционные бронированные термопары с диапазоном измерений от минус 40 до +1100 °С с погрешностью не более ±1,51 (°С).
Для контроля плотности теплового потока, падающего на образец, используется водоохлаждаемый датчик типа датчика Гордона и регистрирующий прибор с диапазоном измерений от 0 до 100 мВ. По-
9 7 11 10
Рис. 2. Схема экспериментальной установки: 1 —камера сгорания; 2 — экспозиционная камера; 3 — переходной рукав; 4 — электронагревательный излучатель; 5 — держатель образца; 6 — шиберные отверстия; 7 — столик для весов; 8 — дверца экспозиционной камеры; 9 — дверца камеры сгорания; 10 — вентилятор; 11 — заслонка (перегородка) переходного рукава
грешность измерения плотности теплового потока не превышает ±8 %.
Для непрерывного контроля состава газовоздушной среды в экспозиционной камере применяется многоканальный газоанализатор, измеряющий концентрацию оксида углерода с диапазоном измерений от 0 до 1 % об. и допустимой погрешностью ±10 %, диоксида углерода — от 0 до 5 % об. и допустимой погрешностью ±10 %, кислорода — от 0 до 21 % об. и допустимой погрешностью ±10 %.
Горючие материалы испытывались в режиме пламенного горения, который обеспечивается при температуре испытания 750 °С и плотности падающего теплового потока 60 кВт/м2.
Предварительно взвешенный образец материала, имеющий комнатную температуру, помещают в держатель образца (вкладыш). С момента выхода электронагревательного излучателя на стабилизированный режим открывают заслонку переходного рукава и дверцу камеры сгорания. Вкладыш с образцом без задержки помещают в держатель образца, после чего дверцу камеры сгорания закрывают.
В процессе испытаний в режиме постоянного мониторинга фиксируются концентрации (% об.) СО, С02, О2, температура и изменение массы образца.
Удельный коэффициент выделения моноксида углерода ЬС0 в каждый момент времени определяется по формуле
V ёрСо
Acq _
W dx
(1)
где V — внутренний объем установки, м ;
W — массовая скорость выгорания горючего материала, кг/с;
Рсо — среднеобъемная плотность СО, кг/м3; x — время, с.
Интегральная модель расчета тепломассообмена
В работе [10] показано, что среднеобъемная плотность токсичного газа (в частности, СО) может быть описана зависимостью, полученной из аналитического решения уравнений интегральной модели при Ф = const и Lco = const:
Lr
Рсо = K
-"СО
Q нр
(2)
где К — коэффициент пропорциональности между среднеобъемной плотностью токсичного газа и отношением £С0/Q р, Дж/м3; Q нр — низшая рабочая теплота сгорания горючего материала, Дж/кг.
Коэффициент пропорциональности не зависит от свойств горючего материала, размеров помещения и площади открытой поверхности горючего мате-
риала и является функцией только трех параметров, характеризующих термодинамическую картину пожара [10]:
K = f(T , TB, ф),
(3)
где Т„
ср среднеобъемная температура газовой среды, К;
Тв — температура воздуха в помещении, К; Ф — коэффициент теплопотерь, равный доле теплоты, выделяющейся в очаге горения и поступающей в ограждающие конструкции из всего объема помещения.
Для рассматриваемой авторами схемы пожара (см. рис. 1) [10]:
K =
2,5-Ю5 1 "ф
Т " Т
ср B
(4)
Приняв K¡Qр = р*, преобразуем выражение (2) к виду:
Рсо =Р* ¿со, (5)
где р* — характерная плотность, зависящая только от схемы термогазодинамической картины пожара, теплофизических параметров пожара и горючего материала, кг/м3.
Формула (5), выражающая зависимость средне-объемной плотности СО от среднеобъемной температуры, не содержит геометрических размеров помещения и площади открытой поверхности горючих материалов и, следовательно, является справедливой в условиях как мелкомасштабного, так и крупномасштабного пожара в помещении. Этот вывод подтвержден в работе [11] на основе сопоставления результатов расчетов среднеобъемной плотности мо-ноксида углерода, полученных для полномасштабного помещения с использованием аналитического решения интегральной модели и полной системы уравнений зонной математической модели, с экспериментальными данными, полученными при испытаниях по проточной схеме термогазодинамики пожара [11].
Исходные данные
Рассматриваются следующие горючие материалы [9]:
а) твердая горючая нагрузка:
- хвойные древесные стройматериалы: Qн = = 13,8 МДж/кг, Туд = 0,0063 кг/(м2 - с), LCO = = 0,024 (где Туд—удельная массовая скорость выгорания горючего материала, кг/(м2 - с));
- оболочка кабелей ПВХ: Q н = 25 МДж/кг, ТуД = 0,0244 кг/(м2 - с), Lco = 0,109;
б) жидкая горючая нагрузка: масло трансформаторное: Q р =41,9 МДж/кг, Туд = 0,03 кг/(м2-с), LCO = 0,122.
Критическое значение плотности моноксида углерода рСО =1,16 • 10-3 кг/м3 [9].
Среднее значение коэффициента теплопотерь Ф определялось расчетом с использованием формулы (5), в которой рСО = рСО Среднеобъемная температура Тср равна температуре, при которой рСО = = рСОкр. Значения Q н принимались по работе [9], а Ьсо — по результатам эксперимента путем осреднения по времени выражения (1).
Результаты численных и натурных экспериментов и их анализ
Эксперименты проводились до температур газовой смеси внутри помещений, не превышающих критического для человека значения, равного 70 °С [9].
Зависимости среднеобъемной плотности моноксида углерода рсо ср от повышения среднеобъемной температуры ДТср представлены на рис. 3 для случая горения хвойных древесных стройматериалов, нарис. 4—трансформаторного масла и нарис. 5 — оболочки кабелей ПВХ.
При расчете по формуле (5) величина Q н принималась по данным работы [9], а среднее значение Ьсо—по результатам проведенных экспериментов.
Зависимости среднеобъемной концентрации кислорода от времени приведены на рис. 6 для горения хвойных древесных стройматериалов, трансформаторного масла и оболочки кабелей ПВХ.
Зависимости удельной массовой скорости газификации горючего материала от времени испытаний приведены на рис. 7.
Рис. 3. Зависимости среднеобъемной плотности моноксида углерода от изменения среднеобъемной температуры при горении хвойных древесных стройматериалов, полученные экспериментально (1, 2) и расчетом по формуле (5) (3, 4): 1 — F =0,0072 м2; 2 — F =0,0145 м2; 3 — ф = 0,97, F = = 0,0072 м2; 4 — ф = 0,98, ^ = 0,0145 м2; ^ — площадь поверхности образца
в
РСО ср' кг/м
0,005
0,004
0,003
0,002
0,001
□ — 1
д — 2
о — 3
Рис. 4. Зависимости среднеобъемной плотности моноксида углерода от изменения среднеобъемной температуры при горении трансформаторного масла ^ = 0,01 м2), полученные экспериментально (1-3) и расчетом по формуле (5) (4-6): 1 — 8 = 2,85 мм; 2 — 8 = 1,15 мм; 3 — 8 = 7,3 мм; 4 — ф = 0,88; 5 — ф = 0,97; 6 — ф = 0,90; 8 — толщина слоя трансформаторного масла в кювете
Рсоср. кг/м3
Рис. 5. Зависимости среднеобъемной плотности моноксида углерода от изменения среднеобъемной температуры при горении оболочки кабелей ПВХ, полученные экспериментально (1-3) и расчетом по формуле (5) (4-6): 1 — ф = 0,97, F = 0,0067 м2; 2 — ф = 0,97, F = 0,0059 м2; 3 — ф = 0,98, F = 0,012 м2; 4 — F = 0,0067 м2; 5 — F = 0,0059 м2; 6 — F = 0,012 м2
Средние за время проведения экспериментов значения Туд составляли:
• для хвойных древесных строительных материалов — 0,0072 и 0,0068 кг/(м2 • с) (по [9] ТуД = 0,0063 кг/(м2 • с));
• для оболочек кабелей ПВХ данные не получены из-за неопределенности площади горения;
Х0г, % об. 21 20 19 18 17 16 15
Х0г, % об.
Т, МИН
Рис. 6. Экспериментальные зависимости среднеобъемной концентрации кислорода от времени: а — хвойные древесные стройматериалы: 1 — F = 0,0072 м2; 2 — F = 0,0145 м2; 3 — X 02 кр= 17% [9]; б—трансформаторное масло: 4 — 8 = 1,15мм; 5 — 8 = 7,3 мм; 6—Х02кр = 17 % [9]; в — оболочка кабелей ПВХ: 7—F = 0,0067м2; 8—F = 0,0059м2; 9—F = 0,012м2; 0гкр = 17 % [9]; X02 — объемная концентрация кис-
10 — Хс
лорода; Х02 кр — критическое значение объемной концентрации кислорода
• для масла трансформаторного — 0,022; 0,007 и 0,018 кг/(м2 • с) (по [9] Туд = 0,03 кг/(м2 • с)). Существенные различия в значениях Туд при горении трансформаторного масла в трех экспериментах объясняются разной толщиной слоя масла в кювете.
На рис. 8 представлены зависимости удельных коэффициентов образования СО от времени. Результаты экспериментов показали, что значения удельных коэффициентов образования СО (см. рис. 8) и, соответственно, плотности СО (см. рис. 3-5) незна-
т, мин
Рис. 7. Зависимости удельной массовой скорости газификации горючего материала от времени с начала горения: а — хвойные древесные стройматериалы: 1 — Г = 0,0072 м2; 2— Г = 0,0145 м2; 3 — ¥уд = 0,0063 кг/(м2 • с) [9]; б — трансформаторное масло: 4 — 3 = 2,85 мм; 5 — 3 = 1,15 мм; 6 — 3 = 7,3 мм; 7 — ¥ = 0,03 кг/(м2 • с) [9]
чительны на начальной стадии горения, когда концентрация кислорода практически не меняется (см. рис. 6). При снижении концентрации 02 выделение СО резко увеличивается и плотность СО быстро достигает критического значения (см. рис. 3-5). Таким образом, допущение о постоянстве LCO на начальной стадии пожара, принятое в работах [7-9,12,13], не отражает реальной термогазодинамической картины развития пожара.
Из рис. 3-5 видно, что расчет по выражению (5) с использованием полученных из экспериментов средних значений LCO и ф достаточно точно определяет среднеобъемную температуру в момент времени,
когда Рсо = Рсокр.
Среднеобъемная плотность СО в начальный промежуток времени существенно меньше теоретического значения, полученного при допущении LCO = = const (см. рис. 3 (кривые 3 и 4), рис. 4 (кривые 4-6), рис. 5 (кривые 4-6)).
Средние по времени проведения экспериментов значения LCO представлены в таблице. Анализ дан-
Рис. 8. Зависимости удельных коэффициентов образования СО от времени с начала горения: а — хвойные древесные стройматериалы: 1 — Г = 0,0072 м2; 2 — Г = 0,0145 м2; 3 — Ьсо = 0,024 [9]; б — трансформаторное масло: 4 — 3 = 1,15 мм; 5 — 3 = 7,3 мм; 6 — Ьсо = 0,122 [9]; в — оболочка кабелей ПВХ: 7—Г= 0,0067 м2; 8 — Г = 0,012 м2; 9—¿со = 0,109 [9]
ных таблицы показывает, что в зависимости от времени осреднения величина Ьсо может изменяться для хвойных древесных стройматериалов в 2,63 раза, для оболочки кабелей ПВХ — в 1,8 раза и масла трансформаторного — в 5,1 раза.
Существенное отличие значений Ьсо от представленных в работе [9] можно объяснить как различием условий проведения экспериментов, так и тем,
Средние по времени проведения экспериментов значения LCO
Горючий материал Условия проведения Время осреднения рС0 в конце промежутка Значение LC0
эксперимента LC0, мин осреднения, кг/м3 среднее по [9]
Хвойные древесные F = 0,0072 м2 11,6 1,16 • 10-3 0,017
стройматериалы 15,0 1,81 • 10-3 0,029 0,024
F = 0,0145 м2 8,0 5,00 • 10-4 0,006
10,9 1,16 • 10-3 0,011
Оболочка кабелей F = 0,0067 м2 12,7 1,16 • 10-3 0,032
ПВХ 27,9 3,00 • 10-3 0,028 0,109
F = 0,012 м2 7,6 1,16 • 10-3 0,035
20,0 3,00 • 10-3 0,050
Масло трансформа- F = 0,01м2; S = 1,15 мм 3,5 1,16 • 10-3 0,042
торное 5,0 2,00 • 10-3 0,056 0,122
F = 0,01 м2; S = 7,3 мм 5,4 1,16 • 10-3 0,012
5,7 5,10 • 10-3 0,061
что химический состав оболочки кабелей ПВХ и масла трансформаторного в настоящей работе и в публикации [9] может значительно отличаться друг от друга. Кроме того, в данных опытах не измерялась влажность хвойных древесных стройматериалов.
Заключение
Эксперименты, проведенные на мелкомасштабной установке в условно герметичном объеме, показали, что удельные коэффициенты выделения СО значительно изменяются по времени с начала горе-
ния и их средние значения существенно зависят от периода осреднения по времени испытаний.
Необходимо продолжение экспериментальных исследований с целью обоснования методики получения опытных значений удельных коэффициентов выделения моноксида углерода, являющихся исходными данными для математических моделей расчета динамики опасных факторов пожара в полномасштабном помещении. Испытания будут выполнены на мелкомасштабной установке как по условно герметичной, так и по проточной схемам течения [11].
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Белешников И. Л. Судебно-медицинская оценка содержания цианидов в органах и тканях людей, погибших в условиях пожара i автореф. дис. ... канд. мед. наук. — СПб., 1996. — 24 с.
2. Иличкин В. С. Токсичность продуктов горения полимерных материалов! Принципы и методы определения. — СПб. i Химия, 1993. — 136 с.
3. NFPA 269. Standard test method for developing toxic potency data for use in fire hazard modeling. — Quincy, MA i National Fire Protection Association, 2003. — P. 269-1-269-18.
4. Пузач С. В., СмагинА. В., Лебедченко О. С., АбакумовE. С. Новые представления о расчете необходимого времени эвакуации людей и об эффективности использования портативных фильтрующих самоспасателей при эвакуации на пожарах. — М. i Академия ГПС МЧС России, 2007. — 222 с.
5. Пузач С. В. Методы расчета тепломассообмена при пожаре в помещении и их применение при решении практических задач пожаровзрывобезопасности. — М. i Академия ГПС МЧС России, 2005. —336 с.
6. NFPA 92B. Technical Committee Reports — Technical Guide for Smoke Management Systems in Malls, Atria and Large Areas. — Quincy, MA i National Fire Protection Association, 1990.
7. McGrattan K., Klein B., Hostikka S., Floyd J. Fire Dynamics Simulator (Version 6). NIST Special Publication 1018. — Gaithersburg i National Institute of Standards and Technology, 2013. — 149 p.
8. Welch S., Rubini P. sofie: Simulation of Fires in Enclosures. User Guide. — United Kingdom, Cran-field i Cranfield University, 1996. — 340 p.
9. Кошмаров Ю. А. Прогнозирование опасных факторов пожара в помещении. — М. i Академия ГПС МВД России, 2000. — 118 с.
10. Пузач С. В., Пузач В. Г., Доан В. М. К определению показателя токсичности продуктов горения горючих веществ и материалов в помещении // Пожаровзрывобезопасность. — 2011. — Т. 20, №4.— С. 4-13.
11. Пузач С. В., Сулейкин Е. В. Новый теоретико-экспериментальный подход к расчету распространения токсичных газов при пожаре в помещении // Пожаровзрывобезопасность. — 2016. — Т. 25, № 2. — С. 13-20. DOI: 10.18322/PVB.2016.25.02.13-20.
12. Tanaka T., Yamada S. BRI2002: Two layer zone smoke transport model. Chapter 1. Outline of the model // Fire Science and Technology. — 2004. — Vol. 23, No. 1. — P. 1-44. DOI: 10.3210/fst.23.1.
13. Hansell G. O., Morgan H. P. Design approaches for smoke control in atrium buildings. Report BRE 258. — UK, Garston : Building Research Establishment, 1994. — 57 p.
Материал поступил в редакцию 18 марта 2016 г.
Для цитирования: Пузач С. В., АкперовР. Г. Экспериментальное определение удельного коэффициента образования моноксида углерода при пожаре в помещении // Пожаровзрывобезопасность. — 2016. — Т. 25, № 5. — С. 18-25. DOI: 10.18322/PVB.2016.25.05.18-25.
= English
EXPERIMENTAL DETERMINATION OF THE SPECIFIC COEFFICIENT OF RELEASE OF CARBON MONOXIDE DURING A FIRE IN THE ROOM
PUZACH S. V., Doctor of Technical Sciences, Professor, the Honoured Scientist of the Russian Federation, Head of Thermal Physics and Hydraulic Department, State Fire Academy of Emercom of Russia (Borisa Galushkina St., 4, Moscow, 129366, Russian Federation; e-mail address: puzachsv@mail.ru)
AKPEROV R. G., Lecturer, Fire Safety in Building Department, State Fire Academy of Emercom of Russia (Borisa Galushkina St., 4, Moscow, 129366, Russian Federation; e-mail address: akperov01@mail.ru)
ABSTRACT
An experimental installation for small-scale modeling of thermal and gas dynamics of fire in conventionally sealed volume during the combustion of solid and liquid combustible substances and materials is created. The plant consists of a combustion chamber and the exposure chamber in which there are measured the current mass of combustible material, the temperature of heat source, the mean volume temperature and mean volume gas concentrations in the gas mixture.
Analytical dependence for calculating the mean volume density of carbon monoxide is proposed. It is shown that the above mentioned density does not depend on the properties of the combustible material, sizes of the room and the area of the exposed surface of the fuel material. Thus, the above relationship is valid in a small-scale and large-scale conditions of fires in the room.
Experimental dependences between mean volume density of carbon monoxide and the mean volume temperature are obtained. Experimental dependences of the coefficients of the specific release of carbon monoxide and specific gasification mass rates from testing time during the combustion of coniferous wood, transformer oil and PVC sheath cables are received. It was found that the above coefficients are substantially unsteady.
A comparison of experimental results with those of literary sources and the analytical solution of the integral model is presented. The essential difference between the obtained values of LCO and the provided ones in the literature can be explained by differences in the experimental conditions. Also the chemical compositions of the PVC sheath cables and transformer oil in this paper and in the published ones may differ significantly from each other. Furthermore, in these experiments there was not measured humidity of coniferous wood materials.
It is shown that the values of the specific release coefficient and density of carbon monoxide are insignificant in the initial stage of burning when the oxygen concentration remains practically unchanged. By reducing the concentration of the oxygen emission of carbon monoxide increases dramatically and the density of carbon monoxide quickly reaches its critical value.
It was found that the average value of the specific release coefficient of carbon monoxide depends essentially on the averaging period of the time. Averaging value can be changed in the case of
coniferous wood materials in 2.63 times, for cable sheathing PVC — 1.8 times and transformer oil — 5.1 times.
Keywords: fire; modeling; carbon monoxide; specific coefficient of release of carbon monoxide; specific mass speed of gasification.
REFERENCES
1. Beleshnikov I. L. Sudebno-meditsinskaya otsenka soderzhaniya tsianidov v organakh i tkanyakh lyudey, pogibshikh v usloviyakh pozhara: avtoref. dis. kand. med. nauk [Forensic medical assessment of the content of cyanide in the organs and tissues of people who died in a fire. Abstr. cand. med. sci. diss.]. Saint Petersburg, 1996. 24 p.
2. Ilichkin V. S. Toksichnostproduktov goreniyapolimernykh materialov: Printsipy i metody opredele-niya [Toxicity of combustion products of polymeric materials: Principles and methods of determination]. Saint Petersburg, Khimiya Publ., 1993. 136 p.
3. NFPA 269. Standard test methodfor developing toxic potency datafor use in fire hazard modeling. Quincy, MA, National Fire Protection Association, 2003, pp. 269-1-269-18.
4. Puzach S. V., Smagin A. V., Lebedchenko O. S., Abakumov E. S. Novyyepredstavleniya o raschete ne-obkhodimogo vremeni evakuatsii lyudey i ob effektivnosti ispolzovaniya portativnykh filtruyushchikh samospasateley pri evakuatsii na pozharakh [New ideas about the calculation of necessary time of evacuation of people and the effectiveness of using a portable filter self-rescuers during evacuation at fires]. Moscow, State Fire Academy of Emercom of Russia Publ., 2007. 222 p.
5. Puzach S. V. Metody rascheta teplomassoobmenapripozhare vpomeshchenii i ikhprimeneniyepri re-shenii prakticheskikh zadach pozharovzryvobezopasnosti [Methods for calculating the heat and mass transfer in a fire at the premises and their application in solving practical problems of fire safety]. Moscow, State Fire Academy of Emercom of Russia Publ., 2005. 336 p.
6. NFPA 92B. Technical Committee Reports — Technical Guide for Smoke Management Systems in Malls, Atria and Large Areas. Quincy, MA, National Fire Protection Association, 1990.
7. McGrattan K., Klein B., Hostikka S., Floyd J. Fire Dynamics Simulator (Version 6). National Institute of Standards and Technology. Special Publication 1018. Gaithersburg, 2013. 149 p.
8. Welch S., Rubini P. SOFIE: Simulation of Fires in Enclosures. User Guide. United Kingdom, Cran-field, Cranfield University, 1996. 340 p.
9. Koshmarov Yu. A. Prognozirovaniye opasnykh faktorovpozhara vpomeshchenii [Forecasting of fire hazards in the case of indoor fire]. Moscow, State Fire Academy of Ministry of Interior of Russia Publ., 2000. 118 p.
10. Puzach S. V., Puzach V. G., Doan V. M. K opredeleniyu pokazatelya toksichnosti produktov goreniya goryuchikh veshchestv i materialov v pomeshchenii [To definition of toxic potency of combustion products of combustible materials in compartment]. Pozharovzryvobezopasnost — Fire and Explosion Safety, 2011, vol. 20, no. 4, pp. 4-13.
11. Puzach S. V., Suleykin E. V. Novyy teoretiko-eksperimentalnyy podkhod k raschetu rasprostraneniya toksichnykh gazov pri pozhare v pomeshchenii [New united theoretical and experimental approach to the calculation of the distribution of toxic gases in case of fire in the room]. Pozharovzryvobezopasnost —Fire andExplosion Safety, 2016, vol. 25, no. 2, pp. 13-20. DOI: 10.18322/PVB.2016.25.02.13-20.
12. TanakaT., YamadaS. BRI2002: Two layer zone smoke transport model. Chapter 1. Outline of the model. Fire Science and Technology, 2004, vol. 23, no. 1, pp. 1-44. DOI: 10.3210/fst.23.1.
13. Hansell G. O., Morgan H. P. Design approachesfor smoke control in atrium buildings. Report BRE 258. UK, Garston, Building Research Establishment, 1994. 57 p.
For citation: Puzach S. V., Akperov R. G. Eksperimentalnoye opredeleniye udelnogo koeffitsiyenta obrazovaniya monoksida ugleroda pri pozhare v pomeshchenii [Experimental determination of the specific coefficient of release of carbon monoxide during a fire in the room]. Pozharovzryvobezopasnost —Fire and Explosion Safety, 2016, vol.25, no. 5, pp. 18-25. DOI: 10.18322/PVB.2016.25.05.18-25.
