Сравнительный анализ методов расчета массовых расходов системы дымоудаления при пожаре в помещении Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

МОДЕЛИРОВАНИЕ ПОЖАРОВ

Д-р техн. наук, профессор, начальник кафедры Академии Государственной противопожарной службы МЧС РФ

С. В. Пузач

Адъюнкт Академии Государственной противопожарной службы МЧС РФ

Е. С. Абакумов

Главный специалист отдела Центра обеспечения деятельности Федеральной противопожарной службы МЧС РФ

И. Е. Фролов

Адъюнкт Академии Государственной противопожарной службы МЧС РФ

НгуенТханьХай

Канд. юрид. наук, доцент Академии Государственной противопожарной службы МЧС РФ

О. С.Ёебедченко

УДК 614.841

СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ МЕТОДОВ РАСЧЕТА МАССОВЫХ РАСХОДОВ СИСТЕМЫ ДЫМОУДАЛЕНИЯ ПРИ ПОЖАРЕ В ПОМЕЩЕНИИ

Проведен сравнительный анализ интегральных, зонных и эмпирических методов расчета массовых расходов системы дымоудаления при модельном пожаре в помещении. Показано, что при вдуве приточного воздуха в зону припотолочного слоя для недопущения распространения дыма в смежные помещения необходимо существенно увеличивать производительность системы дымоудаления. Отмечено, что моделирование области горения в виде точечного источника теплоты, расположенного ниже поверхности горения, дает некорректные результаты. Численные эксперименты показали необходимость проведения дальнейших исследований по учету в интегральном и зонном подходах захвата воздуха системой дымоудаления из зоны холодного воздуха через нижнюю границу припотолочного слоя вне конвективной колонки.

Эффективность работы системы дымоудаления и приточной вентиляции при пожаре в помещении определяется его объемно-планировочными решениями, геометрическими размерами и количеством дымоудаляющих и приточных отверстий, термодинамической картиной пожара и т.д.

Существующие методы расчета необходимых расходов удаляемой смеси продуктов горения, частиц дыма и приточного воздуха основаны на математических моделях расчета тепломассообмена при пожаре [1,2] или на эмпирических формулах [2-4], полученных для конкретных условий проведения эксперимента и не отвечающих требованиям теории подобия процессов тепломассообмена [5], что ограничивает достоверность их применения.

В статье для модельного пожара проведено сопоставление результатов расчетов, выполненных по интегральной [1, 2, 6] и зонной [1-4, 7] моделям расчета термогазодинамики пожара и с использованием эмпирических формул [8, 9]. Полевой метод расчета [1] не рассматривается.

Интегральная модель расчета тепломассообмена

Используется модифицированная интегральная модель [1], в которой, в отличие от приведенной в работах [2, 10], расчет прогрева ограждающих конструкций помещения проводится с помощью решения двухмерных нестационарных уравнений теп-

лопроводности и неоднородность температурного поля по высоте помещения учитывается в более полном виде [6].

Уравнения законов сохранения массы и энергии для газовой среды помещения, а также закона сохранения массы кислорода с учетом действия систем дымоудаления и приточной вентиляции соответственно имеют вид [1,2]:

V

Ф т йх

= Т + Оа +раЖа - От -Рт^т ; (1)

й ( р V ,

1 Рт 1 = ^вРн + СраТа (Оа +Р ^а ) -

<Н кт - 1} ' ^

СртТтпр (От ^ р т^т ) Qs Qnр; (2)

й(Х02тр т ) Т;гл V-Г- = 02 Т + Х02а (Оа + Ра^а ) -

йх "'"02

- Х 02тпр (От +р т^т ),

(3)

X0а — массовая концентрация кислорода в наружном воздухе;

Х02тпр = а02 Х02т — средняя массовая концентрация кислорода в газах, выходящих через проемы;

а0 — коэффициент, учитывающий отличие среднемассовой концентрации кислорода в выходящих газах от его среднеобъемной концентрации в газовой среде помещения. Скорость тепловыделения находится по формуле [2]:

Яп0Ж = удЯРрРг > (4)

где Опож — скорость тепловыделения, Вт;

— удельная скорость выгорания, кг/(м2-с); Ег — площадь открытой поверхности горючего материала, м2.

Полнота сгорания зависит от массовой концентрации кислорода [2] и в первом приближении может быть определена по формуле [1]:

где х — время, с;

V — объем помещения, м3; Т — скорость газификации горючего материала, кг/с;

Оа, От — массовые расходы поступающего воздуха и вытекающих наружу газов при естественном газообмене, кг/с;

Жа, Жт — объемные расходы приточной вентиляции и дымоудаления, м3/с; ра — плотность наружного воздуха, кг/м3; рт — среднеобъемная плотность газовой среды помещения, кг/м3; рт — среднеобъемное давление, Па; кт — среднеобъемный показатель адиабаты газовой среды помещения;

QР — низшая рабочая теплота сгорания горючего материала, Дж/кг; ^ — полнота сгорания;

Qs — суммарный тепловой поток, отводимый в ограждающие конструкции, Вт; Qnр — тепловой поток, излучаемый через проемы, Вт;

Ттпр = аТТт — средняя температура газов, выходящих через проемы, К; аТ — коэффициент, учитывающий отличие среднемассовой температуры выходящих газов от среднеобъемной температуры газовой среды помещения;

Та — температура наружного воздуха, К; Сра, Срт — удельные изобарные теплоемкости воздуха и газовой среды, Дж/(кг К); Ь0г —потребление кислорода, кг/кг; X02т — среднеобъемная массовая концентрация кислорода в помещении;

П = (2X - X2), (5)

где "ло — полнота сгорания на открытом воздухе;

X (X02т - X02тт ) (X02а - X02ш1п )

X0гтт = 0,14 — массовая концентрация кислорода, когда прекращается горение. При высоте нейтральной плоскости гн < г* < ге ("смешанный" режим газообмена) формула для массового расхода газов, выходящих через проем наружу, имеет вид [2]:

От = 2/3л/2 ер т (р а -р т ) &пр ( 2е - г*)1,5> (6)

где е — ускорение свободного падения, м/с2;

^ — коэффициент гидравлического сопротивления проема;

2 — координата по высоте, отсчитываемая от уровня пола, м;

гн, гв — координаты нижнего и верхнего краев открытого проема, м;

высота нейтральной плоскости, м;

2*

Ьпр — ширина проема, м.

Начальные и граничные условия, а также метод численного решения замкнутой системы уравнений интегральной модели подробно приведены в работе [1].

Зонная модель расчета тепломассообмена

Используется трехзонная модель, в которой объем помещения разбит на зоны конвективной колонки, припотолочного слоя и холодного воздуха [2]. В отличие от метода расчета [2] учтено, что

нижняя граница припотолочного слоя может находиться ниже верхнего среза открытого проема. Аналогичный случай рассмотрен, например, в публикации [11].

Принципиальная схема тепломассообмена в помещении для трехзонной модели в случае работы системы дымоудаления и приточной вентиляции имеет вид, представленный на рис. 1. Стрелками показаны направления течения газовой смеси и тепловые потоки.

Для определения массовых расходов и средних температур газовой смеси в поперечных сечениях конвективной колонки использованы два подхода:

• точечный источник тепловыделения находится ниже поверхности горючего материала (полуэмпирический метод расчета [2, 4]);

• распределенный источник тепловыделения находится выше поверхности горючего материала (эмпирический [3] и полуэмпирический [7] методы).

В первом случае [2, 4] имеем:

О = 0,21

gP

:(1 -х)

СрТ0

1/3

(2 + 2о )

5/3 .

Т = Т,

°пож (1 Х )

СрО

(7)

(8)

где О — расход газов через сечение струи, отстоящее по высоте от поверхности горючего материала на расстояние 2, кг/с;

Т — средняя температура в сечении конвективной колонки, К;

То — температура холодного воздуха в помещении, К;

ро — плотность холодного воздуха в помещении, кг/м3;

ср — изобарная теплоемкость газа, Дж/(кгК); X = й^/йпож — доля, приходящаяся на поступающую в ограждение теплоту от выделившейся в очаге горения;

2 — координата поперечного сечения колонки, отсчитываемая от открытой поверхности горючего материала, м;

2а — расстояние от фиктивного источника тепла до поверхности горючего материала, м; g — ускорение свободного падения, м/с2. При втором подходе массовый расход в сечении конвективной колонки в случае использования эмпирического метода составит [3]: • при 2> 2^

О = 0,071 +1,8

°пож (1 Х )

1000

1/3

5/3

10 -6 йп

;(1 -X);

(9)

вы

Рис. 1. Схема расчета тепломассообмена в помещении: 1 — стены; 2 — перекрытие; 3 — открытый проем; 4 — горючий материал; 5 — нейтральная плоскость (нижняя граница припотолочного слоя); 6 — система дымоудаления; 7—система приточной вентиляции; 8 — точечный "фиктивный" источник теплоты; 9 — высота пламенной зоны; I — зона конвективной колонки; II — зона нагретого задымленного припотолочного слоя; III — зона холодного воздуха; ОС, —тепловые потоки, отводящие-

ся в стены (ниже и выше нижней границы припотолочного слоя), потолок и пол соответственно

• при 2 < 2

О = 0,032

°пож (1 Х )

1000

3/5

(10)

где 2 ^ = 0,166

0 пож ( 1 х ) 1000

2/5

высота пла-

менной зоны, м.

При использовании полуэмпирического метода [7] массовый расход находится из решения дифференциального уравнения:

ёо

ёг

В2(г + 2 )4

2О

ТоАО(ОТо + В2) г + 2

- В Г1 - 2 2 1£У

То I г + 2 ^У

(11)

где А = Т0Я2/(gРo2к2) с2-м5/(кг2-К);

В = °пож (1 - X У( 2/Ср )

метр, кг-К/(м-с); Я — газовая постоянная воздуха, Дж/(кг К)

размерный параметр, размерный пара-

2

г—радиус поверхности горючего материала, м; у — угол полураскрытия конвективной колонки, рад.

Средняя температура в сечении конвективной колонки определяется по формуле (8).

Высота нижней границы припотолочного слоя находится из решения обыкновенного дифференциального уравнения, полученного из закона сохранения энергии для припотолочного слоя:

d^ dx

йпож(1 -ф) , Р aTaWa

Р oFn СрР oToFn Р oToFn __ T2(p2Wm + Gm )

Р oToFn '

(12)

где zk — высота до нижнеи границы припотолочного слоя от открытой поверхности горючего материала, м;

j—< 2 Fn — площадь потолка помещения, м ;

Gk — массовый расход газовоИ смеси, поступающей из конвективноИ колонки в припотолоч-ную зону, кг/с;

T2 — среднеобъемная температура в припото-лочном слое, К;

Р2 — среднеобъемная плотность в припотолоч-ном слое, кг/м3;

Qwi + Qw2 + Qc + Qf

ф =

Qn

коэффициент

теплопотерь.

Начальное условие (при т = 0) имеет вид: гк = Н - 5, где Н — высота помещения, м; 5 — толщина горючего материала, м.

Уравнение (12) решается численным методом Рунге - Кутта 4-го порядка точности.

Среднеобъемная температура и плотность в при-потолочном слое находятся из решений дифференциального уравнения закона сохранения массы припотолочного слоя и уравнения состояния идеального газа соответственно:

^ = Ск +Ра^а - От -Р2^т , (13)

р2 * р0 =Р2ЯГ2, (14)

где р2 — давление в зоне II, Па;

ра — давление наружного воздуха при 2 = 0, Па; Я — газовая постоянная (принимается, что газовые постоянные воздуха и смеси продуктов горения и воздуха равны [2]), Дж/(кг-К).

Эмпирические методы расчета расхода системы дымоудаления

Рассмотрим наиболее распространенные методы расчета, используемые в России и за рубежом.

МассовыИ расход системы дымоудаления в соответствии с работоИ [8] составит:

= Cßd5/21'T2 T

1/2/t

(15)

где Gsm — массовыИ расход системы дымоудале-ния, кг/с;

d — глубина слоя дыма под вытяжным отверстием (толщина припотолочного слоя), м; ß — коэффициент, характеризующиИ расположение вытяжных отверстиИ; С = 3,13.

Рекомендуется принимать ß = 2,0 для вытяжных отверстиИ, расположенных на потолке вблизи стен или на стенах вблизи потолка, ß = 2,8 — для вытяжных отверстиИ, расположенных на потолке вдали от стен [8].

КритическиИ массовыИ расход системы дымо-удаления, при котором еще нет захвата холодного воздуха из зоны III (система дымоудаления захватывает только газовую смесь из припотолочного слоя (зона II)), составляет [8]:

G 1,ЗЗРo {gd5To (T2 - To )}1/2 (16) Gcr = -^-> (16)

где Gcr — критическиИ массовыИ расход системы дымоудаления, кг/с.

МассовыИ расход системы дымоудаления согласно [9] определяется по формуле:

Gsm = 0,03Qc3/5 ze

(17)

где Qc — конвективная тепловая мощность очага горения, Вт;

ze — высота незадымляемоИ зоны, м. Производительность системы дымоудаления [9]:

(18)

Gsm = 0,188 nzln,

где П — периметр зоны горения, м.

Выражение (17) справедливо, когда П < 12 м и 2в < 4 м [9].

Исходные данные для численного эксперимента

Рассматриваются модельные помещения:

• помещение размером 12x6x3 м: Гг = 4 м2 (пожар, регулируемый нагрузкой) и Гг = 25 м2 (пожар, регулируемый вентиляцией);

• помещение размером 24x12x6 м: Гг = 15 м2 (пожар, регулируемый нагрузкой) и Гг = 100 м2 (пожар, регулируемый вентиляцией).

Высота верхнего среза открытого проема (двери) составляет гв = 2 м, ширина Ьпр = 1,2 м.

2

2

2

Свойства горючих материалов принимались по типовой базе горючей нагрузки [2] (здания 1-11 степеней огнестойкости; мебель + бытовые изделия): низшая рабочая теплота сгорания QP = 13,8 МДж/кг; удельная скорость выгорания = 0,0145 кг/(м2-с); потребление кислорода при горении Ь0г =-1,03; выделение окиси углеродаЬсо = 0,0022; выделение

двуокиси углерода Ьсо = 0,203; удельное дымо-

2 2

выделение Жуд = 270 Нпм /кг; скорость распространения пламени = 0,0108 м/с.

Начальные условия задавались следующими: температура в помещении Та = 293 К, давление в помещениир = 101300 Па.

Расчет по интегральной и зонной моделям проводился при одинаковых скоростях тепловыделения, определяемых по формулам (4) и (5) с учетом среднеобъемных массовых концентраций кислорода в помещении.

Рассматриваются два случая:

• работа системы дымоудаления без приточной вентиляции (приток воздуха в помещение через дверь в режиме естественной конвекции);

• работа системы дымоудаления с включенной приточной вентиляции (подача воздуха в припо-толочный слой и приток воздуха в помещение через дверь в режиме естественной конвекции). Производительность системы приточной вентиляции составляет 95% массового расхода дымо-удаления.

Результаты численного эксперимента и их анализ

Расчет проводим до момента времени установления "квазистационарного" термогазодинамического режима пожара, когда изменений параметров газовой среды помещения практически нет.

На рис. 2 показаны зависимости скорости тепловыделения в очаге горения от массового расхода системы дымоудаления при выключенной приточной вентиляции. Из рис. 2 ясно, что увеличение расхода приводит к существенному повышению скорости тепловыделения при пожаре, регулируемом вентиляцией.

На рис. 3-6 представлены зависимости высоты нейтральной плоскости (нижней границы припото-лочного слоя) от массового расхода системы дымо-удаления в рассматриваемых помещениях в случаях включенной и выключенной приточной вентиляции при применении интегральной и зонной моделей. Включение приточной вентиляции означает поступление холодного воздуха в припотолочный слой дыма в количестве 95% массового расхода удаляемых газов, помимо этого поступление холодного воздуха в зону III происходит через открытые проемы в количестве, соответствующем режиму их

20

О1 1 ■ —-1-1-1-■-1-1-1-1—

О 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120

С*т< «г/С

Рис. 2. Зависимость скорости тепловыделения в очаге горения от массового расхода системы дымоудаления: по-мещениеразмером 12x6x3м: 1 — Рг = 4м ;2—Рг = 25м ; помещение размером 24x12x6 м: 3 — Гг = 15 м ; 4 — Гг =100 м2

18 16

12

Рис. 3. Зависимость высоты нейтральной плоскости от массового расхода системы дымоудаления в помещении размером 12x6x3 м при Гг = 4 м : Ша = 0: 1 — интегральная модель; 2 — зонная модель (уравнение (7)); 3 — зонная модель (уравнения (9), (10) или (11)); Ша = = 0,95Gsш/ра: 4 — интегральная модель; 5 — зонная модель (уравнения (9), (10) или (11))

работы. В случае же выключенной приточной вентиляции поступление холодного воздуха в помещение (зону III) осуществляется только через открытые проемы.

Применение полуэмпирического подхода (уравнение (7)) [2, 4], основанного на моделировании области горения в виде точечного источника теплоты, дает сходимость решения системы уравнений зонной модели только в случае помещения размером 12x6x3миFг = 4 м2 (рис. 3, кривая 2). Это объясняется тем, что максимальные расходы и температуры по сечению конвективной колонки при данном подходе находятся на поверхности горючего материала, что противоречит реальной термогазодинамической картине пожара [7].

9 8 7 6

2 5 4 3

<Ъ ¿Р

о 1 ° 2 0 3 д 4

ЙЖШ^^АМЛЛДММДДАААААА

!□□□□□ шо

рвДЛ

10 20 30 40 50 60 70 80 90 кг/с

о 1

о 2 □ 3 д ¥

ДДДДДЛДДДДДДА

60

80

КГ/С

100

120

140

Рис. 4. Зависимость высоты нейтральной плоскости от массового расхода системы дымоудаления в помещении размером 12x6x3 м приГг = 25 м : Ша = 0:1 — интегральная модель; 2 — зонная модель (уравнения (9), (10) или (11)); Ша = 0,95Gsm /ра: 3 — интегральная модель; 4 — зонная модель (уравнения (9), (10) или (11))

Рис. 6. Зависимость высоты нейтральной плоскости от массового расхода системы дымоудаления в помещении размером 24x12x6 м при Рг = 100 м2: Ша = 0: 1 — интегральная модель; 2 — зонная модель (уравнения (9), (10) или (11)); Ша = 0,95От /ра: 3 — интегральная модель; 4 —зонная модель (уравнения (9), (10) или (11))

18 О

16 О

14

12 О

2 10 о

8 о

6

4 7

« 1 о 2 О 3 а 4

20

40

60

80

100

120

140

кг/с

Рис. 5. Зависимость высоты нейтральной плоскости от массового расхода системы дымоудаления в помещении размером 24x12x6 м при Рг =15 м2: Ша = 0: 1 — интегральная модель; 2 — зонная модель (уравнения (9), (10) или (11)); Ша = 0,95От /ра: 3 — интегральная модель; 4 —зонная модель (уравнения (9), (10) или (11))

В таблице приведены величины расходов дымоудаления, полученные с использованием интегральной и зонной моделей, а также эмпирических методов расчета (уравнения (15) - (18)) и необходимые для создания незадымляемой зоны высотой 2 м (высота двери) от пола помещения.

Из рис. 3-6 и таблицы видно, что разница в массовых расходах дымоудаления при высоте неза-дымляемой зоны, равной высоте открытого проема (двери) гв = 2 м, полученных с использованием интегрального и зонного подходов, не превышает при регулируемом вентиляцией пожаре 28,2%, в случае пожара, регулируемого нагрузкой, — 49,5%.

На рис. 7 представлены зависимости безразмерного расхода От /О* системы дымоудаления от

,05 0,10 0,15 0,20 0,2! %<!/¥

Рис. 7. Зависимость расхода системы дымоудаления от площади пожара: 1 — интегральная модель (без притока); 2 — интегральная модель (с притоком); 3 — зонная модель (без притока); 4 — зонная модель (с притоком); 5 —формула (18) [9]; 6 —формула (15) [8]; 7 — формула (16) [8]; 8 — формула (17) [9]

безразмерного параметраРгй/¥для создания незадымляемой зоны высотой 2 м в случаях включенной и выключенной приточной вентиляции. Характерный расход определяется как О* = НЬпрр,

где Í — высота помещения, м.

Из рис. 7 и таблицы видно, что значения массовых расходов системы дымоудаления без притока, полученные при расчете с использованием интегральной и зонной моделей, совпадают со значениями расходов, полученными по эмпирическим формулам (17) и (18) [9], с погрешностью, не превышающей 62,7%.

Расходы системы дымоудаления, необходимые для создания незадымляемой зоны высотой 2 м от пола помещения

Размеры помещения, Площадь пожара Fг ,м2 Расход системы дымоудаления Gsm, кг/ с

Интегральная модель Зонная модель Эмпирические методы расчета

м без притока с притоком без притока с притоком Уравнение (18) [9] Gcr [8] Уравнение (17) [9]

12x6x3 4 4,92 44 2,5 56 3,72 1,88 (1,06) 1,98

25 7,8 84 7,32 - 9,41 4,37 (2,47) 5,95

24x12x6 15 6,5 73 5,6 134 7,3 123,6 (70,1) 4,38

100 8,4 136 11,7 - 10,0 135,6 (76,91) 13,67

Значения расходов системы дымоудаления, полученные по интегральной и зонной моделям, при выключенной приточной вентиляции близки со значениями, полученными по формулам (15) и (16) [8] (рис. 7, кривые 6 и 7) для помещения размером 12x6x3 м. В этом случае нет захвата воздуха через припотолочный слой системой дымоудаления.

При включенной приточной вентиляции расходы системы дымоудаления, рассчитанные по интегральной модели, коррелируются с величинами, найденными по формулам (15) и (16) в случае помещения размером 24x12x6 м.

Полученные результаты можно объяснить следующим образом. Выражения (15) и (16) учитывают захват системой дымоудаления холодного воздуха из зоны III через нижнюю границу припото-лочного слоя. Подача приточного воздуха в припо-толочную зону аналогична вышеуказанному захвату воздуха. Поэтому массовый расход втекаемого вне конвективной колонки в припотолочный слой воздуха, вызванный работой системы дымоудаления, в помещении размером 24x12x6 м равен приблизительно 95% от массового расхода смеси продуктов горения и воздуха, поступающих из конвективной колонки в зону II.

Заключение

1. Применение полуэмпирического подхода (уравнение (7)) [2, 4], основанного на моделирова-

нии области горения в виде точечного источника теплоты, дает некорректные результаты, так как в этом случае максимальные расходы и температуры по сечению конвективной колонки находятся на поверхности горючего материала, что противоречит реальной термогазодинамической картине пожара.

2. Удаление дыма из припотолочного слоя эффективно для недопущения распространения горячей задымленной смеси газов в смежные помещения (задание высоты нейтральной плоскости выше верхнего среза открытого проема) при подаче приточного воздуха в зону холодного воздуха. При вду-ве воздуха в зону припотолочного слоя необходимо существенно увеличивать производительность системы дымоудаления или принимать дополнительные мероприятия по локализации пожара в рассматриваемом помещении (например, противопожарные шторы или воздушные завесы).

3. Работа системы дымоудаления приводит к значительному увеличению тепловыделения при пожаре, регулируемом вентиляцией.

4. Необходимо проведение дальнейших исследований по учету захвата воздуха из зоны холодного воздуха через нижнюю границу припотолочного слоя вне конвективной колонки в интегральном и зонном подходах к моделированию тепломассообмена при работе систем дымоудаления и приточной вентиляции.

ЛИТЕРАТУРА

1. Пузач, С. В. Методы расчета тепломассообмена при пожаре в помещении и их применение при решении практических задач пожаровзрывобезопасности / С. В. Пузач. — М.: Академия ГПС МЧС России, 2005.

2. Кошмаров, Ю. А. Прогнозирование опасных факторов пожара в помещении / Ю. А. Кошмаров. — М.: Академия ГПС МВД России, 2000.

3. International Building Code. — International Code Council, 2003.

4. Драйздел, Д. Введение в динамику пожаров / Д. Драйздел., пер. с англ. — М.: Стройиздат, 1988.

5. Кутателадзе, С. С. Основы теории теплообмена / С. С. Кутателадзе. — М.: Атомиздат, 1979.

6. Пузач, С. В. Интегральная модель расчета газообмена помещения с окружающей средой при пожаре / С. В. Пузач, В. М. Казеннов, В. Г. Пузач // Пожаровзрывобезопасность. — 2003. — Т. 12, № 4. — С. 68-72.

7. Пузач, С. В. Модифицированная зонная модель расчета тепломассообмена при пожаре в атриуме / С. В. Пузач, Е. С. Абакумов // Пожаровзрывобезопасность. — 2007. — Т. 16, № 1. — С.53-57.

8. Tanaka, T. Two layer zone smoke transport model / T. Tanaka, S. Yamada // Fire Science and Technology. — 2004. — V. 23, № 1.

9. Есин, В. M. Пожарная профилактика в строительстве / В. М. Есин, В. И. Сидорук, В. Н. Токарев. — М., 1995.

10. Астапенко, В. M. Термогазодинамика пожаров в помещениях/ В. М. Астапенко, Ю. А. Кошмаров, И. С. Молчадский [и др.]. — М.: Стройиздат, 1986.

11. Присадков, В. И. Численные методы исследования пожарной опасности атриумов / В. И. Присадков, В. В. Лицкевич, А. В. Федоринов // Пожарная безопасность. — 2002. — № 2.

Поступила в редакцию 25.04.08.

GÛ

о

представляем новую книгу

«ПОЖНАУКАГ

! 1 ЬЧУЙН s g

t ■

еские

пения

д|

СО

Бабуров В.П., Бабурин В.Я., Фомин ВМ. ^^,_

Автоматические установки пожаротушений. Вчера. Сегодня. Завтра: Учебно-справочное гткобте. — 2S4 с,

В учгбмо-елрдБОФНом пособии рассматриваются принципы построения технически* средств пожарной автоматики. Дэны методы рл^чо г.1 уеганмок водяного, пенного, газового, порошкового и ыроюгъныо пбжаршгшенмя.

Изложены принципы построения елсгем ййИ5мЗТИчМ1«>н nj;а/рмзло-защиты iffbenfTSB', Раскрыты принципы проектиро-

вания и организации эксплуатации систем автоматической противопожарной гзщигы,

Пособие предназначено дт студентов высших уче&нь« заведений, инженерно-технических работников, ланимзищигся проектированием, монтажом и эксплуатацией установок и систем автоматического пожаротушения.

107023. Москва, пл. Журавлева, д. 2, стр. 2; телефакс: (495)228-09-03; е-лтаЛ: firepressing™ail.com