CC BY
37
С. В. ПУЗАЧ, д-р техн. наук, профессор, начальник кафедры инженерной теплофизики
и гидравлики, Академия Государственной противопожарной службы МЧС России
(Россия, 129366, г. Москва, ул. Бориса Галушкина, 4; e-mail: [email protected])
Е. В. СУЛЕЙКИН, преподаватель кафедры пожарной безопасности в строительстве,
Академия Государственной противопожарной службы МЧС России
(Россия, 129366, г. Москва, ул. Бориса Галушкина, 4; e-mail: [email protected])
Р. Г. АКПЕРОВ, преподаватель кафедры пожарной безопасности в строительстве,
Академия Государственной противопожарной службы МЧС России
(Россия, 129366, г. Москва, ул. Бориса Галушкина, 4; e-mail: [email protected])
В. И. ДУТОВ, д-р мед. наук, профессор, профессор кафедры кадрового, правого и психологического обеспечения, Академия Государственной противопожарной службы МЧС России (Россия, 129366, г. Москва, ул. Бориса Галушкина, 4)
УДК 614.841
ПОВЫШЕНИЕ ДОСТОВЕРНОСТИ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ МЕТОДОВ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПОКАЗАТЕЛЯ ТОКСИЧНОСТИ ВЕЩЕСТВ И МАТЕРИАЛОВ
Дан анализ термогазодинамических условий проведения экспериментов по определению токсичности продуктов горения при пожаре в помещении. Получены аналитические решения для расчета плотности токсичного газа в характерных мелко- и крупномасштабных объемах. Представлены результаты экспериментов в мелкомасштабной установке и их анализ. Проведено сопоставление расчетных значений плотности оксида углерода с экспериментальными данными. Предложены способы повышения достоверности определения показателя токсичности веществ и материалов.
Ключевые слова: пожар; показатель токсичности; горение; токсичные газы; подобие; коэффициент теплопотерь.
Введение
По статистике [1] более чем в 80 % случаев причиной смерти людей на пожарах являлось отравление продуктами горения. В связи с этим и с расширением областей использования материалов и изделий на основе полимеров, горение и тление которых сопровождается выделением большого количества токсичных продуктов горения, разработка эффективных противопожарных профилактических мероприятий на основе определения показателя токсичности материалов становится все более актуальной.
Показатели токсичности, определяемые плотностью токсичных газов и кислорода, а также температурой среды, получают, как правило, в результате мелкомасштабных экспериментов [2, 3], которые не воспроизводят полномасштабных термогазодинамических условий протекания пожара в реальных помещениях. Поэтому определение показателя токсичности по данным химического анализа необходимо проводить в таких термогазодинамических условиях, чтобы величины опасных факторов пожара (концентрация токсичных газов, пониженная концентрация кислорода и повышенная температура) были одинаковыми в смесях про-
дуктов горения и воздуха, полученных в мелкомасштабной экспериментальной установке и полномасштабном реальном помещении.
Поскольку практически невозможно в полном объеме выполнить положения теории подобия при переходе от мелкомасштабной модели к натурному помещению [4], необходимо установить связь между плотностями токсичных газов и удельными коэффициентами их образования, а также между плотностью кислорода и температурой при сгорании одного и того же горючего материала в различных термогазодинамических условиях в помещениях разных размеров.
Количество выделяющихся токсичных газов определяется химическим составом и концентрацией газообразных продуктов газификации твердых и жидких горючих веществ и материалов, а также термогазодинамическими условиями пожара [5, 6]. В настоящее время эта проблема не решена ни с теоретической, ни с экспериментальной точек зрения из-за сложности физико-химических условий протекания процессов газификации и горения, а также неопределенности химического состава современных строительных материалов. Кроме того, отсутствуют
© Пузач С. В., Сулейкин Е. В., Акперов Р. Г., Дутов В. И., 2013
научно обоснованные методики расчета удельных коэффициентов выделения токсичных газов с учетом конкретных термогазодинамических условий пожара (температуры, концентрации кислорода и т. д.). Значения удельных коэффициентов выделения токсичных газов при пожаре значительно отличаются друг от друга в разных базах данных [6, 7], а сведения о теплофизических и химических показателях для многих современных материалов отсутствуют.
В данной работе представлены результаты теоретического и экспериментального исследования концентраций токсичных газов (на примере оксида углерода СО) и температуры в смесях продуктов горения и воздуха, образующихся в мелкомасштабной экспериментальной установке, а также рассмотрена возможность распространения полученных результатов на реальное полномасштабное помещение.
Постановка задачи
Рассмотрим термогазодинамические условия пожара при его свободном развитии в помещениях разных размеров для твердых и жидких горючих веществ и материалов.
Схема пожара в герметичном мелкомасштабном объеме, используемая для определения показателя токсичности при стандартных испытаниях [2, 3], показана на рис. 1,а (схема № 1).
Термогазодинамическая картина пожара в полномасштабном помещении с малой площадью проемов или на начальной стадии пожара, когда через проемы происходит только вытеснение газовой среды помещения наружу, представлена на рис. 1,6 (схема № 2).
В качестве токсичного газа будем рассматривать оксид углерода.
Требуется определить изменение среднеобъем-ной плотности токсичных газов на примере оксида углерода в зависимости от температуры; исследо-
т
Рис. 1. Схема тепломассообмена в мелкомасштабной камере в замкнутом объеме (а) и полномасштабном помещении с малой площадью проемов (6): 1 — стенки камеры (помещения); 2 — горючий материал; 3 — смесь продуктов горения и воздуха
вать поведение коэффициента пропорциональности К между плотностью токсичного газа (СО) и отношением Ь^ нр при различных теплопотерях, определяемых коэффициентом ф (где Ь — удельный коэффициент выделения токсичного газа; Qн -низшая рабочая теплота сгорания горючего материала, Дж/кг).
Описание экспериментальной установки
Установка для определения показателя токсичности (рис. 2) имеет следующее устройство. Камера сгорания 1 вместимостью 310-3 м3 соединена с экспозиционной камерой 6 переходными рукавами 5 и 18. В камере установлен экранированный электронагревательный излучатель 3 размером 120х 120 мм и держатель образца 2 размером 120x120x25 мм.
Камера сгорания выполнена из листовой нержавеющей стали толщиной (2,0+0,1) мм. Излучатель представляет собой нагревательную спираль, размещенную в трубках из кварцевого стекла и расположенную перед стальным полированным отражателем с водяным охлаждением. Он закреплен на верхней стенке камеры под углом 45° к горизонтали. На боковой стенке камеры сгорания имеется окно из кварцевого стекла для наблюдения за образцом
Рис. 2. Схема экспериментальной установки: 1 — камера сгорания; 2 — держатель образца; 3 — электронагревательный излучатель; 4 — заслонки; 5,18 — переходные рукава; 6 — стационарная секция экспозиционной камеры; 7 — дверца предкамеры; 8 — подвижная секция экспозиционной камеры; 9,15 — штуцеры; 10 — термометр; 12 — предкамера; 13 — предохранительная мембрана; 14 — вентилятор; 16 — резиновая прокладка; 17 — клапан продувки
при испытаниях. На выходе из камеры сгорания размещены заслонки верхнего и нижнего переходных рукавов.
Экспозиционная камера состоит из стационарной и подвижной секций. По периметру стационарной секции имеется паз для надувной резиновой прокладки с рабочим давлением не менее 6 МПа. В верхней части камеры находится четырехлопастной вентилятор перемешивания диаметром 150 мм с частотой вращения 5 с-1. На боковой стенке установлен клапан продувки. На торцевой стенке подвижной секции закреплены предохранительная мембрана, предкамера, штуцеры для подключения газоанализаторов, термометр для измерения температуры в нижней части камеры. Перемещение подвижной секции позволяет изменять объем экспозиционной камеры от 0,1 до 0,2 м3.
Для контроля плотности теплового потока используют водоохлаждаемый датчик типа "Гордон" Ф0А-013 и регистрирующий прибор типа А 565-001-06 с диапазоном измерений от 0 до 100 мВ. Погрешность измерения плотности теплового потока не превышает ±8 %.
Для непрерывного контроля состава газовоздушной среды в экспозиционной камере используют газоанализаторы: оксида углерода — ГИАМ-5М с диапазоном измерений от 0 до 1 %, допустимой погрешностью ±2 %; диоксида углерода — ГИАМ-5М с диапазоном измерений от 0 до 5 %, допустимой погрешностью ±2 %; кислорода—МН 5130-1 с диапазоном измерений от 0 до 21 %, допустимой погрешностью ±2 %.
Для непрерывного контроля температуры в экспозиционной камере использовались девять термоэлектрических преобразователей типа ТПК 005 с диапазоном измерений от минус 40 до 1000 °С с погрешностью 6 %.
Термопары располагали на трех уровнях: 50 мм от пола установки, в середине камеры и 50 мм от потолка— по три термопреобразователя в одной плоскости.
Методика проведения эксперимента
Материалы испытывали в режиме пламенного горения. Режим пламенного горения обеспечивался при температуре испытания 650 °С (плотность падающего теплового потока 55 кВт/м2).
Предварительно взвешенный образец материала, имеющий комнатную температуру, помещали в держатель образца (вкладыш).
С момента выхода электронагревательного излучателя на стабилизированный режим открывали заслонки переходных рукавов и дверцу камеры сгорания. Вкладыш с образцом без задержки помещали в держатель образца, после чего дверцу камеры
сгорания закрывали. С периодичностью 60 с от момента начала экспозиции материала фиксировали показания концентраций С0.
Математические модели определения плотности токсичного газа
Схема № 1
Законы сохранения массы и энергии газовой среды, а также массы токсичного газа и кислорода внутри герметичного объема имеют вид:
V О^Е. = Т;
ёх
Рср cvV■
ср
ёх
= нр(1 -Ф);
т. ёРг.ср 1Т(Г
V —-— = гг¥Ц ах
V ^ = -^о2
(1) (2)
(3)
(4)
где V — объем помещения, м ;
Рср, Рг.ср, Р0гср — среднеобъемная плотность соответственно газовой среды, токсичного газа и кислорода, кг/м3; х — время, с;
Т — скорость газификации горючего материала, кг/с;
су — удельная изохорная теплоемкость газа, Дж/(кг-К);
Тср — среднеобъемная температура газовой среды, К;
^ — полнота сгорания;
Ф — коэффициент теплопотерь, равный доле теплоты, выделившейся в очаге горения и поступающей в ограждающие конструкции из всего объема помещения;
Ь0г—удельный коэффициент потребления кислорода.
Удельную изохорную теплоемкость принимаем одинаковой для газовой смеси и воздуха [4, 7] — су = 714 Дж/(кг-К).
Выражение для среднеобъемной плотности токсичного газа через промежуток времени х с момента начала горения, полученное после интегрирования уравнения (3), примет вид:
= Р г
V
I
[ Тёх,
(5)
где Ргв — среднеобъемная плотность токсичного газа в чистом воздухе, кг/м3.
Токсичный газ в воздухе перед пожаром отсутствует, т. е. Ргв = 0.
Коэффициент пропорциональности К1 между
плотностью токсичного газа и отношением
1/0 нр
0
получим, разделив и умножив правую часть выражения (5) на Q р
К =
лQ
р т
н
V
/Тёт.
(6)
Пренебрегаем суммарной массой продуктов газификации за полное время горения по сравнению с массой воздуха, находящегося внутри герметичного объема. Тогда исходя из условий лТт << рср V рср = рв (изохорный процесс) и из решения уравнения (2) получим:
л Q нр(1 -ф)т
т = т
ср в
р вcvV
(7)
где рв — плотность воздуха, кг/м3.
С учетом (7) из уравнения (6) получим значение коэффициента пропорциональности:
Рв Су (тср - тв)
К1 =
или
К1 =
ятв(1 -ф)
2,5 • 105 тср - тв 1 -ф тв
(8)
(9)
ср — удельная изобарная теплоемкость газа, Дж/(кг-К);
тв — температура воздуха, К; А и п — параметры, зависящие от вида горючего вещества (твердое или жидкое);
В " В СР рв ТЬ В—размерный параметр, кг; В = —--.
л (1 -ф) Q нр
При достижении пороговой плотности (т ^ да) среднеобъемная плотность токсичного газа из уравнения (12) может быть представлена в виде:
ср р в тв Ь
= р п =
1 -ф Qнр
(15)
Максимальное значение коэффициента пропорциональности между плотностью токсичного газа и отношением Ь^ н в выражении (15) определим по выражению
К
2тах
или
К
Ср р втв 1 -ф
3,5 • 105 1 -ф
(16)
(17)
где рв — давление наружного воздуха, Па.
Среднеобъемная плотность кислорода из решения уравнения (4)
лЬ0 т.
р02ср =р02в--^ /Тёт, (10)
0
где рО — плотность кислорода в воздухе, кг/м3.
Уравнение (10), используя выражение (7), можно привести к виду:
Рв СУ
Я (1 -ф) т в Q р
Схема № 2
р02ср = р02
т - т Ь ср в 02 (11)
Зависимости среднеобъемной плотности токсичного газа (при ргв = 0), среднеобъемной температуры газовой среды и среднеобъемной плотности кислорода от времени имеют вид [7]:
= р п
1 - ехр | - А тп
А
тср = твеХР ^В Х
Вл Ь02
(12) (13)
1 +
р0 V
2 ср
V
Вл Ь0.
р02
А
ехР I - В тп I- 1
(14)
где рп — пороговая плотность, кг/м ;
СрТв Ь рп =-- рв;
(1 -ф) Q нр
где ср = 1000 Дж/(кг-К) [8];
рвтв = рв/я — из уравнения состояния идеального газа;
Я — газовая постоянная смеси газов, Дж/(кг-К). Коэффициент пропорциональности между плотностью токсичного газа и отношением Ь^ р можно получить из выражения (12) с учетом уравнения (13):
3,5 • 105 тср - тв
К2 =
1-ф
(18)
Зависимость среднеобъемной плотности кислорода (уравнение (14)) от времени с учетом уравнения (13) можно привести к виду:
р0
ВлЧ
2 сР
V
VTв
Влчтср
р02
т - т
ср в
(19)
Таким образом, в рассмотренных выше двух схемах (но их может быть больше: в работе [8] — пять схем) характерная плотность токсичного газа может быть описана следующей зависимостью:
Ь
=К
Q нр
(20)
где р гг — характерная плотность токсичного газа для г-й схемы, кг/м3;
К1 — коэффициент пропорциональности между характерной плотностью оксида углерода и отношением Ьн в г-й схеме пожара, Дж/м3. Полученные формулы показывают, что коэффициент пропорциональности не зависит от свойств горючего материала, размеров помещения и площа-
0
0
тах
ср
ср
п
*
ди открытой поверхности горючего материала и является функцией только трех параметров, характеризующих термодинамическую картину пожара:
АГ;, кДж/м3
К = /(Тср, Тв, ф).
(21)
В качестве характерных показателей принимались среднеобъемная температура и среднеобъемная плотность газовой среды помещения.
Таким образом, коэффициент теплопотерь является необходимым критерием равенства характерных концентраций токсичных газов, полученных в мелкомасштабной экспериментальной установке и реальном помещении.
Необходимо отметить, что коэффициент теплопотерь в общем случае изменяется во времени [9], а не является постоянным.
Исходные данные
Коэффициент теплопотерь ф принимался равным 0,3; 0,6 и 0,9.
Начальные условия задавались следующими: Тв = 293 К; рв = 101300 Па.
Рассматривались следующие горючие материалы:
• твердая горючая нагрузка — изоляция силового кабеля, свойства которой принимались по типовой базе горючей нагрузки [7]: Q р = 30,7 МДж/кг; ууд = 0,0244 кг/(м2-с); ^л = 0,0071 м/с; Ьсо = = 0,1295; Ь02 =-2,19 (где Ьсо— удельный коэффициент образования оксида углерода; ууд — удельная скорость газификации горючего материала, кг/(м2-с); wn — линейная скорость распространения пламени по поверхности твердого горючего материала, м/с);
• жидкая горючая нагрузка — промышленное масло, свойства которого принимались по типовой базе горючей нагрузки [7]: Q р = 42,7 МДж/кг;
= 0,043 кг/(м2-с); Ьсо = 0,122; Ьо = -1,589.
уд
Результаты экспериментов и их анализ
Зависимости коэффициентов пропорциональности К между характерной плотностью оксида углерода, рассчитанной по (20), и отношением Ь^р, полученные для рассмотренных выше схем, а также с использованием интегральной модели расчета тепломассообмена при пожаре, от среднеобъемной температуры газовой среды при горении изоляции силовых кабелей и промышленного масла приведены на рис. 3.
Тестирование полученных теоретических зависимостей на полученных опытных данных является оценочным, так как в данной работе измерялась плотность оксида углерода только в одной точке.
Экспериментальные значения коэффициента К определялись из формулы (20) с использованием экспериментальных значений локальных плотностей и
800 700 600 500 400 300 200 100 0
'ч ч - А ^ Ч АА
А А А _А__- -- А
2 \ А
\ А
60 62 64 66 68 70 72 74 76 г, °С
К» кДж/м3 б
450 А^—^
400
350 А
300 / » А А
250 А
200 3 ^^ 5Ч А АА
150 \ """"ч \ \
100 /
50 0 -А—1-1-
20
30
40
50
60
70
Рис. 3. Зависимости коэффициентов пропорциональности К между характерной плотностью оксида углерода и отношением ь/ Qр от среднеобъемной температуры при горении кабелей (а) и промышленного масла (б): 1 — экспериментальные значения; 2,3—расчет по формуле (9) при ф = 0,6(2) и ф = 0,9 (3); 4, 5 — расчет по формуле (18) при ф = 0,3 (4) и ф = 0,6 (5)
температур, а также оценочных величин Ьсо и Q Р из базы данных [7].
Практический интерес для задачи обеспечения безопасной эвакуации людей представляет область температур газовой смеси, не превышающих критического значения для человека, равного 70 °С [7]. При превышении этой температуры человек гибнет, и в первую очередь от теплового ожога.
Зависимости среднеобъемной плотности оксида углерода от среднеобъемной температуры газовой среды при горении изоляции силового кабеля и промышленного масла приведены на рис. 4. Из рисунка видно, что теоретические значения среднеобъемной плотности оксида углерода в полномасштабном помещении (схема № 2) при ф = 0,3 и ф = 0,6 отличаются от значений среднеобъемной плотности оксида углерода в мелкомасштабном объеме (схема № 1) не более чем на 35 % при ф = 0,6.
При одинаковых значениях коэффициента теплопотерь (ф = 0,6) и при одной и той же среднеобъемной температуре среднеобъемная плотность оксида углерода в полномасштабном помещении примерно на 35 % больше данного показателя, полученного на испытательном стенде.
Рсо кг/м3
Зч ♦ ♦ ♦ ____ --- ♦
ч 5 ♦
\ ♦
0,0025 0,0020 0,0015 0,0010 0,0005 0
60 62 64 66 68 70 72 74 76 °С РСО. кг/м3
°С
Рис. 4. Зависимости среднеобъемной плотности оксида углерода от среднеобъемной температуры при горении кабелей (а) и промышленного масла (6): 1 —экспериментальные значения; 2, 3 — расчет по формуле (9) при ф = 0,6 (2) и ф = 0,9 (3); 4, 5 — расчет по формуле (18) при ф = 0,3 (4) и ф = 0,6 (5)
Однако из-за существенной неоднородности полей концентраций СО в полномасштабном помещении локальные концентрации СО будут существенно больше, чем среднеобъемные концентрации в экспериментальной установке.
Результаты экспериментов показали существенную неоднородность температурного поля по объему газовой смеси при ее перемешивании с помощью вентилятора. Например, локальная температура I через 3 мин с момента начала горения изоляции силового кабеля составляла на уровне:
• 50 мм от пола установки — 27,4 °С;
• середины камеры — 143,1 °С;
• 50 мм от потолка — 46,4 °С.
В связи с этим в качестве определяющего значения температуры для показателя токсичности необходимо брать ее некоторое характерное значение, например среднеобъемное. В этом случае можно будет использовать вышеприведенные математические модели, позволяющие оценить адекватность показателя токсичности в мелкомасштабной уста-
новке соответствующему показателю в реальном полномасштабном помещении.
Результаты экспериментов показали существенный разброс экспериментальных данных по концентрациям СО при одинаковой средней температуре (см. рис. 4). Например, при ? = 72,3 °С за время измерений в случае горения изоляции силового кабеля минимальная плотность СО равна 0,0006 кг/м3, максимальная — 0,0022 кг/м3 (что выше минимального значения в 3,67 раза). Это свидетельствует о существенной нестационарности процесса.
Анализ полученных экспериментальных данных показывает, что в стандартных мелкомасштабных экспериментальных установках даже в условиях перемешивания образующейся смеси продуктов горения и воздуха с помощью вентилятора нестационарное температурное поле (а следовательно, и поля концентраций токсичных газов из-за гидрогазодинамического подобия) является существенно неоднородным. Поэтому необходимо обосновать, какие значения температур и концентраций токсичных газов и в какие моменты времени следует использовать для определения показателя токсичности.
Заключение
В стандартных мелкомасштабных экспериментальных установках концентрации токсичных газов и температуры, используемые при определении показателя токсичности, не являются среднеобъемными и измерены в недостаточном количестве точек, произвольно расположенных внутри экспериментального объема. При этом термогазодинамический процесс внутри экспериментального объема является существенно нестационарным и неоднородным. В связи с этим найденные значения показателя токсичности не могут достоверно характеризовать токсичные свойства продуктов горения.
В качестве определяющих значений температуры, концентраций токсичных газов и кислорода необходимо принимать соответствующие среднеобъ-емные значения.
Из-за существенной неоднородности температурных и концентрационных полей, получаемых в стандартных мелкомасштабных экспериментальных установках, последние необходимо модернизировать, с тем чтобы они позволяли достоверно определять среднеобъемные температуры и концентрации токсичных газов с выходом на стационарный режим термогазодинамической картины.
Определение показателя токсичности в мелкомасштабных экспериментальных установках по данным химического анализа требует для получения газовой смеси, адекватной соответствующей смеси в полномасштабном помещении, дополнительных измерений коэффициента теплопотерь от газовой
среды экспериментального объема к его ограждающим конструкциям.
На основе анализа результатов исследований (в том числе с учетом данных работы [8]) выделены два основных направления дальнейшей работы:
• совершенствование стандартного метода испытаний;
• разработка научных основ создания мелкомасштабной проточной камеры и методики проведения в ней экспериментов.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Белешников И. Л. Судебно-медицинская оценка содержания цианидов в органах и тканях людей, погибших в условиях пожара : дис. ... канд. мед. наук. — СПб., 1996.
2. Иличкин В. С. Токсичность продуктов горения полимерных материалов. Принципы и методы определения. — М. : Химия, 1993. — 136 с.
3. NFPA 269: Standard Test Method for Developing Toxic Potency Data for Use in Fire Hazard Modeling. NFPA National Fire Codes. Quincy, 2003, pp. 269-1-269-18.
4. Пузач С. В. Методы расчета тепломассообмена при пожаре в помещении и их применение при решении практических задач пожаровзрывобезопасности. — М. : Академия ГПС МЧС России, 2005. —336 с.
5. Пузач С. В., Смагин А. В., Доан Вьет Мань, Лебедченко О. С. Оценка токсикологической обстановки при возникновении пожара в салоне самолета и помещениях аэропортов // Тепловые процессы в технике. — 2009. — Т. 1, № 12.— С. 531-535.
6. Пузач С. В., Смагин А. В., Лебедченко О. С., Абакумов Е. С. Новые представления о расчете необходимого времени эвакуации людей и об эффективности использования портативных фильтрующих самоспасателей при эвакуации на пожарах. — М.: Академия ГПС МЧС России, 2007. — 222 с.
7. Кошмаров Ю. А. Прогнозирование опасных факторов пожара в помещении. — М. : Академия ГПС МВД России, 2000. — 118 с.
8. Пузач С. В., Доан Вьет Мань, Пузач В. Г. К определению показателя токсичности продуктов горения горючих веществ и материалов в помещении // Пожаровзрывобезопасность. — 2011. — Т. 20, № 4. — С. 4-13.
9. Пузач С. В., Горячева М. П., Андреев В. В. Расчет коэффициента теплопотерь при определении критической продолжительности пожара// Пожаровзрывобезопасность. — 2007. — Т. 16, № 6. — С. 21-24.
Материал поступил в редакцию 17 декабря 2012 г.
— English
INCREASING THE VALIDITY OF EXPERIMENTAL DEFINITION OF SUBSTANCE AND MATERIAL TOXIC POTENCY
PUZACH Sergey Viktorovich, Doctor of Technical Sciences, Professor, 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: [email protected])
SULEYKIN Yevgeniy Vladimirovich, Lecturer of Department of Fire Safety in Civil Engineering, State Fire Academy of Emercom of Russia
(Borisa Galushkina St., 4, Moscow 129366, Russian Federation; e-mail address: [email protected])
AKPEROV Ruslan Gyandzhaviyevich, Lecturer of Department of Fire Safety in Civil Engineering, State Fire Academy of Emercom of Russia (Borisa Galushkina St., 4, Moscow 129366, Russian Federation; e-mail address: [email protected])
DUTOV Vladimir Ivanovich, Doctor of Medical Sciences, Professor, Professor of Department of Human Resources, Legal and Psychological Support, State Fire Academy of Emercom of Russia (Borisa Galushkina St., 4, Moscow 129366, Russian Federation)
ABSTRACT
The analysis of thermogasdynamic conditions of experiments to define the toxicity level of combustion products in case of a closed fire have been conducted. The results of theoretical and experimental research of the amounts of toxic gases concentration (as the example of carbon monoxide) and the temperature in the mixtures of combustion products and air, which are formed in the small-scale
n0^AP0B3PNB00nACH0CTb BE^ECTB M MATEPMAA0B_
experimental installation, and considerations on distribution possibility of the received results onto the real full-scale room are presented.
Analytical solutions have been found to calculate the density of toxic gas in sealed small-scaled and large-scaled premises with small apertures or on the first stage of the fire, when there is only a replacement of the gas environment of the room outside through apertures. It is shown that the proportionality coefficient between the characteristic density of carbon monoxide and the relation of coefficient of evolving of carbon monoxide to the lowest working warmth of combustion does not depend on the properties of the combustible material, the sizes of the room and the area of the open surface of the combustible. It is only the function of three parameters characterizing the thermodynamic picture of the fire—medium-volume temperature of the gas environment, the coefficient of heatlosses and air temperature.
The experimental small-scaled installation for defining the indicator of toxicity consists of the combustion chamber, the exposition camera, electro-heating radiator, the fan and the holder of a sample. For continuous control of the structure of the air-gas environment in the exposition camera gas analyzers of carbon oxide, carbon dioxide and oxygen dioxide are used. For continuous temperature control in the exposition camera nine thermoelectric converters were used. The tests in flame burning conditions of solid combustible loading (isolation of a power cable) and liquefiable combustible loading (industrial oil) were carried out.
Theoretical and experimental dependences on medium-volume temperature of the gas environment of medium-volume density of carbon oxide, and also the proportionality coefficients between the characteristic density of carbon monoxide and the relation of coefficient of evolving of carbon monoxide to the lowest working warmth of combustion for the considered schemes of thermo-gasdynamics of a fire are received. It is shown that in the standard small-scaled experimental installations the amounts of toxic gases and temperature concentrations, used in calculating the indicator of toxicity, are not medium-volume and they are measured in insufficient quantity of randomly located points in experimental volume. Thus, thermogasdynamic process in experimental volume is significantly non-stationary and inhomogeneous. Therefore, the researched data of the toxicity indicator cannot authentically characterize the toxic properties of combustion products.
Standard small-scaled experimental installations are to be modernized because of the essential inhomogeneity of temperature and concentration fields to define reliably the medium-volume temperatures and concentration of toxic gases with the exit to steady-state conditions of the thermogasdynamic picture.
The defining of the toxicity indicator on the small-scaled experimental installations according to the chemical analysis demands for the receiving the gas mixture, which is adequate to the corresponding mixture in the full-scaled premises, additional measurements of heatlosses coefficient from the gas environment of the experimental volume to its protecting constructions.
The two main directions for further research work are defined: the improvement of the standard test method and the development of the scientific bases of designing the small-scaled flowing camera and the technique to carry out experiments in it.
Keywords: fire; toxic potency; burning; toxic gases; similarity, heat losses coefficient.
REFERENCES
1. Beleshnikov I. L. Sudebno-meditsinskaya otsenka soderzhaniya tsianidov v organakh i tkanyakh lyudey, pogibshikh v usloviyakh pozhara. Dis. kand. med. nauk [Forensic medical appraisal of the content of cyanide in organs and tissues of people died in fire. Dr. med. sci. diss.]. Saint-Petersburg, 1996.
2. Ilichkin V. S. Toksichnost produktov goreniya polimernykh materialov. Printsipy i metody opredele-niya [Toxic property of combustion products of polymer materials. Principals and methods of estimation]. Moscow, Khimiya Publ., 1993. 136 p.
3. NFPA 269: Standard Test Methodfor Developing Toxic Potency Data for Use in Fire Hazard Modeling. NFPA National Fire Codes. Quincy, 2003, pp. 269-1-269-18.
4. Puzach S. V. Metody rascheta teplomassoobmenapripozhare vpomeshchenii i ikhprimeneniyepri re-shenii prakticheskikh zadach pozharovzryvobezopasnosti [Methods of calculation of heat and mass transfer in the case of indoor fire and their practical application in solving problems of fire-explosion safety]. Moscow, State Fire Academy of Emercom of Russia Publ., 2005. 336 p.
5. Puzach S. V., Smagin A. V., Doan Vyet Man, Lebedchenko O. S. Otsenka toksikologicheskoy obsta-novki pri vozniknovenii pozhara v salone samoleta i pomeshcheniyakh aeroportov [Toxicological evaluation of fire on board an aircraft and airport premises]. Teplovyyeprotsessy v tekhnike — Thermal Processes in Technology, 2009, vol. 1, no. 12, pp. 531-535.
6. Puzach S. V., Smagin A. V., Lebedchenko O. S., Abakumov Ye. S. Novyyepredstavleniya o raschete neobkhodimogo vremeni evakuatsii lyudey i ob effektivnosti ispolzovaniya portativnykh filtruyushchikh samospasateley pri evakuatsii na pozharakh [New concept of method of calculation of time necessary for evacuation and portable filter self-rescuer use efficiency during fire evacuation]. Moscow, State Fire Academy of Emercom of Russia Publ., 2007. 222 p.
7. Koshmarov Yu. A. Prognozirovaniye opasnykh faktorovpozhara v pomeshchenii [Forecasting of fire hazards in the case of indoor fire]. Moscow, State Fire Academy of Ministry of Interior of Russia Publ., 2000. 118 p.
8. Puzach S. V., Doan Vyet Man, Puzach V. G. K opredeleniyu pokazatelya toksichnosti produktov gore-niya 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.
9. Puzach S. V., Goryacheva M. N., Andreyev V. V. Raschetkoeffitsiyentateplopoter pri opredelenii kri-ticheskoy prodolzhitelnosti pozhara v pomeshchenii [Calculation of heat loss ratio at determining critical fire duration in compartment]. Pozharovzryvobezopasnost — Fire and Explosion Safety, 2007, vol. 16, no. 6, pp. 21-24.
Издательство «П0ЖНАУКА»
Представляет книгу
ОГНЕТУШИТЕЛИ. УСТРОЙСТВО. ВЫБОР. ПРИМЕНЕНИЕ
Д. А. Корольченко, В. Ю. Громовой
В учебном пособии приведены классификация огнетушителей и конструкции основных их типов, средства тушения, используемые для зарядки огнетушителей, виды огнетушителей и правила их применения для ликвидации загораний различных веществ, рекомендации по расчету необходимого количества огнетушителей для разных объектов, по их размещению, хранению и техническому обслуживанию.
Рекомендации, содержащиеся в книге, разработаны на основе современных нормативных документов, регламентирующих конструкцию, условия применения, правила эксплуатации и технического обслуживания огнетушителей.
Учебное пособие рассчитано на широкий круг читателей: инженерно-технических работников предприятий и организаций, ответственных за оснащение объектов огнетушителями, поддержание их в работоспособном состоянии и своевременную перезарядку; преподавателей курсов пожарно-технического минимума и дисциплины "Основы безопасности жизнедеятельности" в средних и высших учебных заведениях; частных лиц, выбирающих огнетушитель для обеспечения безопасности квартиры, дачи или автомобиля.
121352, г. Москва, а/я 43; тел./факс: (495) 228-09-03; e-mail: [email protected]; www.firepress.ru
