Движение воздуха при работе систем вентиляции и отопления - Максимов Г.А., Дерюгин В.В.

Автор: Максимов Г.А. Дерюгин В.В.

Теги: отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха в зданиях строительство вентиляция

Год: 1972

Похожие

Типовые примеры расчета систем отопления, вентиляции и кондиционирования воздуха.

Отопление и вентиляция. Часть 2

Вентиляция производственных зданий

Вентиляция и кондиционирование воздуха

Текст

СОДЕРЖАНИЕ
Стр.
Принятые условные обозначения 3
Задачи вентиляции и отопления. Основные проблемы .... 5
Способы подачи приточного воздуха. Приточные и конвектив-
конвективные струи 10
Движение воздуха у вытяжных отверстий и влияние его на
общую картину распределения потоков в помещении , . 44
Распределение внешних и внутренних давлений в здании ... 51
Рекомендации по учету характера движения воздуха при реше-
решении некоторых задач вентиляции и отопления 61
Литература 95

I Г. А. МАКСИМОВ. |
В. В. ДЕРЮГИН
ДВИЖЕНИЕ ВОЗДУХА
ПРИ РАБОТЕ
СИСТЕМ
ВЕНТИЛЯЦИИ
И ОТОПЛЕНИЯ
ИЗДАТЕЛЬСТВО ЛИТЕРАТУРЫ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ
ЛЕНИНГРАД 1972

182-72
(Научный редактор — инж. М. В. Р а к о б,
В книге освещаются вопросы учета характера
движения воздуха и переноса вредностей при ре-
решении практических задач вентиляции и отопле-
отопления. Излагаются теоретические основы и приво-
приводятся расчетные зависимости для различных
струйных течений й спектров всасывания^ Со*
держатся рекомендации по расчету аэрации го-
горячих цехов, воздушных душей, сосредоточен-
сосредоточенного притока, а также принципы определения
90здух<юб«енов через H&woTifb№! ограждений.
Брошюра рассчитана на инженеров и техни-
техников, занимающихся вопросами проектирования и
расчета систем вентнлядки & отопления, а также
на научных работников,
ДВИЖЕНИЕ ВОЗДУХА ПРИ РАБОТ! СИСТЕМ
ВЕНТИЛЯЦИИ И ОТОПЛЕНИЯ
Стройиэдат, Ленинградское отделение
Ленинград, па. Островского, <?
Редактор иадательетза, Л< В. Воронецкая
Технический редактор В.4^/^ » ¦ и л » л
р .4J.днви
Коррерт^ % Г. С е и и н а
Обложка художника В. П. Сыса^ова
Сдано в набор 26/IV 1972 г> Подпиеав? к Печати 29/VfII Ш2 г. М
Формат буйагн 84X1 Ов1/,», № 3, Бум лГ & Усл. печ. л. 5,04. Уч.-вэд.
Тир*ж 10000 экз. Заказ J* 161 < Цена 26 коп.
Ордека Трудового Красного Знакейв ^
Ленингрвдсквя типография № 2 яь*ени Еагетш Соколовой Главполнграфирома
Государственного Комитета Cos^a Министров СССР по делам нздатйльс»!
полшраф»в н книжной торговли» Измайловский проспект, 29. v

ПРИНЯТЫЕ УСЛОВНЫС ОБОЗНАЧЕНИЯ
А — ам&шуда; колебания яаранетра*
Z —1^и$шед колебания </),
w — ctcopocii движения воздуха (л/дас),
Q — т«*ш&вой поток (жйл/ст\>
q *~ удельный тепловой лоток (ккал/сек *м2),
во — приведенная степень черноты, 7
С5 — коэффициент излучений абсолютно черного тела
Т — абсолютаай температура (°К)»
Ы -* разйЪсть температур f С),
G — весовой расход воздуха (кгIсек),
^ -*• об-^екаый расход воздуха (м*$сек),
л —удельная весоаая теплоемкость (ккал/кг*&рад),
у — объемный вес <кг/л^)»
f — у<ясорение силы тяжести (м/сек?),
?— расстояние от плиточного отв^стия (*)•
5*^-расстояние в калибрах приточного отверстия,
,?) — диаметр (hi),
& * определяющий линейный размер для плоских струй (ж),
g — коэффициент местного сопротивления,
#о — расстояние по вертикали Между центрами приточных
и вытяжных отверстий (м)>
Re —* критерий Реййо-йьдса,
Af — критерий Архимеда,,
z — координаты точен и сечений (м),
$ А- безразмерные коордкнаты,
L — длина помещения (л*),
а — коэффициент турбулентной структуры струи»
Ht h-~ высота (л*),
К — коэффициент теплопередачи (kkqa/m* *«•
!* — коэффициент расхода,
/* —давление (/2}
Af
х> у, z —
х, $ А-
L
!•

Др — разнорть давлений (^/),
% — концентрация вредности (мг/м$),
Д~* разность концентраций вредности (мг/м9),
— количество вредности; выделяющейся в помещении;
(мг/сек),
отношение соответствующей координаты к характерному
размеру приточного отверстия (oq или Ьо\,
%
л
Индексы
в — внутренний,
прит — приточный, -
р. з — рабочая зона,
S, х, gt г*- расстояние от начала отсчета,
ср —средний,
л — лучистый,
к —• конвективный,
изб — избыточные,
т. п. — тепловые потери,
оо — на бесконечном удалении,
обр —в обратном потоке,
т — средняя по количеству движения (расходу),
выт — вытяжной,
н ч- наружный,
ух — уходящий,
О -~ в -сечений приточного отверстия,
пом — помещение,
п. н. — поверхность нагревателя,
вент'— вентиляционный,
гр — граничный,
ос —осевая,
д — дальнобойность, ¦
г — горизонтальная,
э.— эквивалентный,
ш — в сечении «шейки»,
стр — струи,
пр — присоединенный,
п. с —полюс струи,
р ^ рециркуляционный,
тр — транзитный. •

ЗАДАЧИ ВЕНТИЛЯЦИИ И ОТОПЛЕНИЯ.
ОСНОВНЫЕ ПРОБЛЕМЫ
Задачей вентиляции, как известно, является обеспе-
обеспечение в помещениях определенных параметров воздуха,
соответствующих нормальному самочувствию человека,
а в ряде случаев и требованиям технологии производ-
производства. Вентиляция может быть решена как общеобмен-
общеобменная, локализующая, местная, аварийная в зависимости
от санитарных требований к воздушной среде помеще-
помещения, расположения рабочих мест, количества и харак-
характера выделяющихся вредностей, к которым обычно от-
относят тепло, влагу, пыль, Пары и газы. Общеобменная
вентиляция технически осуществляется сравнительно
легко, но не может гарантировать отсутствие ъ помеще-
помещении областей с недопустимыми для здоровья концентра-
концентрациями вредностей; поэтому чаще всего она применяется
в сочетании с локализующей и местной вентиляцией.
Основными параметрами воздуха (при его нормаль-
нормальном химическом составе и концентрациях газов, пыли,
паров и т, п„ не превышающих предельно допустимых
концентраций — ПДК), влияющими на тепло- массооб-
аден человека с окружающей средой и определяющими
условия комфорта, являются: температура? подвижность
и относительная влажность, а также средняя радиацион-
радиационная температура окружающих поверхностей. Требования
к указанным параметрам различны в зависимости от
назначения помещения. Если воздушная среда должна
отвечать условиям производства, то отклонение пара-
параметров от заданных оптимальных величин должно быть
минимальным. Если вентиляция предназначена только

для создания условий комфорта, то
Ше отклонения параметров от средних
влики
,
Естественно, этот эффект воздействия
параметров воздуха на йелорекй будет зависеть № щ
ко от амплитуды (отклонения <уг среднего значения^*
и От периода (продолжительности)^ колебаний. Хр
терными с этой точки зрения являются действие $
менных по величине температуры и скорости движения
воздуха. Ш&естно, что значительные, но р?^Г#
цые изменения тецнератур переносятся человекам
до легче, Чем продолжительные. Длительное ^
потока воздуха постоянной скорости мджет в ряда слу-
случаев привести к простудным заболеваниям даже летом;
при частых же ее изменениях, напоминающих поршы
ветра, к которым человек привык, это не имеет места.
Указанные яыше обстоятельства, очевидно, объяс-
объясняются общей приспособленностью организма к измене-
изменениям наружных уелови^ выработанной в течение ясего
периода раавитня человечества. Поэтому следует
думать, ^то поддержание в помещениях* где чэдорек вро-
водит здачительцую чисть времени* постоянных парамет-
параметров воздуха (& первую очередь температуры й щ^двш-
цостя) не только н« желательно, но и вреддо* так как
может привести к, нарушениям в сложнейшем аппарате
приспособления организма к условиям внешней среды.
Очевидно^гигиенисты должны задавать т только е^ед-
нее значение параметра и допустимое отклонение &р
(ка?с зто имеет место сейчас), но и зависимость послед-
последнего щ времени экспозиции (периода колебаний). Не-
Несмотря на то что сйст?матизировайвы§ иселедовзйш* цо
данному вопросу отсутствуют, по-видимому, связь
. ду указанными величинами на основании
выше может быть выражена как
^ const»
или . ^ср + AyZ ** const.
Само собой раЗушется^ что окончательный шш йри
веденных уравнений должен быть установлен только
гигиенистами. Что касается относительной влажности воз-
воздуха, jo она (как это следует из соответствующих нор-
нормативных дацных) может изменяться в довольно а

«е вшивая заметных неприятных ощу-
отечалоец чхо значительное влияние на само**
Ш$вт человека, помимо температуры, подвижйости и
йте^ьной влажности воздуха, оказывают темпера-*
i площадь окружающих поверхностей. Известно,
теплообмен человека
средой в
осуществляется
!М конвекции и йэлу-
Койвекййя завй-
от разности темпера-
тела и
а также от ско-
> движения. Лу^
шй же теплообмен оп-
температура-
Рис, 1
^ ноты и
расположением
ающих и петлощаю-
поверхностей |при
« что воздух явлй-
«лучепрозрачным»). Между тем овйчво приводятся
умости обоих э^дов теплоотдачи ьт Температуры
Дающего воздуха (рде. 1), хотя нзв^сга^ что при
том же её значении» но различных средних ра-
тещературахл поверхностей теплоотдача
Ш> & следовательно, и ощущения должны быт^
p ч соответствующих зксперименталь*
в первом приближении удалось установить
соотношение Между указа#н&мя М
*ср.
30,5-0,66^.
A)
ая зависимость справедлива ¦ в пределах
< tл < +22° С при легко* физической работе
^ требования к состоянию воздушной среды по-
^щ цйжт сформулировать сй^дукщ^м образом:
Ш $$$Фэ& зоне помещения, где мож^г находиться человек,
и отопление должны поддерживать йорми-
звач^йия средних параметров воздуха при

допустимых их отклонениях, величина которых обратно
пропорциональна периоду колебаний (продолжитель-
(продолжительности отклонения). Приемлемую же величину средней
радиационной температуры в соответствии с температу-
температурой внутреннего воздуха чи степенью тяжести выпол-
выполняемой работы наиболее целесообразно (особенно в
производственных помещениях) обеспечивать путем чис-
чисто строительных и технологических мероприятий, таких
как теплоизоляция, экранирование и т. п.
26
Ч
Щ
*
Холодно
1
/Парно
9 11 13 15 17 19 21 23 25
Рис. 2
Для решения поставленной задачи, получившей на-
название «внутренней», необходимо учитывать многочис-
многочисленные факторы, обусловливающие распределение па-
параметров воздуха по всему объему помещения и в пер-
первую очередь по так называемой «рабочей зоне».
В настоящее время основное усилия научно-исследо-
научно-исследовательских g проектных организаций направлены на
разработку методов расчета температур, скоростей дви-
движения воздуха и концентраций вредных примесей в
любой точке вентилируемого пространства; при этом ос-
основное внимание уделяется производственным и общест-
общественным зданиям. Результаты инженерных и научных
изысканий обобщаются в виде различных нормативных
материалов, к наиболее важным из которых следует от-
отнести, помимо СНиП и СН, [33], [35], [36] и др. Одйако
сложность физических процессов тепло- и массообмена,
разнообразие производственных помещений по архитек-
архитектурно-планировочным решениям, характеру, расположе-
6

и производительности источников выделения вред-
вредностей, а также недостаточно полные знания в области
теории вентиляции не дают пока возможности анали-
лического решения внутренней задачи в общем виде.
То, что имеется по данному вопросу, в основном отно-
относится к некоторым частным случаям, которые, тем не
мерее, представляют определенный практический интерес
щ без которых невозможно дальнейшее развитие вентиля-
вентиляции как науки.
Исследования внутренней задачи, проводимые как
В СССР, так и за рубежом, можно разделить на два ос-
нЬвных направления, подчиняющихся общей цели созда-
создания комфортных условий в рабочей зоне: распределе-
распределение воздуха и его параметров при механическом притоке
В помещения с незначительными избытками явного теп-
тепла .(менее 20 ккал\мъ*ч) и естественная вентиляция
(аэрация) производственных помещений с теплонапря-
>кенностью более 20 ккал/м3*ч, обычно называемых «го-
'рячими» цехами. И в том, и в другом случае физические
представления основываются главным образом на зако-
закономерностях развития и взаимодействия приточных и
конвективных струй, определяющих картину движения
воздуха и перенос вредностей в вентилируемом объеме.
Как известно, распространение указанных струй в огра-
ограниченном пространстве подчиняется (по сравнению со
свободными) иным законам, изучение которых касалось
в основном только приточных струй. Поэтому наиболь-
наибольшие трудности связаны в настоящее время с определе-
определением полей концентраций вредностей, геометрическое по-
положение источников и стоков которых не всегда совпа-
совпадает (например, тепло- и газовыделения). Средние же
значения параметров воздуха в рабочей зоне, получае-
получаемые расчетным путем, не всегда позволяют правильно
оценить эффективность вентиляции как с количествен-
количественной, так и с качественной стороны.
Одной из основных проблем при аэрации «горячих»
цехов является учет влияния ветрового давления на воз-
воздухообмен и распределение температур и концентраций
газов в производственных помещениях [26], [27], [34].
Обычно полагают, что аэрационщле проемы «защищены»
от ветра и указанное давление в расчет не принимает-»
ся; считают, что оно приводит в натурных условиях
it некоторому увеличению количества вентиляционного
9

Щ щ> сравнению й воздухооб&^шш,
Фчет «теплового напора». Практика же
что яроетое кадотеетшенйое »увеЛичен#е
ие всегда приводят & снижению-средних
вредностей в^ рабочей зоне и» как правило, лри
ветра возрастает неравномерность распределения, №-
следннх. Кроме того, существенное #лиздие отшщ$1
неорганизованный поток (инфильтрация), величина ко-
которого в производственных помещениях может До^ш-
ratb сотен тыся^ кубических метров & час» oco6eifrt& в
зимний период, что сводит на нет результаты общепри-
общепринятых расчетов нроектиррвашкой.
( Сложность указанны* проблем приводит к тоыу, ято
?ля их рещейий часто нспользуетря такьй" метод иссле-
исследований» как физическое н математическое моделирова-
моделирование. Однако и в этом вопросе имеется ряд своих
ароблем, главными из которые являются степень прйбли
женности воспроизведения на модели процессов, ^Epofe-
кающих в «натуре», и методика обработки и обобщения
результат эксперимента для получения математиче-
математических зависимостей, пригодных для практики лроектшю-
Некоторые из изложенных выше вопросов нйшли
свое отражение в данной работе. Задача ее заключалась
в .том, чтобы раскрыть физическую сущность ряда $$*ж-
ных явлений, имеющих место в вентиляции» и на- осно-
основании этого ориентировать проектировщиков в шщоде
К решению вопросов с точки зрения научного понимания
явлений.
СПОСОБЫ ПОДАЧИ ПРИТОЧНОГО ВОЗДУХА.
ПРИТОЧНЫЕ И КОНВЕКТИВНЫЕ СТРУН
Классификяцня струй
Из изложенного выше "следует, что распространение
вредностей в покещелиад обусловлено главном обр^йо^
движением в них воздуха. На перемещение его затрачи-
затрачивается либо тепловая энергия, источником которой яв-
являются нагретые поверхности, либо механическая, жгго*з>
•нихом которой можно считать, например, вентилятор,

№ сочетание. В результате этого в помещениях
& щьмъъктппвшъ й приточные сгруи, а таяже
ение воздуха, обусловленное всасывающими отвер-
отверстиями. Формирование толей температур, концентраций
I и скоростей зависит от закономерностей движений
струй и их взаимодействия. Однако из всего
р отмеченных явлейий. изучены далеко не
s, Для установления того, что известно и что еще под-
исследованию, проведем соответствующую клас-
Щшшю различного рода воздушных струй.
& первую очередь остановимся на четырех основных
)ф характеризующих как приточные, так и кон-
струи,
виду энергии, расходуемой на образование
приточные^ струи, создаваемые за счет
ф вентилятора, комйрессора, эжектора ит, п;
|$0йвективные струи, образующиеся вследствие нагре-
вадия цлй охлаждения воздуха вблизи горячих или хо-
$1$ поверхностей различных тел.
фррме приточного отверстия разли-
f
р приточные струи, вытекающие из
или квадратных отверстий; конвективные струи,
фру над осесизшетрячныади в плане источйи-
ги проект приточные струи, выходщцие из щели конеч-
конечной высоты и бесконечной длины; койвектааные* струи,
возникающие над бесконечно длинными (линейными)
источниками тепла;
'*' прямоугольные приточные струи, вытекающие иа пря-
1|$г*уг0#ьного отверстая, конвективное струи, образую-
образующиеся над прямоугольными (в плане) источниками
Ш
Практически Соотношение сторон приточного отверс-
али нагревателя является величиной конечной. Это
оятельство приводит чк необходимости некоторого
нения изложенной выше классификации {22} и [30],
щ>. Ь том, что при соотношений сторон отверстий (или
агревателя) менее чем 1 :3 струя, принимающая
месте е# возникновения форму отверстия или нагре*
сравнительно быстро трансформируется-, в
и

осесимметричную. Если указанное соотношение более
чем 1:10, то струю можно считать плоской. Промежу-
Промежуточное положение между осесимметричными и плоскими
струями занимают струи прямоугольные, которые пре-
превращаются в осесимметричные на значительномvудале-
значительномvудалении от места их образования.
По степени ограничения (воздействия) окру-
жающего пространства на характер движения струи раз-
различают:
свободные, развивающиеся в неограниченном (теоре-
(теоретически бесконечном) пространстве;
полуограниченные, или настильные, движущиеся
вдоль ограничивающей пространство плоскости;
стесненные, вытекающие в пространство конечных
размеров, соизмеримых с начальными размерами струи.
По характеру движения воздуха в окру-
окружающем струюпространстве различают:
струю, выходящую в пространство, в котором отсут-
отсутствует независимое от нее движение воздуха;
струю, выходящую в пространство, в котором имеет
место независимое от нее движение воздуха в опреде-
определенном направлении.
Из всех возможных вариантов наиболее важным с
практической точки зрения является распространение
струи в перпендикулярном к ней потоке воздуха.
Различие в природе возникновения приточных меха-
механических и конвективных струй, сказывается не только
на закономерностях их движения, но и на классифика-
классификации. Поэтому перечисленные выше признаки, справед-
справедливые в равной j степени для всех струйных течений,
должны быть дополнены классификацией, относящейся
только к приточньщ струям.
По степени неизотермичности приточные
струи могут быть:
изотермические, когда температура струи в приточ-
приточном отверстии не отличается от температуры окружаю-
окружающего воздуха;
неизотермические, когда указанные температуры не
одинаковы.
По форме отверстия для выхода воздуха
приточные струи (помимо осесимметричных, прямо-
прямоугольных и плоских) могут быть;
12

веерные, когда на пути осесимметричйой струи вбли-
вблизи приточного отверстия установлен «глухой* щиток,
Перпендикулярный потоку;
пучковые, когда воздух поступает в пространство че-
через большое количество равновеликих отверстий в виде
потока, состоящего из параллельных струек. Следует
подчеркнуть, что такое течение будет иметь место только
вблизи приточного устройства. На некотором же удале-
удалении от него отдельные струйки образуют общую струю;
форма ее будет зависеть от соотношения сторон площа-
площади, на которой расположены отверстия;
веерно-пучковые, когда на пути осесимметричной
струи вблизи приточного отверстия установлен перпен-
перпендикулярно потоку щиток, имеющий перфорацию.
Стесненные приточные струи воздуха могут быть раз*
делены на:
тупиковые, когда струя входит в ограничивающее ее
пространство с той же стороны, с которой происходит
удаление из него воздуха;
транзитные» когда струя поступает в ограничивающее
ее пространство с одной стороны, а удаляется — с дру-
другой;
транзитно-тупиковые, представляющие собой сочета-
сочетание первых двух, когда воздух выходит из ограниченного
пространства как со стороны его входа, так и с проти-
противоположной.
Понятия тупиковые, транзитные и транзитно-тупико-
транзитно-тупиковые струи в известной мере могут быть Применены и к
конвективным.
Перейдем к изложению методов расчета тех случаев,
для которых соответствующие данные имеются.
Изотермические свободные приточные
турбулентные струи и методы их расчета
Из всех приточных турбулентных струй достаточно
хорошо изученными в настоящее время являются изо-
изотермические струи с ровным начальным полем скоро-
скоростей, вытекающие в неограниченное пространство [2], [9],
[19], [22] [32], [42]. При истечении струи из отверстия на
поверхности раздела движущегося турбулентного потока
и неподвижной среды возникает касательное напряже-
напряжение трения. Неустойчивость этой поверхности приводит
13

% образованию адхре#, перемещающих частицы струн
как ш продольном, так й в йояеречном
Вследствие переноса вихрей через границу раздала
исходит обмен массами и импульсами между стру
окружающей ее средой, в результате чего периферий*
слои тормозятся; создается пограничный слой, который
пр направлению течения непрерывно утолщается; увели-
увеличиваются размеры струи и ее масса за счет вовлечения
в движение неподвижного воздуха*
Рис.
Схематично развитие струи представлено на рис, 3,
из которого видно, что эффект уорможения (поперечное
перемешивание) достигает оси струи не сразу. Поэтому
на некотором расстоящш от приточного отверстия (<&Ч&
ние О^-О) скорость етруи вне пограничного слоя ост#еяч
ся постоянной и рввной скорости в приточном отверстии.
Область, заключенную между внутренними границами
#о?раничйого слоя, принято называть ядром cfpyt*
(рис. 4,а), а участок, в пределах которого скорость щ
оси струи не изменяется, — начальным* Далее осевая
скорбеть патока постепенно уменьшается. Участок, на
котором это имеет место, называют основным. Согласно
сов|>еменной теории турбулентных струй между началь-
начальным и основным участками расположен переходный.
Обычно протяженность его считают незначительной и
1>$ссм:атривают упрощенную схему струи, состоящую т
двух участков (рцс. 4, а).

т
ъЬча Щ &а грдодау §трун дрйш^м^гся гео-
место точек» в кОторш проекция скорости
^л_ Основной участок
Рис. 4
т частиц струи на ее ось {wv8 или wvx) равна
Однако экспериментально такую границу струя
ютить невозможно, так как современные приборы
\ &7гсктроанемо»*етров) при измерении скоростей,,
tpx к ну^лю» дают почти 100% погрешности. По*
&щ в расчетах иногда оперируют некоторой услоанай

границей струи, понимая под ней геометрическое место
точек, в которых проекция скорости движения частиц в
направлении оси струи равна определенной доле от осе-
осевой скорости [2], [3], [9]. Например:
Угр = Уо,ои или yrp
где #otoi — ординаты точек струи, в которых wys
= 0,01o>Ocs;
#о,5 — ординаты точек струи, в которых wvs
Если соединить ординаты уГр, то получаются прямо-
прямолинейные образующие, составляющие с осью струи не-
некоторый угол а, называемый углом ее бокового расши-
расширения. Точку пересечения продолжения образующих-ос-
образующих-основного участка принято считать полюсом струи. Угол
ан для начального участка зависит от условий выхода
струи из приточного отверстия и может изменяться в до-
довольно широких пределах: 12 ~ 45°. В то же время угол
бокового расширения основного участка ао практически
при всех условиях выхода струи остается неизменным и
равным 20 ~т~ 22°, если ад границу струи принимать
Уч> «* 2f/o,5 [91 [3].
Рассмотрим нагиболее простой метод расчета струй,
разработанный Г. Н. Абрамовичем на основе «старой»
теории [1], точность которого вполне удовлетворяет ре-
решению инженерных задач [31]. Согласно этой теории
угол бокового расширения струи на начальном и основ-
основном участках одинаков (рис. 4, б), а относительные па-
параметры струи являются функцией безразмерного комп-
комплекса: aS/do (для осесимметричных струй) или aS/bQ
(для плоских струй). Расстояние для наглядности и уп-
упрощения геометрических построений отсчитывается от
сечения приточного отверстия (О—О). Опытная констан-
константа а характеризует турбулентную структуру струи и за-
зависит от условий выхода потока из приточного отверстия
[В], Так, например, для цилиндрических и квадратных
патрубков а = 0,066 -~ 0,1; для щелевых насадок а =
= 0,09 4-0,12. При искусственной'турбулизации потока
на выходе из отверстия величина коэффициента а может
быть гораздо больше (а = 0,20 — патрубок В. В. Бату-
Батурина; а = 0,27 — насадка со специальным завихрите-
лем). Чтобы представить формулы в безразмерном

текущие параметры ctpyn отнесены к соответ-
ух ее параметрам в приточном отверстия.
Ш t&6n. 1 приведены формулы для расчета осеним-
й и плоских струй. у
ЛАелом ряде случаев» особенно ори расчетах мест-
вентиляции (воздушного туширования), возникает
определения скоростей в определенных
поперечного сечения струи или в некоторой его
Известно, что на основном участке струи распре-
скоростей в любом поперечном сечении соот-
соответствует нбрмально-статистическому закону расцреде-
$0йй& ошибок* Приведение их к безразмерному виду
йоэволяет получить универсальную эпюру скорости. Наи-
Наиболее простой и удобцои формой ее математического
ФОйсашя является зависимость, предложенная Г. Шлих-
Мигом [2]:
"ос $
-пт-
При этом под скоростью в любой точке струи подразуме-
^rib йе абсолютное ее значение, а проекцию на ось по-
(S или х).
Для прямоугольных отверстий с соотношением сто-
Щ не более 1 :3 для расч^тор можно с достаточной для
практики точностью воспользовйтъсл формулами осесим-
метричной струи, заменяя указанное отверстие эквива-
ему по площади круглым:
Практически ровное поле скоростей-в выпускном от-
отверстии встречается довольно редко, а чаще всего оно
т$д#?тся ч криволинейным, подчиняющимся некоторому
^ейенному Закону. Поэтому 6 формулы (VII) »(XVIII)
табл. I приходится в числитель в виде множителя вво-
вводить поправку, учитывающую неравномерность поля ско-
1ккгтей при истечений из отверстия [42];
% Закл 161 1У

Формулы для расчета турбулентных затопленных струй,
Относительнье
параметры
Полюсное расстоя-
расстояние
Длина начального
участка
Осевая скорость
Средняя по площади
скорость
Средняя по количе-
количеству движения
(расходу) скорость
Диаметр или толщи-
толщина струи
Расход
Угол боко го р с-
ширения
Обоз ачения
$п с $п. с
do ' bo
do bo
wocS
w c0
wcpS
^cpo
WmS
w>mo
do bo
a
Осесимметричная
начальный
участок
—
0,335
a
1
1
—
I
II
III
Ilia
9,9(f- + 0.,«)
arctgC, 4a)
IV
V
18

Таблица 1
распространяющихся в
стр я
основ юй
уч сток
0,145
а
0,48
-? + 0,145
0,095
¦^- + 0,145
«о
0,226
-?+145
do
4.36(^+0,45)
VI
VII
VIII
IX
X
XI
—
неограниченном пространстве
Плос ая (щелеви^н ) струя
начальный
уча т
0,515
а
1
1+0,8б(-^)
'+»(?)
1
м
—
XII
XIII
XIV
XlVa
С1 ВН ft
уча ток
0,205
а
0,848
1/ -? + 0,205
0,347
1/ -?+0,205
0,580
у -? + 0,205
4.8(^+0.205)
1+0.86^-
arctg B,4а)
XV
XVI
1 j л/ ^ + 0,205
—
XVII
—
XVIII
XIX
XX
XXI
XXII
—
19

В носледнее время предлагается определять'¦'-¦& как
функцию от коэффициента местного сопротивления на-
насади Щ [42]: ^
Отсюда ясно* что для цилиндрических, прймоуголь?
нши: щелевидных1 плиточных отверстий, не Ыбжйш
сетками, решетками, ф -практически раайо единице
чител^ном диапазоне численных значений Re0,
*fo
Ж Л*0,55*0.6$ da
Рис. 5
Если, tfa пути движения .воздуха, выходящего из'от-
из'отверстия, установить плоский щиток, размер которого в
1,5—2 раза превышает размер приточного патрубка, то
набегающая на него струя будет, изменять направление
и растекйтьсй во все(стороны по радиусу. Такие струй
принята называть в*еерными или радиальными (рис. 5va).
С удалением от приточного отверстия ширина струи
быстро возрастает, что приводит к резкому уменьшению
скоростей-и интенсивному изменению температур и кой-
центраций вредностей. Указанный принцип подачи прр-
точного воздуха Используете^ для; устранения ощуще-
ощущения дутья при больших скоростях истечения воздуха; на
его основе создан ряд воздухораспределителей.

Для радиальных струй, по данном В В Батурина
Ц. А. Шепелева, изменение относительной осевой ско-'
подчиняется следующей зависимости [5]:
Следует отметить, что направление истечения свобод*
що& радиальной струй в значительной мере зависит от
конструктивного оформлений выходного отверстия
(рис. 56)
Неизотерммческие свободные приточные струи
Если температура воздуха, вытекающего из отвер-
отверстия в неограниченное пространство, отличается от тем-
температуры в последнем, то на параметры струи и траек-
траекторию ее движения* помимо сил инерции, оказывают
влияние гравитационные силы. Соотношение этих сил
определяется обычно величиной критерщ^ Архимеда в
приточном отверстии:
U т
определяющий линейный размер Ц для осееи^метрич-
ЦХ отверстий принимают do, для прямоугольных — d03
(&), для щелевых — наименьший размер h.
Когда сила Архимеда пренебрежительно чмала
^|Аго|< 0,001) по сравнению с силой инерции, йеизотер-
мнчесаде струи можно считать по формулам для нзо-
Для случая |Ага| >> 0*001, часто встречающегося в
вентиляционной практике, расчет струй может быть про-
произведен по методу, предложенному в свое время
И. А. Шепелевым 139} В основном он касается определе-
определения траектории ®си струи и осевой скорости. Рассмот-
Рассмотрим наиболее общий случай истечения струи под неко-
торьш углом р к горизонту (рис» 6,а). Уравнение
Траектории оси струи с достаточной степенью точности
определяется Из следующего выражения: ^
a%. G)
21

По данным И. А. Шепелева, В = 0,9 для круглой (осе-
(осесимметричной) струи и В = 0,41 для плоской. Второе
слагаемое приведенного уравнения по существу пред-
представляет собой отклонение траектории оси неизотерми-
неизотермической струи от оси изотермической (рис. 6, а). Числен-
Численное значение критерия Архимеда в уравнение G) сле-
следует подставлять с учетом знака.
При выпуске «холодных» струй под углом вверх или
<нагретых» под углом вниз (рис. 6, б) вводят понятие
о «вершине> траектории (максимальном удалении ее от
оси irmax) и «дальнобойности» струи (расстоянии от при-
приточного отверстия до пересечения ее траектории с осью
#д). Оба эти параметра нетрудно получить из уравне-
уравнения траектории оси струи. Координаты вершины траек-
траектории
X ах-0,543 COS Pl/^ff-, (8)
а Агл а
Дальнобойность струи определяется из условия
? = 0:
Скорость на оси неизотермической приточной cipyn
(^ocs)m представляет равнодействующую скорости вер-
вертикального перемещения, вызванной гравитационными
силами, и скорости wocS> определяемой действием сил
инерции, которую имела бы изотермическая приточная
струя на удалении 5 от приточного отверстия:
(Я>ос S)u ~
~ VW s cos pJ + (woc s sin p + wyf. A1)
Скорость вертикального перемещения wv можно вычис-
вычислить по формуле, предложенной И. А. Шепелевым [39]:
wy — MAr0Swoc0f A2)
где М — 0,73 для осесимметричной струи;
М = 0,61 для плоской струи.
23

В случае горизонтального выпуска неизотермиче-
неизотермической струи 'приведенные выше формулы значительно
упрощаются, поскольку оси S и х совпадают,, а угол
р sss 0. При вертикальном выпуске неизотермической
Струи гравитационные силы и силы инерции действуют
по одной прямой и, следовательно, не искажают траек-
траекторий) ее оси; однака они оказывают влияние на
Atvs .КО
Atocs*
wys 0,8
0,6
о,ь
0,2
\
2J
\
\
-
f-Atys/AtocS
2-Wys/Wocs
к
\
\
\
0,2 0,4 0,6 0,8 КО
У/У,
гр
Рис 7
параметры струи и» в первую очередь, на скорость. Как
следует из выражений (U) и A2), при 0 = ^ или
ps= уя осевая скорость в этом случае будет:
ИЛИ
(Па)
Если указанные силы не совпадают по направлению
(подача нагретого воздуха вертикально йшз или хо-1
лодного — вверх), то гравитационные силы оказывают
тормозящее действие .и приводят к более интенсивному
падению скоростей вдоль оси струи (знак «—» в фор*
муле Па), На некотором расстоянии от приточного от
верстия (ув)max происходит растекание струи, связан
ное с уравновешиванием сил, действующих в верти
24

кальном направлении. Величина (*/в)тах может быть
определена из уравнения (9)ш
Ытах = ± 0,759
(9а)
При выпуске холодного воздуха вверх в формуле (9а)
применяется знак «+ , а нагретого вниз знак <—».
юг
Т7Г/
/
X
X
Рис.
Уточнению изложенного выше м тода посвящен це-
целый ряд работ [16], [25], [42], более подр бно отражаю-
отражающих физическую сторону явления. Однако и приведен-
приведенные выше формулы дают хорошее совпадение с ре-
результатами классических ксперимептов Д. Н. Ляхов-
ского и С. Н. Сыркина [20]
Поскольку температура является величиной скаляр-
скалярной, а не векторной (в отличие от скорости), то при
любых значениях Аг0 для ее вычисления можно поль-
оваться формулами, приведенными в табл. 2. На
основном участке формируется универсальный безраз-
безразмерный профиль температур, с достаточной степенью
точности описываемый формулой Г. Шлихтинга [2]
(рис. 7):
A3)
Рассматривая т мпературу как некоторый показа-
показатель концентрации) в воздухе тепла, можно предпо-

Таблица 2
Формулы для определения температур и весьма малых концентрации в затопленных струях,
распространяющихся в неограниченном пространстве
Отн сител ные
параметры
Отн сительная и -
быточная т мпе-
ратура на оси
струи
Отн ительная из-
избыточная темпе-
температура средняя по
площади
Относительная из-
избыточная темпе-
температура средняя по
расходу
Обоз»а-
ч ння
'о S 'в
t -'в
tnS в
^tnQ """* ^в
Осеснмметричная струя
начальный
участок
i
1
1 + 1,52 af +
I
II
оси ной
участок
0,35
# + 0,145
«0
0,17
-^- + 0,145
0,226
¦^- + 0,145
III
IV
V
Плоская (щелевидная) струя
начальный
участок
1
1
1+0,86^-
bo
№
VI
VII
основной
участок
0,73
Л/ -у- + 0,205
0,415
1/ 4^- + 0,205
0,58
1/ -y~ + 0,205
VIII
IX
X

ложить, что весьма малые концентрации иных вредно-
вредностей (газов, паров) распределяются в струе по тем же
законам, что и температура (табл. 2). Однако вопрос
распределения концентраций изучен еще недостаточно,
и указанные формулы для них следует рассматривать
как ориентировочные.
В отличие от предыдущего, рассмотрим струй, рас-
распространяющуюся в сносящем потоке. При этом на
траекторию оси изотермической свободной струи будут
влиять силы инерции сносящего потока, самой струи и
угол их взаимодействия. Если струя вытекает через ци-
цилиндрический патрубок вертикально в неограниченное
пространство (рис. 8), в котором воздух движется
с равномерной скоростью нормально к оси патрубка,
то траекторию оси струи можно определить (по дан-
данным Г. Н. Абрамовича [2] и Ю. В. Иванова [15]) из вы-
выражения
Полуограниченные приточные струи
Благодаря уменьшению площади подмешивания
окружающего воздуха (торможения) дальнобойность
полуограниченной струи больше, чем свободной; при
этом максимальная скорость в поперечном сечении
струи будет вблизи ограничивающей поверхности. Если
пренебречь пограничным слоем, то настильную струю
с достаточной степенью точности можно рассматривать
как половину струи удвоенной площади [3], [5], [22]
(рис. 9), что подтверждается экспериментальными дан-
данными [3]. Исходя из формул табл. 1, дальнобойность
плоской струи ^увеличивается в два раза, а осесиммет-
ричной — в Y2 . Действительно, расстояние от при-
приточного отверстия до сечения с заданным значением от-
относительной осевой скорости для свободной осесиммет-
ричной и плоской струй можно соответственно опреде-
определить из формул (VII) и (XVIII) табл. 1:
27
о,145; ?-=Ш11\2- 0,205.
d0 W b IjfV
d0 WocS b0
w о \W0

Если рассматривать эти струи как полуограничен-
полуограниченные, то в указанные выражения вместо d0 следует под
ставить
а вместо Ьо подставить Ьо 2&0, так как второй размер
щелевого приточного отверстия /0 остается неизменным.
Рис. 9
Тогда указанные зависимости примут вид:
для осесимметричнои струи
а$' 1 /"сГ I 0,48
-0,145 ;
для плоской струи
aS'
— 2
w со
0 848 \2
LV шос / J
Стесненные приточные изотермические струи
Приточные вентиляционные струи, как правило, рас
пространяются в пространстве конечных размсро
С этой точки зрения понятие <свободная струя следуе
понимать так, что размеры пространства во много ра
превышают размеры приточною отверстия. При сои
меримости их 3ai опы развития струи изменяются. Из
28

чение ограниченных приточных струй было начато срав-
сравнительно недавно (около 20 лет тому назад), и вполне
естественно, что мы пока не располагаем достаточно
полной теорией их расчета.
Наибольшее число работ в этой области посвящено
тупиковым осесимметричным изотермическим приточ-
приточным струям. Следует отметить, что четкое описание их
развития впервые было дано Н. Н. Садовской [28]; суть
его сводится к следующему. Вблизи приточного отвер-
отверстия струя развивается по законам свободной до тех
пор, пока ее сечение не займет 25% площади попереч-
поперечного сечения помещения (I критическое сечение). По-
После этого прирост площади поперечного сечения и рас-
расхода струи замедляется. Достигнув 42—45% площади
поперечного сечения помещения (II критическое сече-
сечение), струя перестает расширяться. Расход воздуха
в струе начинает уменьшаться и на некотором удале-
удалении от II критического сечения становится равным
нулю. Говорят, что струя распадается, или сужается.
Отсоединяющиеся от нее массы воздуха движутся в об-
обратном направлении и частично удаляются через вы-
вытяжные отверстия, а частично эжектируются струей на
участках расширения. Таким образом, вне струи распо-
располагаются обратные токи, скорость которых достигает
своего максимума во II критическом сечении (рис. 10, а).
В отличие от свободной относительные параметры
ограниченной струи зависят не только от безразмер-
безразмерного комплекса aS/do, но и от степени ее стеснения «о,
характеризующейся величиной отношения площади
приточного отверстия к площади поперечного сечения
помещения:
На основании исследований В. А. Бахарева и
В. Н. Троянского [7], а также экспериментов, проведен-
проведенных в ЛИСИ Г. А. Максимовым [22], путем деления
струи на ряд участков были получены более простые,
по сравнению с существующими, формулы расчета осе-
симметричной приточной тупиковой струи. Для ограни-
ограниченной струи характерны три участка (рис. 10,6):
участок свободного расширения, включающий в се-
себя начальный участок (до I критического сечения);
29

Формулы для расчета круглой (осесим
Относительная
длина участка
Формула дей-
действительна
Относительный
ds
диаметр ~^-
1+7,52
aS
Относительна^
Fs
площадь —-
•Относительный
vs
расход -~-
= ^ 4,95/i?+ 0,133).
Ип rfn Wo /
Относительная
осевая ско-
рость
Относительная
средняя ско-
скорость по пло-
щади
Примечание Принимать tg a'eO.105 (по опытам В.Н.Трояновского
80

Таблица 3
метричной) струи, вытекающей в тупик
d0 a [V^h ' 1
от Sj до S2
ft 9Q h <?
0,384 +-r= + 2,89 .?2- ,
V u0 do
/о,384 + -?Е+2,89^)*
V V tio do/
\d0 ' ) Vuq
dQ tgafVu0 ' a \Vu0 ' /
от S2 до S3
0 666 2 tg a'/ 0,13 \ S
/*o+ a l/Wo * ) d0
iVuo a \r"o / do J
-f+0'133
J
' Ft
tg a'—0,028).
31

д) Оснобная масса Присоединенная масса
Рис. 11

участок стесненного расширения (между I и II кри-
критическими сечениями)
участок сужения, или распада (после II критиче-
критического сечения).
В пределах каждого из них границы струи можно
считать прямолинейными (рис. 10,6). Как показали
дальнейшие исследования, такое допущение вполне
приемлемо в рамках точности практических расчетов.
Сводка упрощенных формул для расчета осесиммет-
ричной тупиковой изотермической струи представлена
в табл. 3. Следует отметить, что указанные формулы
справедливы лишь в том случае, если длина помеще-
помещения L не меньше длины струи 5з. Как видно из
рис. 10, в, при L>53 тупик оказывается заполненным
рядом постепенно затухающих вихрей чередующегося
направления, вызванных эжектирующим действием об-
обратных потоков.
Транзитная струя отличается от тупиковой тем, что
входит в помещение с одного торца, а выходит с про-
противоположного (через вытяжные отверстия). Для луч-
лучшего уяснения разницы между ними могут служить ба-
балансовые схемы струй, по которым они условно де-
делятся на основную массу (вытекающую из приточного
отверстия) и присоединенную (рис. 10,в и 11,а), со-
совершенно не перемешивающиеся между собой. До се-
сечения, удаленного на расстояние S5 от. приточного от-
отверстия, характер движения транзитной струи такой
же, как и тупиковой. После участка сужения транзит-
транзитная масса внезапно расширяется, заполняя все сече-
сечение помещения. Обратные токи состоят исключительно
из присоединенной массы. Такое явление внезапного
расширения, как показали исследования Г. Г. Макси-
Максимова [23], имеет место в том случае, если L > S'3. Им
же получен ряд ориентировочных формул для расчета
транзитной струи: при L > 6Dn0M, или L > 5 У^пом
A5)
Для определения параметров упомянутой струи в
первом приближении можно использовать формулу
3 Зак, 161 33

тупиковой струи, вводя понятие условного диаметра по-
помещения:
A7)
Анализ экспериментов В. В. Батурина и В. И. Хан-
жонкова позволил Г. Г. Максимову сделать вывод, что
углы стесненного расширения аг и сужения а'
(рис. 11, а) в значительной мере-зависят от соотноше-
соотношения длины ограничивающего пространства, его попе-
поперечных размеров и диаметра приточного отверстия и
могут изменяться от 6 до 60°. При расчетах настиль-
настильных стесненных струй как транзитных, так и тупиковых
можно пользоваться формулами табл. 3, рассматривая
их как половину струй, вытекающих из отверстия 2Fq
в помещение поперечного сечения 2Fn0M. При__этом d0
в расчетных формулах заменяется doy = 1,13 Y2F$.
Приведенные выше формулы для расчета стеснен-
стесненных струй являются приближенными и нуждаются не
только в уточнении, но и в обобщении и распростра-
распространении их на случай, когда L < S3. Однако даже то, что
имеется на сегодняшний день, позволяет решить целый
ряд практических задач, связанных с движением струй
и циркуляцией воздуха в помещениях. Дальнейшие ис-
исследования в этой области должны быть направлены
не только на уточнение указанных зависимостей, но и
на расширение наших представлений об ограниченных
струях и в первую очередь неизотермических, имеющих
|Аго| > 0,00}, сведения о которых практически отсут-
отсутствуют.
Конвективная (тепловая) струя в неограниченном
пространстве
В общем виде образование тепловой струи пред-
представляется следующим образом. Тепло от нагретой по-
поверхности или тела передается прилегающим слоям
воздуха, которые, нагреваясь, становятся менее плот-
плотными и вытесняются вверх более холодным окружающим
воздухом. Происходит образование Конвективного восхо-
восходящего потока, посредством которого от источника теп-
тепловыделений отводится значительная часть тепла. Со-
Согласно современным представлениям тепловая струя
может быть разделена на три участка, отличающихся
34

друг от друга характером течения, изменением скоро-
скорости и температуры (рис. 12,а). На участке / происхо-
происходит подтекание окружающего воздуха к источнику теп-
тепла и, по сути дела, формирование конвективного
потока. Участок // характеризуется ускоренным движе-
движением общей массы струи, что приводит к постепенному
сужению потока и образованию так называемой «шей-
«шейки». На участке /// конвективная струя начинает по-
о) б) zi
i ill/ i I
уГ777Щ777/.
Источник I—Полюс
тепла струи
Рис. 12
степенно расширяться за счет подмешивания к ней
окружающего воздуха.
В соответствии с изложенным выше участки назва-
названы: / — формирования, // — разгона, ///-—основным.
Изучению закономерностей свободных конвективных
струй посвящен целый ряд теоретических и эксперимен-
экспериментальных исследований [2], [6], [10], [14], [17], [32], [40],
[46] и др. Они позволили установить зависимость основ-
основных параметров струи на основном участке от вели-
величины конвективных тепловыделений и расстояния от ее
полюса. .
Осесимметричные струи: Плоские струи:
35

Участок разгона изучен сравнительно мало ввиду
сложности картины течения и его относительно неболь-
небольших размеров. Наличие контракции струи на этом уча-
участке и имеющиеся экспериментальные данные позво-
позволяют в первом приближении рассматривать его как ис-
истечение через отверстие в бесконечно тонкой стенке,
равное размерам нагревателя в плане и помещенное на
границе участков формирования и разгона (рис. 12,6).
В этом случае оказывается возможным определить па-
параметры в «шейке» осесимметричной конвективной
струи:
A8)
A9)
B0)
и изменение ее параметров на участке // в пределах
B2)
у 1 + 1'58(i_0>2)
0.523QX-''1 /l +1,58(^-0,2), B3)
где za — расстояние от источника тепла;
dH — диаметр нагревателя.
Если задана избыточная температура на поверхно-
поверхности нагревателя Atn. н = tu. н — ^«>, то для случая разви-
развитого турбулентного режима течения формулы примут
вид:
?#; A9а)
Кш = 0,0277 Д#\^; B0а)
Д*ср.ш = 0,039 Дфн?/я. B1а)
36

Параметры плоской конвективной струи на участке
разгона могут быть определены по формулам, предло-
предложенным Ю. И. Кацем [17]:
Woc, = 0,044 Д# „&'/' (-JH'38; B4)
д*ос,=о,об5 д# Hb7'k (-^)"°'4; B5)
V3 = 0,0272 Д# ЯЬЦ?)°*. B6)
Для определения параметров струи выше уровня
«шейки» можно воспользоваться известными формула-
формулами для основного участка нагретой приточной струи,
выпускаемой вертикально вверх.
Если отнести текущие параметры конвективной
струи на основном участке к соответствующим пара-
параметрам ее в сечении «шейки», то расчетные зависимо-
зависимости примут вид [22]:
-fe-=0'5i; <27>
-?l = 0,323 Ш''8; B8)
B9)
C0)
при условии, что толщина струи возрастает по линей-
линейному закону и z/dH ^ 2.
На этом участке устанавливаются универсальные
безразмерные поля скоростей и температур в поперечу
ных сечениях струи, которые матемдтически могут быть
выражены известной формулой Реихардта B):
о.,
Щ
Численные значения т и р, по данным В. М. Эльтер-
мана [46], соответственно будут: m = 81; р = 105.
37

В случае нагретой или охлажденной вертикальной
поверхности возле нее также образуется конвективный
поток, разнородный по своей структуре! В начале дви-
движения образуется ламинарный слой увеличивающейся
толщины, далее течение переходит в локонообразное,
а последнее — в вихревое турбулентное. Для турбулент-
турбулентной области течения И. А. Шепелевым [43] предложены
следующие формулы для определения параметров кон-
конвективной струи:
; C4)
^ ^ C5)
(здесь z — расстояние от низа греющей поверхности* до
данного поперечного сечения в м).
Реальные источники тепла имеют и горизонтальные,
и вертикальные поверхности. Наблюдения за характе-
характером течения показывают, что и в этом случае основная
масса воздуха подтекает к нагревателю на уровне его
верха. Так как влияние теплоотдачи вертикальных по-
поверхностей на параметры конвективной струи изучено
пока что • недостаточно, расчет ее в первом приближе-
приближении может быть произведен по указанным выше зави-
зависимостям A8) —C2).
Ограниченная осесимметричная тепловая струя
Ограниченные, или стесненные, тепловые струи в ин-
инженерной практике встречаются часто, поскольку ис-
источник тепла, как правило, расположен в помещении.
Попытки использовать для их расчета известные зави-
зависимости свободных конвективных струй в целом ряде
случаев приводят к ошибкам, так как они не дают пра-
правильного представления о характере движения воздуха
в помещении.
Ранее было показано, что стеснение приточной
струи отражается на закономерностях ее развития.
Очевидно, тепловая струя в этом отношении не состав-
составляет исключения (рис. 13,а). Однако сведений о ней
пока еще недостаточно для создания стройной теории
расчета, поэтому предлагается приближенное решение
путем замены тепловой струи стесненной приточной,
38

вытекающей из условного патрубка dQy (рис. 13,6) [10].
Параметры в начале участка свободного расширения
приточной струи принимаются равными параметрам
конвективного потока в сечении «шейки».
Когда ограждения в помещении непроницаемы для
воздуха и никаких отверстий в них нет, то конвектив-
конвективную струю можно считать тупиковой, состоящей из сле-
следующих участков: / — формирования, // — разгона;
/// — свободного расширения; IV — стесненного расши-
расширения; V — сужения (рис. 13,а). Используя деление
струи на основную и присоединенную массы, нетрудно
заметить, что основная масса, равная расходу в «шей-
«шейке», возвращается к нагревателю и идет на «воспроиз-
«воспроизведение» конвективной струи; в дальнейшем будем
называть ее рециркуляционной массой (Vp). Между сво-
свободной тепловой струей и стесненной имеется суще-
существенная разйица.
Параметры последней будут зависеть не только от
степени стеснения, но и от теплотехнических свойств ог«
раждения, что видно из табл. 4 и 5.
Таблица 4
Формулы для определения основных параметров тупиковой
осесимметричной конвективной струи в сечении «шейки»
Параметры
Расход воз-
воздуха
Средняя ско-
скорость по
площади
Средняя по
площади из-
избыточная
температура
Обозна-
Обозначение
И>ср. ш
Д^ср. ш
Формулы
око'Агт'/з р7з (т . Q Y4'
2,ЬЦК НстрГ п н ^ / н -f- ^p j
4 25О1/зЯ1/з F-Ч* (т + Q У4*
%аэцк лСтргп.н у н "Г ^kp j
I
II
III
Размер-
Размерность
М3/сек
м/сек
°С
Под высотой струи (#Стр) следует понимать рас-
расстояние, от поверхности нагревателя до конца струи.
Приведенные в табл. 5 формулы, строго говоря, отно-
относятся к частному случаю, когда струя не испытывает
40

удара о перекрытие. Однако параметры в сечении
«шейки» можно с известным приближением определять
по формулам табл. 4 и в тех случаях, когда перекры-
перекрытие помещения ниже конца участка сужения тепловой
струи.
Все это позволяет перейти к рассмотрению транзит-
транзитной струи: источник тепла расположен в помещении,
имеющем приточные и вытяжные отверстия (рис. 13,в).
Используя изложенный ранее принцип условного деле-
деления струи и обозначив аэрационный воздухообмен Утр,
нетрудно видеть, что в общем случае расход в сечении
«шейки» будет складываться из рециркуляционной и
транзитной массы:
Рециркуляционный поток, перемещая нагретый воз-
воздух из верхней части помещения в нижнюю, повышает
температуру в рабочей зоне, т. е. с точки зрения борь-
борьбы с теплом является вредным. Поскольку величина
транзитного расхода в значительной мере зависит от
площади и гидравлических сопротивлений аэрационных
отверстий, то последние можно подобрать так, чтобы
свести Vv к минимуму. При наиболее простой из встре-
встречающихся схем аэрации, когда имеется одно приточное
и одно вытяжное отверстия, величины транзитного рас-
расхода и избыточной температуры уходящего воздуха мо-
могут быть определены из выражений (при у = 1,2/сг/л*3):
,36,
C7)
При большом числе отверстий, расположенных на
различных уровнях, если известна схема движения воз-
воздуха через них, задача может быть всегда сведена
к случаю двух эквивалентных дтверстий и решение ее
будет аналогично изложенному выше. Тогда величина
площадей приточных ц вытяжных отверстий, отвечаю-
отвечающих условию Vm = Ктр, определяется из выражений
(I) табл. 4 и формулы C6).
41

Формулы для определения параметров осе
Параметры
Я>срг
Wcp. ш
Д'ос. ш
Д^срг
Д'ср. ш
Woe,
Сечение «шейки»
0,766
1,0
1,0
1,0
1,0
Участок свободного расширения
ОТ 2Ш ДО 2,
2. 2„. 1 / 0,0625 \
-i-==:-^4-—/—7=—МО2
0,766 + 7,52а (-?- - -^-^
14,55 [а B ^ )+ 0,102]+0^127
1,485 + ^т=-
Vz Fm
Vm Fz
1,485+ °*^I
Примечание. tga^M 0,105; a ** 0,074; «« — относительная площадь нагре *
42

Таблица 5
симметричной тупиковой конвективной струи
Участок стесненного расширения
от г, до г*
z2 zm 1 I 0.13 \
-2-„_ш. + — _ 0.102
dn dn a \V«h /
0,294 + ^E- + 2,89a /— - ^SL\
M8[o(^.a+0,,02]+^
1,485 + r^~-
Участок сужения
ОТ Zi ДО Z%
z zm 0,333 1/0,13 N
—-— + 7= +— (-7=-0,102)
dH dH tg ay у ин a \y uH )
0,666 2tga^ / 0,13 \
V uH idn dH
a \VuH * /J
1,485+ °«'i7
Vz Fm
1.485 + Ш-
VuH
ktcp. ш
или 0,275 A^Ff^-g
вателя в плане:
43

ЕСЛИ FDpHT = ^выт И Цприт = Цвыт = Ц, ТО В ЭТОМ
случае
= /7Выт=Н,6-д-(-^г] (-^) 2\Л C8)
Приведенные выше формулы дают возможность ра-
рационально решить вопрос аэрации помещения в целом
для случаев, когда влиянием внешних сил на воздухо-
воздухообмен можно пренебречь.
Линия тона
ДВИЖЕНИЕ ВОЗДУХА У ВЫТЯЖНЫХ ОТВЕРСТИЙ
И ВЛИЯНИЕ ЕГО НА ОБЩУЮ КАРТИНУ
РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ПОТОКОВ В ПОМЕЩЕНИИ
Закономерности движения воздуха
у вытяжных отверстий
Потоки всасывания существенно отличаются от при-
приточных струй. Подтекание воздуха со всех сторон и по-
постоянство его расхода на любом удалении от вытяж-
вытяжного отверстия приводит к до-
довольно быстрому падению ско-
скоростей вдоль оси потока. Если
свободно расположенное осе-
симметричное отверстие услов-
условно представить в виде точечно-
точечного стока, а всасывающую щель
рассматривать в первом при-
приближении как линейный сток,
то поверхности равных скоро-
скоростей в первом случае представ-
представляют концентрические сферы,
а во втором — цилиндры (рис.
14). Изменение скоростей
с удалением от указанных отверстий будет подчиняться
следующим зависимостям:
для точечного стока
осх * Fx 4л*2
для линейного стока
= т = Ух __ Уо
ос х х Fx
Стон
Рис. 14
2nxl0
C9)
D0)
44

Заменив расходы воздуха соответствующими разме-
размерами и скоростями во всасывающих отверстиях конеч-
конечных размеров, получим
Однако зависимости C9а) и D0а), как показали мно-
многочисленные исследования, справедливы только на рас-
расстояния x/d0 > 0,5 или х/Ьо > 0,5. Вблизи вытяжных
отверстий конечных размеров закономерности течения
зависят от формы отверстия, соотношения его разме-
размеров и в известной степени отличаются от полученных
выше. Чтобы определить скорость в любой точке пото-
потока в пределах 0 < -?- < 0,5 или 0 < -?- < 0,5, обычно
ид Dq
используют спектры скоростей всасывания, полученные
опытным путем (рис. 15, а—в) [3], [16], [49]. Наряду
с этим для тех же целей вполне пригодны и некоторые
эмпирические формулы [22]:
или
1 г-тг. D1а)
Для приближенных расчетов спектров всасывания
у осесимметричных отверстий могут быть рекомендо-
рекомендованы:
выражение для скорости в любой точке (при 0,06 <
<i<°>5)
W0 i i n п I X \
1+7'7(УК)
и уравнение линий изотах
__0,2|- D2)
45

При необходимости обеспечить заданную скорость
на определенном расстоянии х от вытяжного от-
отверстия задачу можно решить двояко: принять малые
скорости в отверстии при
большой высоте его (bo)
или создать большие ско-
скорости в отверстии (w0)
при малой высоте. Как
с увеличением площади
отверстия, так и с увели-
увеличением скорости в его се-
сечении расход воздуха
возрастает. Анализ фор-
формулы D1), проведен-
проведенный Г. А. Максимовым
[22], позволил установить
оптимальную высоту от-
отверстия, соответствую-
соответствующую минимуму расхода
в нем:
0,308-^?. D4)
Наряду со свободно
расположенными вытяж-
вытяжными отверстиями в вен-
вентиляционной практике до-
довольно часто встречают-
встречаются такие, подтекание воз-
воздуха к которым ограни-
ограничено какими-либо поверх-
поверхностями. Уменьшение
области всасывания при-
С
-•? и^
• ^' 1**1-2
б)
Г-*
7
6)
/ -
/ / / -р?"
/
/ /
* Л
/ / с trjt
^/
0,5 1
L4-C sJ
0, 0,5
ж
i,0 b
0
ио
0,5
4-
10
0,5
0
/0.5
0
Of/tip
\Щ-
У// / /
// / /
[о
5
1.5 Ьо
Y°
У/
'/0,5
Численные значения
азотах: (шх/wo)-100%
Рис. 15
водит к существенному изменению скоростей (в сто-
сторону увеличения) по сравнению со свободно располо-
расположенными отверстиями (рис. 16,а—в). Эксперименталь-
46

ные данные и теоретические соображения показывают,
что в первом приближении такие потоки можно
рассматривать как часть
ственных стоков, не огра-
ограниченных поверхностями.
Если отверстие площадью
Fq одной стороной при-
примыкает к некоторой, плос-
плоскости (рис. 17, а), то
спектр всасывания вбли-
вблизи него можно рассматри-
рассматривать как половину спект-
спектра всасывания у отвер-
отверстия площадью 2F0 без
ограничивающих поверх-
поверхностей, а ЯУосзс И Wxy ВЫ-
ВЫЧИСЛЯТЬ по формулам
D1) и D3), подставив в
них 2F0 вместо Fo. Если
отверстие примыкает к -
углу (рис. 17,6), то, ана-
аналогично предыдущему,
спектр всасывания около
него рассматривается как
половина спектра у от-
отверстия, расположенного
в одной плоскости с ог-
ограждением.' Формулы
для вычисления скоростей
на расстоянии x/do > 0,5
(или х/Ьо > 0,5) для ука- -*-
занных случаев приведе-
приведены в табл. 6 [3].
Изложенное выше по-
показывает, что ограниче-
Рис. 16
соответствующих простран-
чение приводит к уменьшению площадей поверхностей
равных скоростей и увеличивает зону действия вытяж-
вытяжного факела.
47

Таблица б
Формулы относительных скоростей в спектре
всасывания
Расположение
отверстия
-^-
Относительная скорость wxjw^
осесимметричные
отверстия
щелевые
отверстия
0,16-^
X
0.32-^-
X
0,64 А
48
Рис. 17

Влияние вытяжки на картину движения воздуха
в помещении
Правильный подход к проектированию вентиляции
помещений различного назначения невозможен без ис-
исследования характера и причин формирования движе-
движения в нем воздуха. Последнее зависит от целого ряда
факторов, из которых рассмотрим вначале только влия-
влияние взаимного расположения приточных и вытяжных
отверстий в случае изотермического течения.
Большая дальнобойность приточных струй и способ-
способность увлекать в движение значительные массы окру-
окружающего воздуха приводят к тому, что их считают
основной причиной, определяющей характер течения
воздуха в помещении, а влиянием вытяжных отверстий
пренебрегают. Исследования, посвященные этому воп-
вопросу, и в первую очередь работы В. В. Батурина и
В. И. Ханжонкова [4], доказали неправильность такого
представления. Несмотря на сравнительно небольшую
зону действия всасывающего факела, расположение
вытяжных отверстий существенно сказывается на рас-
распределении воздушных потоков в вентилируемом объе-
объеме, что иллюстрируется следующими примерами.
Предположим, что воздух поступает через всю пло-
площадь одной из торцевых стен помещения, а удаляется
через отверстие в противоположной стене (рис. 18,а).
Поток заполняет все пространство, образуя незначи-
незначительные по площади вихревые зоны. По-видимому, при
достаточно большой длине помещения место располо-
расположения стока (по высоте) не внесет существенных из-
изменений в общую картину течения. В реальных усло-
условиях описанная подача воздуха встречается довольно
редко, и, как правило, приточное отверстие занимает
незначительную часть поверхности стены.
Анализ схем, представленных на рис. 18,6—г, пока-
показывает, что при вентилировании снизу — вниз или
сверху — вверх пространство, заполненное «свежим»
воздухом (основной массой струи), наименьшее и око-
около него образуется не только вихревое движение при-
присоединенной массы, но и вызванное им вторичное коль-
кольцо циркуляции. При симметричном расположении при-
приточного и вытяжного отверстий добиться устойчивой
картины течения практически не удается, и основная

масса отклоняется то к одной, то к другой боковой по-
поверхности (рис. 18,d—е). Смена воздуха в вихревых
зонах, особенно во вторичных кольцах циркуляции, про-
происходит гораздо медленней, чем в области течения
основной массы, что может в ряде случаев привести
к нежелательному повышению концентраций вредно-
вредностей в указанных зонах. Если приточные и вытяжные
отверстия расположить с одной стороны помещения
(рис. 18,ж), то большую часть его займет основная
масса чистого воздуха. Площадь соприкосновения ее
а)
Рис. 18
с циркуляционным током гораздо больше, чем в схе-
схемах рис. 18,6—е, что гарантирует быструю смену воз-
воздуха и лучшее качество воздушной среды в зоне вих*
ря. При наличии с одной стороны двух приточных от-
отверстий (рис. 18, з) наблюдается образование парного
вихря.
Из изложенного следует, что изменение местополо-
местоположения вытяжного отверстия в пределах одной ограж-
ограждающей конструкции оказывает меньшее влияние на
характер течения воздуха в помещении 'по сравнению
с расположением его в различных ограждениях.
Многообразие взаимного расположения приточных
и вытяжных отверстий, безусловно, не исчерпывается
приведенными выше схемами. Однако рни дают Пред-
Представление о качественной стороне движения и позво-
позволяют оценить влияние положения стока на общую кар-
картину перемещения воздушных масс в объеме помеще-
помещения. Следует отметить, что эта картина в значительной
степени будет зависеть от соотношения размеров вен-
50

тилируемого объема и приточного патрубка, степени
неизотермичности приточных струй, наличия в поме-
помещении нагретых и охлажденных поверхностей, влияния
внешних факторов (ветровое и гравитационное давле-
давления) и т. п.
Представление о количественной стороне можно по-
получить для ограниченного числа случаев, используя
теорию стесненных изотермических приточных струй.
Положение вытяжных отверстий оказывает влияние на
общую картину движения воздуха в помещении и при
наличии в нем конвективных струй. Общим во всех
случаях является появление обратных токов, перенося-
переносящих тепло из верхней зоны помещения в нижнюю
(рис. 13,б). При относительно небольшой высоте поме-
помещения, когда тепловая струя испытывает удар о пере-
перекрытие, смещение вытяжного отверстия относительно
вертикальной оси источника тепла оказывает влияние
на величину аэрационного воздухообмена (в сторону
его уменьшения).
Проведенные во ВЦНИИОТ (г. Тбилиси) и ЛИСИ
исследования показали, что в ряде случаев это приво-
приводит к снижению естественного воздухообмена примерно
на 30% по сравнению со случаем расположения вы-
вытяжного отверстия строго над нагревателем и, как
следствие, — к увеличению поступления вредностей из
верхней части помещения в рабочую зону.
РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ВНЕШНИХ И ВНУТРЕННИХ ДАВЛЕНИЙ
В ЗДАНИИ
Наличие разности температур воздуха во внутрен-
внутреннем объеме помещения или здания и снаружи, а так-
также действие ветра обусловливают в них некоторый воз-
воздухообмен, который обычно называют естественной вен-
вентиляцией. Теория этой вентиляции достаточно хорошо
разработана и отражена в литературе. Однако задача
ограничивается обычно лишь нахождением количе-
количественного показателя — воздухообмена. Что касается
качественного показателя, т. е. направления движения
воздуха внутри помещения, то ему почти не уделяется
внимания. Между тем это важный вопрос, так как
картина движения воздуха в любом помещении
51

определяется совокупностью естественной и искусствен-
искусственной вентиляции или только первой, которая существует
всегда, в то время как вторая может отсутствовать. По-
Поэтому необходимо иметь четкое представление об ес-
естественной вентиляции.
Теория аэрации позволяет сравнительно легко опре-
определить количество воздуха, проходящего через помеще-
помещение при любом количестве открытых отверстий, если
известны месторасположение, площадь, а также коэф-
коэффициенты расхода для отверстий, разности температур
между помещением и наружным воздухом и величины
ветрового давления у каждого из отверстий. Суще-
Существуют два приема расчета: метод фиктивных давлений
и метод нейтральной зоны. Первый является универсаль-
универсальным, второй удобен лишь при отсутствии ветра. Что
касается различного рода неплотностей, щелей и мель-
мельчайших пор, то расход воздуха через них может быть
определен лишь приблизительно. Дело в том, что пло-
площади неплотностей в дверях и окнах зависят не толь-
только от качества последних, но и от режима эксплуата-
эксплуатации, который с течением времени может значительно
измениться. Что касается стен, то, помимо неплотно-
неплотностей, обусловленных качеством производства работ, в
них могут образоваться трещины, щели и отверстия
вследствие неравномерной осадки, сотрясений, темпе-
температурных и влажностных воздействий, предугадать ко-
которые заранее нельзя.
Вопрос- осложняется еще и тем, что расход воздуха
через какую-либо неплотность зависит не только от
площади и характеру последней, но и от ее положения.
Так, при безветрии и одной и той же разности темпера-
температур и при прочих равных условиях через две щели,
одна из которых находится у пола одноэтажного зда-
здания, а другая — у перекрытия, будет проходить больше
воздуха, чем через щели, расположенные в районе се-
середины высоты помещения. Равным образом, при про-
прочих равных условиях, через неплотности в наветренной
стене будет проходить больше воздуха, чем в стене,
параллельной направлению ветра.
Между тем, для определения количества воздуха,
проходящего через неплотности различных ограждений,
обычно используется понятие о сопротивлении воздухо-
проницанию или обратной ему величине — коэффициен-
52

те воздухопроницания. Последний аналогичен коэффи-
коэффициенту теплопередачи, однако количество передавае-
передаваемого тепла* не зависит от положения окна, участка
стены или другой конструкции, а количество проходя-
проходящего воздуха зависит.
Поэтому представляется наиболее удобным заме-
заменить все неплотности окна, двери илф другой строи-
строительной конструкции некоторым условным отверстием,
расположенным в центре площади данной конструк-
конструкции и имеющим такую площадь FQ> через которую при
коэффициенте расхода \х = 1 и при прочих равных
условиях проходит столько же воздуха, сколько через
всю совокупность неплотностей, щелей, трещин и пор,
имеющихся в данной конструкции [22], [24]. Это гораз-
гораздо удобнее, так как отверстие всегда имеет определен-
определенное расположение. При подобной трактовке величину
FQ можно определить из выражения
F* = hFt D5)
где F — площадь строительной конструкции в м2\
f9 — удельная площадь эквивалентного отверстия.
Последняя величина размерности не имеет и пред-
представляет собой площадь эквивалентного отверстия,
лриходящуюся на единицу площади строительной кон-
конструкции.
Величину удельного эквивалентного отверстия f3
можно определить, если известен коэффициент возду-
воздухопроницаемости u'tf,
f.- /° . D6)
3600 V
Показатель степени п является величиной эмпири-
эмпирической; численное значение его находится в пределах
1 ~2. Для стен (поры) п « 1 ~ 1,25, для неплотностей
(окна) п « 1,5, для щелей (двери) п « 2»
Если разность давлений Ар (кгс/м2) между на*
ружным и внутренним воздухом в зоне расположения
эквивалентного отверстия известна, то расход воздуха
нерез последнее может быть найден из уравнения
D7)
53

Указанное выражение принимает следующий частный
вид:
для пор (стены)
D7а)
для неплотностей (окна)
G~FB?WW\\ D76)
для щелей (двери)
G « F9 ]/2#Др7. D7в)
Последнее выражение можно без особой погрешно-
погрешности применять как универсальное. Что касается вели-
величины /э, то она может быть принята согласно данным
Г. Г. Максимова [24]:
кирпичные стены с цементной штукатуркой и масля-
масляной окраской /э = @,1 + 0,4) • 10;
то же, с известковой штукатуркой/э=@,4^ 1,25)* 10~5;
то же, без штукатурки /э = A,25 -*• 7) • 10~5;
окна двойные /э = (90 -*- 120). 10~5;
то же, одинарные /э = B00 ч- 250) • 10;
двери двойные /э = B50 -ь 300) • 10~5;
та же, распахнутые /э = D00 ч- 50) • 10~5.
Замена неплотностей эквивалентным отверстием ил*
люстрируется схемой рис. 19. На видимой части зда-
здания неплотности ойон заменены отверстиями /—«3, не-
неплотности стен— отверстиями 4—7, неплотности две-
двери— отверстием S. Поскольку часть неплотностей стен
работает «на приток», а часть— «на вытяжку», каж-
каждая стена отображена не одним, а двумя отверстиями,
расположенными в верхней D и 6) и нижней E и 7)
частях здания. Строго говоря, эти отверстия должны
быть размещены в центре той площади стен, которая
работает на приток, и в центре той части площади, ко-
которая работает на вытяжку. Ввиду того что воздухо-
воздухообмен через поры стен существенного значения не име-
имеет, можно условно располагать эти отверстия (заме-
(заменяющие поры) на *Д и 3Д высоты помещения.
64

Рис. 19
Вопрос о воздухопроницаемости кровли почти не
изучен. Следует думать, что для бесчердачных зданий
воздухопроницаемостью кровли можно пренебречь. При
чердачных же перекрытиях кровля хотя и водонепрони-
водонепроницаема, но воздухопроницаема. К сожалению, цифро-
цифровые данные здесь отсутствуют. Междуэтажные пере-
перекрытия могут быть воздухопроницаемы, однако раз-
разность давлений воздуха в отдельных этажах настолько
мала, что протеканием воздуха
через подобные перекрытия
можно пренебречь. Поскольку
диапазон колебания величин
/э достаточно велик, можно
рекомендовать минимальные
или максимальные значения
F9 в зависимости от того, что
хотят определить: минимально
возможный или максимально
вероятный воздухообмен.
Не излагая теории аэрации,
так как она достаточно отра-
отражена в литературе [5], [8], [16],
[22], [26], остановимся, однако,
на некоторых частных вопросах, имеющих существенное
значение.
Поскольку для уяснения общих закономерностей
приходится идти от рассмотрения простейших случаев
к сложным, представим себе здание с ограждениями,
имеющими одинаковую и равномерную воздухопрони-
воздухопроницаемость. Кровля и нижнее основание воздухонепрони-
воздухонепроницаемы (рис. 20). Здание имеет три этажа и лестничную
клетку {ЛК). При разности температур между возду-
воздухом внутри здания и снаружи и закрытых дверях эпю-
эпюры давлений в лестничной клетке и на отдельных эта-
этажах выглядят так, как это показано на схеме Л. Зна-
Знаком «+» обозначены разности давлений, направленные
внутрь здания и создающие приток воздуха, а знаком
«—» обозначены разности давлений, направленные из-
цутри наружу и создающие в здании вытяжку. Если
открыть двери между лестничной клеткой и этажами,
то в первый момент установившиеся ранее эпюры дав-
давлений будут взаимодействовать между собой и резуль-
результирующая эпюра отобразится толстой ломаной линией,
55

показанной на схеме Б." Однако она быстро изменится
и совпадет с эпюрой давления, построенной для лест-
лестничной клетки. '
Если на здание начнет действовать ветер, например,
со стороны, показанной стрелкой, то эпюра давлений
резко изменится и будет неодинаковой для огражде-
ограждений различной ориентации. Построение этих эпюр пред-
Рис. 20
ставляет собой сложную задачу. Некоторый анализ ре-
результатов одновременного действия ветра и разности
температур .был приведен для простейших случаев
Г. Г. Максимовым [24]. Им было показано, что если по-
помещение имеет воздухопроницаемое ограждение только
с одной стороны и ветровое давление по всей площади
этого ограждения одинаково, то воздухообмен при вет-
ветре и при безветрии будет одинаковым. Действительно,
заменим все неплотности, работающие на приток, эк-
эквивалентным отверстием FB{, а работающие йа вытяж-
вытяжку — отверстием F9a (рис.21).
56

Давление, вызванное разностью наружной и внут«
ренней температур, разделится на две составляющие,
соотношение которых будет зависеть от соотношения
сопротивлений отверстий. Если ветер создает два оди-
одинаковых по величине давления у
каждого из отверстий, то они бу- ветер
дут действовать в противополож- —*~
ных направлениях по отношению
к направлению движения возду-
воздуха; значит, они будут нейтрали- **
зованы.
Следует думать, что суммар- Ветер «^
т
Рис. 21
ная воздухопроницаемость всего
комплекса перегородок, стен и
дверей, выходящих на лестнич-
лестничную клетку, настолько невелика,
что их можно условно считать воздухонепроницаемыми.
Тогда для квартир, ориентированных на одну сто-
сторону, действие ветра можно, по-видимому, не учиты-
учитывать.
При ориентировке помещений на две противопо-
противоположные стороны ветром уже пренебрегать нельзя, так
Разрез
ID*} te
/////У////////
^н\ U
-»» i
~^Ветер 0)
I Z T Tf
План
Рис. 22
как он может обусловливать сквозное прохождение
воздуха от наветренного ограждения к подветренному
(заветренному). Однако в большинстве случаев поме-
помещение со сквозным проветриванием окружено с боков
комплексом соседних помещений, а пол и потолок (со-
(согласно ранее изложенному) можно считать воздухоне-
воздухонепроницаемыми (рис. 22, я). Заменяя неплотности
57

парой эквивалентных отверстий, можно свести задачу
к определению воздухообмена в воздухопроницаемом
помещении, имеющем четыре отверстия (рис. 22, d),
которые изображены на плоскости (рис. 22,в). Реше-
Решение плоской задачи еще более упрощается, если пред-
предположить, что площадь всех отверстий будет одинако-
одинакова, т. е. воздухопроницаемость противоположных друг
другу ограждений будет примерно одинаковой (что
обычно и имеет место).
Обозначим:
kH — аэродинамический коэффициент у навет-
наветренного отверстия;
k3 — аэродинамический коэффициент у подвет-
подветренного (заветренного) отверстия;
рл — наружное атмосферное давление на уров-
уровне оси нижнего отверстия в кгс/м2\
Но — расстояние от оси данного отверстия до
оси нижнего в м\
рх — фиктивное давление внутри помещения
в кгс/м2;
^э.прит — площадь эквивалентного отверстия, рабо-
работающего на приток;
^э. выт — площадь эквивалентного отверстия, рабо-
работающего на вытяжку;
Яд.в — динамическое давление ветра в кгс/м2.
Тогда уравнение воздушного баланса при совмест-
совместном действии разности температур и ветра напишется
в следующем виде:
2 F9. прит /2gYH{[Pa - #о(УН - Ув)] + W в - Рх) =
— 2 F.. выт /2gYB {Рх - [Рш - ^0 (Yh - Yb)J + k3PA. в). D8)
Расчеты показывают, что при условии равенства пло-
площадей /^.прит и fa. выт, а также если величина Лш рав-
равно как и величина fe3, по высоте здания изменяться не
будет, то при определенном соотношении величин
отверстие 2 может оказаться нейтральным, т. е. воздух
через него проходить не будет; однако при этом отвер-
отверстие 4 также обязательно будет нейтральным,
58

Действительно, в условиях поставленной задачи
гравитационное давление вызывает перемещение воз-
воздуха в 'вертикальном направлении, а ветровое — в го-
горизонтальном. Поэтому в отверстиях 2 и 4 оба фактора
работают в противоположном направлении, и давле-
давления, направленные в разные стороны, могут оказаться
равными. Абсолютная величина гравитационного дав-
давления практически ограничена более узкими предела-
пределами, чем ветрового.
Если при определенном значении гравитационного
давления появится небольшое ветровое, то оно окажет
на воздухообмен тормозящее действие, которое будет
увеличиваться по мере увеличения ветрового давления,
и воздухообмен, имевший место при безветрии, начнет
снижаться. Когда величина
Г Яо(ун-ув) N
уменьшится до единицы, воздухообмен достигнет ми-
минимального значения и согласно расчетам составит
около 0,7 воздухообмена при безветрии. При дальней-
дальнейшем росте ветрового давления и уменьшении критерия
N воздухообмен снова начнет повышаться (уже за счет
ветра) и при N « 0,75 достигнет того же значения, что
и при безветрии. При более низких значениях N возду-
воздухообмен при ветре будет больше, чем при безветрии.
Из всего изложенного вытекает, что при отсутствии
ветра воздухообмен не является минимальным, как это
часто себе представляют, и это следует учитывать, вво-
вводя к гравитационному воздухообмену соответствующую
поправку. До уточнения вопроса ее можно принимать
в виде множителя 0,7.
Воздействие ветра на направление потоков воздуха
внутри помещений может быть очень сильным, особен-
особенно для областей Крайнего Севера. Между тем сам
расчет воздухообмена, создаваемого ветром, пригоден
только в случае наличия одних неплотностей. Если, по-
помимо неплотностей, будет значительное количество от-
открытых отверстий большой площади (открытие окон и
дверей в теплое время), принимаемые в расчет значе-
значения аэродинамических коэффициентов, взятые из спра-
справочников, вряд ли пригодны, так как они получены
59

при продувании глухих моделей (не имеющих отвер-
отверстий).
Кроме того, сопротивление, оказываемое при сквоз-
сквозном продувании здания его внутренним оборудованием
(мебель, станки, перегородки и т. п.), совершенно не
изучено, поэтому судить о значимости этого фактора
пока еще нельзя.
Что касается воздушных потоков, создаваемых вну-
внутри помещений и зданий внешними силами, то даже
для простейших случаев судить о них можно пока лишь
умозрительно.
Рассмотрим здание, имеющее в плане форму вытя-
вытянутого прямоугольника (рис. 23), Предположим, что
оборудования в здании нет, а
боковые ограждения обладают
равномерной воздухопроницае-
воздухопроницаемостью; перекрытия и полы
герметичны.
Если на такое здание будет
воздействовать только один
ветер, то воздух внутри здания,
по-видимому, буДет переме-
Рис. 23 щаться в направлении движе-
движения ветра, но со скоростью,
меньшей скорости ветра (учитывая потерю энергии на
преодоление сопротивления ограждений). Так как около
боковых ограждений (длинных) давление внутри здания,
по всей вероятности, будет немного выше наружного,
то возможен* выход воздуха наружу через боковые
ограждения; скорость движения воздуха внутри помеще-
помещения при этом моЖет несколько падать в направлении
от наветренной стороны к подветренной (заветрен-
(заветренной). Если к тому же будет иметь место разность
температур, то картина может измениться, поскольку
возникнет перемещение воздуха в вертикальном направ-
направлении.
В настоящее время считается, что сбалансирован-
сбалансированный искусственный воздухообмен на естественную вен-
вентиляцию не влияет. Следует думать, что при большой
кратности обмена искусственно создаваемые внутри
помещения потоки воздуха будут увеличивать сопро-
сопротивление естественному прохождению его через весь
объем помещения, Однако высказанное предположение
60

экспериментально никем не было проверено. Поэтому
с инженерной точки зрения важно исключить фактор
естественной вентиляции или свести его влияние к ми-
минимуму, для того чтобы отпала необходимость в его
учете.
Единственным средством для достижения этого яв-
является положительный дебаланс искусственной венти-
вентиляции, т. е. значительное превышение притока над вы-
вытяжкой.
РЕКОМЕНДАЦИИ ПО УЧЕТУ ХАРАКТЕРА ДВИЖЕНИЯ
ВОЗДУХА ПРИ РЕШЕНИИ НЕКОТОРЫХ ЗАДАЧ
ВЕНТИЛЯЦИИ И ОТОПЛЕНИЯ
Расчет воздушных душей
Как известно, воздушное душирование применяется
в основном при борьбе с избыточным теплом для созда-
создания на фиксированных рабочих местах таких условий,
которые обеспечивали бы нормальное самочувствие че-
человека. Не останавливаясь на конструктивном выполне-
выполнении установок воздушного душирования, достаточно
подробно изложенном в соответствующей литературе,
рассмотрим вопросы их расчета.
Расчет воздушных душей обычно производят по
формулам Г. Н. Абрамовича [1], [2], [22] для определе-
определения параметров свободной затопленной струи, так как
при относительно небольших расстояниях от приточно-
приточного патрубка стеснение еще не сказывается на ее зако-
закономерностях. По мере удаления от оси струи скорость
воздуха уменьшается и на границе достигает нуля.
Если учесть, что скорости воздуха менее 0,5—0,3 м/сек
не ощущаются человеком, то физиологическое воздей-
воздействие на него будет оказывать не вся струя, а только
часть ее, названная «активной», в пределах которой
скорости больше указанных. Кроме того, следует счи-
считаться с влиянием на самочувствие человека макси-
максимальной скорости, имеющей место на оси, которое, по
мнению П. В. Участкина [37], является в ряде случаев
определяющим, и средней скорости воздуха в «актив-
«активной» части струи (wmymlns)- При этом на уровне груди
человека не рекомендуется принимать ayOcs>6 м/сек,
61

так как это вызывает неприятное ощущение. Средняя
же скорость (по количеству движения) и средняя по
расходу температура воздуха в районе душирования
[tmymlns)> как правило, нормируются в зависимости от
интенсивности теплового облучения, степени тяжести
выполняемой работы и периода года.
На основании изложенного выше при расчете воз-
воздушного душа используются связи между указанными
тремя скоростями (wymias> яУос$ и Wmymlns), графиче-
графический вид которых для основного участка осесимметрич-
ной приточной струи представлен на рис. 7 и 24, а.
В соответствии с санитарно-гигиеническими нормами
принимают среднюю скорость движения на рабочем
месте и задаются значением осевой скорости. По
графику (рис. 24,а) определяют Wymlnsfwocs как
<bi(wmymlnslwocs) и значение минимальной скорости на
границе площади душирования (wymlns)- При этом ори-
ориентируются на условие wymlns^ 0,Б м/сек. Далее, в со-
соответствии с Wymlns/Wocs по графику рис. 7 находят со-
соотношение между радиусом площади, подлежащей об*
дуву (г = #т1п), и радиусом поперечного сечения струи
(rs = r/rp) как функцию Ф2 указанного отношения ско-
скоростей. Если задана площадь обдува *г ее радиус г
(т. е. известно d = 2r), то, пользуясь формулой (X)
табл. t и рис. 7, можно определить диаметр приточного
патрубка
do = ds — 6,9aS, E0)
где
d0 E1)
Из формул E0) и E1) следует, что положительное
решение задачи для основного участка струи возможно
только при условии
5H<S< 4l E2)
ocS
Выбор рассеяния S в указанном диапазоне не
может быть сделан произвольно; он диктуется
62

«о
1
с
f
ч.
¦>.
1
J

конструктивными соображениями и стандартными разме-
размерами душирующих патрубков E0). Однако и в этом слу-
случае может иметь место несколько вариантов решений,
отвечающих поставленной задаче (рис. 24, J5). Очевидно,
удобнее задаваться величиной d0 и по формуле E0)
определять S, руководствуясь в первую очередь конст-
конструктивными соображениями и выражением E2). После
этого нетрудно будет вычислить по формуле (VII)
табл. 1 скорость и расход в приточном отверстии:
Учитывая, что на самочувствие человека, помимо
скорости, влияет и температура воздуха на рабочем
месте, рассмотрим возможный вариант определения ее
значения в приточном отверстии при заданной средней
температуре в зоне душирования tmymlns> или A*m#mIns =
= ^raIri5 — 'в. Зная величину ymjy^ — r/rB = d/ds,
определенную на основе предыдущих рассуждений, по
графику рис. 7 находим численное значение
&tymlns/htocS> а затем по рис. 24, а — соотношение ме-
между средней избыточной температурой смеси в преде-
пределах обдуваемой площади и избыточной температурой
на оси струи.
Так как Mmymlas известна по условию задачи, то
E3)
Пользуясь формулой (III) табл. 2, можно найти из-
избыточную температуру в приточном патрубке:
c5-a E4)
Если для душирования применяются прямоугольные
патрубки, то в расчетные формулы подставляются рав-
равные по площади диаметры круглых приточных отвер»
стий.
64

Приведенные выше рассуждения показывают, что
выбор диаметра или расположения приточного патруб-
патрубка в значительной мере будет определяться не только
конструктивными соображениями, но и возможностями
создания той или иной температуры в приточном от-
отверстии. Действительно, чем больше безразмерное рас-
расстояние aS/do от приточного отверстия до рабочей пло-
площадки, тем ниже может быть принята температура в
его сечении (/0). Поэтому приходится производить рас-
расчет нескольких вариантов, задаваясь различными стан-
стандартными размерами душирующих патрубков и выби-
выбирать из них практически наиболее приемлемый. Пояс-
Поясним изложенное примером.
Пример. На рабочем месте площадью F = 2 м2 (на уровне
Груди человека) требуется обеспечить скорость движения воздуха
wmy S = ^ м/сек и температуру tmy s = 23° С (интенсивность
теплового облучения 1—2 кал/см2 • мин, работа средней тяжести,
период летний). Температура воздуха в помещении *в = 30°С. Для
душирования применяется патрубок конструкции В. В. Батурина.
Решение. Задаемся максимальной скоростью на оси приточ-
приточной струи в районе рабочей площадки woc s = 3,5 м/сек и, пола-
полагая, что данное сечение относится к основному участку, по графику
рис. 24, а определяем
w
Вычисляем минимальную скорость на границе области душиро-
пания
Wy s = 0,17woc s = 0,17 • 3,5 = 0,595 > 0,5 м/сек.
Далее, по графику рис. 7 находим диаметр струи в заданном
сечении:
@,17) = 0,71;
1,13У?- 1,6; ^-.-Ij—ig—2.26,
Расстояние от приточного отверстия до рабочего места соглас-
согласно E2) должно быть меньше
5,9-0,12.0,71
6,9аФ2
65

Рассмотрим два варианта патрубков [5], удовлетворяющих ус-
условию E2):
300 X 430 (rfO9i = 0,403 м) и 460 X 710 (<*Оэг = 0,645 м).
Тогда
d^ 0,403
Stt = 0,335 -^ =» 0,335 —г—- = 1,12 < 2,76 м\
н» a u,iz
d,, 0,645
SHj — 0,335 -i2L = 0,335 —— = 1,8 < 2,76 м.
Расстояния от патрубков до -заданного сечения соответственно
составят E0):
ds-d09 2,26-0,403
2I ^5 6,9-0,12 ""^^'
if« — dn ч 2,26 - 0,645
"" 6,9-0,12 1>yD'
Нетрудно видеть, что
1.12 < 5! < 2.76 м\
1,8 <52< 2,76 м.
Определим скорости и расходы воздуха в сечении патрубков:
« 2,08 ( 0>102402з24 + °'145)'3'5 в 5>9
36OOFOi^oi = 3600 • 0.129 • 5,9 = 2740 м*1ч\
- 2,08 ( 0Л02б4595 + °'145)'3'5 = 3'7 м/сек;
V02 = ЗбОО^ог^ог = 3600 • 0,326 • 3,7 = 4350 м*/ч.
Температура в приточных отверстиях определяется следующим
образом. На границе площади душирования отношение избыточной
температуры воздуха к осевой согласно графику рис. 7 составит
А/
"""" - Ф4 l1^2-) - Ф4 @.71) - 0,4.
"ос S \ "гр /
По графику рис. 24, а находим
в фз ( дГ1П" ) - фз @,4) - 0,73.

Тогда
АЧ 23-30
0,73
'
По формуле E4) вычисляем температуры в сечении первого
И второго патрубков:
30 + 2,86 @>102jQy4 + О.Нб) (-9,6) - 7.7;
- 30 + 2,86
Ориентируясь на результаты расчетов, можно сде-
сделать следующие выводы. Применение патрубка мень-
меньшего сечения, казалось бы, выгоднее, так как при зтом
значительно снижается количество приточного воздуха.
И к этому следует стремиться, если на рабочем месте
Требуется создать только определенную подвижность
Воздуха. Если же в районе душирования необходимо,
Кроме скорости, обеспечить еще и вполне определенную
Температуру, отличающуюся от температуры воздуха в
Помещении, то целесообразнее увеличивать сечение при-
приточного патрубка, приближая его к месту душирования.
Чем меньше расстояние S, тем меньше будет и разность
Температур в приточном патрубке и на рабочем месте;
Следовательно, обеспечить расчетное значение U будет
легче. Указанное обстоятельство находит подтвержде-
подтверждение в работах П. В. Участкина [37], который рекомендует
выбирать патрубки такого сечения, при котором рас-
расстояние от него до рабочего места было бы порядка дли-
длины начального участка струи.
Настильные приточные стесненные струи.
Распределение температур воздуха и концентраций
газов в обратном потоке
В настоящее время часто применяется сосредоточен-
сосредоточенная подача приточного воздуха для вентиляции произ-
производственных помещений с незначительными избытками
явного тепла. Рассмотрим наиболее простой случай,
67

когда выпуск воздуха осуществляется на высоте более
0,7/7 от уровня пола, так как при этом струя настилается
на потолок, а рабочая зона омывается обратными цир-
циркуляционными токами (рис. 25, а). В первом приближе-
приближении такую струю допустимо рассматривать как полови-
половину струи, вытекающей в ограниченное пространство по
его оси, принимая удвоенные площади приточного отвер-
отверстия и поперечного сечения помещения, и расчет произ-
производить по формулам табл. 3 для изотермической или
неизотермической струи при значениях |Аг0|<0,001
(рис. 25,6).
Если воспользоваться указанными формулами, то
можно получить следующее соотношение между сред-
средней скоростью в обратном потоке во втором критиче-
критическом сечении (там, где она будет наибольшей) и в при-
приточном отверстии транзитной струи:
<55>
на расстоянии от приточного отверстия
а\уиОу }
где do — ДиаметР условного патрубка, определенный
из условия F'0 = 2FQ.
Практически коэффициент стеснения струи
*% [Fq/Fuom. у = do/@noM ~t~ ^ B большинстве случаев
находится в пределах 0,1 -г- 0,01 и, следовательно,
яуСр. обр 2 « @,095 -f- 0,07) wo. Максимальная скорость в
указанном сечении составляет и>шах обр 2 *** 1,3куср#обр г[3].
Проанализируем распределение средних температур
и концентраций примесей в обратном потоке.
Предположим, что тепловыделения в помещении
близки к нулю, теплопотери — QT. п, а вентиляция ис-
используется для воздушного отопления. На участке суже-
сужения транзитной струи средняя температура будет при-
примерно равна температуре уходящего воздуха. Отделяю-
Отделяющаяся от нее присоединенная масса имеет, очевидно, ту
же температуру. Теплообмен происходит непосредствен-
непосредственно между ограждениями и обратными токами, вследст-
вследствие чего температура последних понижается от /обр »
« tyx до <'обр. Далее, в результате смешения в струе с
68

Основной массой температура присоединенной массы
вновь повышается до ^ух (рис. 25,6). На основании из-
изложенного можно составить два уравнения теплового
баланса:
VnpCpy (/обр — #бр) = УоСрУ (*0 — *ух);
Решая совместно эти зависимости с использованием
формул табл. 3 и полагая ср = 0,24 ккал/кг-град, у =
1,2 кг/м3> получим
±r j/r 3^5 Qt. п
'обр — 'обр — 0,481 j^o~" *
Vuoy
Из выражения E6) видно, что с уменьшением степе-
степени стеснения струи (иОу) следует ожидать уменьшения
Неравномерности распределения температур по рабочей
зоне при остальных равных условиях. Что касается ха-
характера изменения средних температур в обратном пото-
потоке, то он будет различен на разных участках; наимень-
наименьший градиент температур по длине —в пределах
сечения 3'— 3' и 2 — 2, так как увеличивается масса
циркуляционных токов по направлению их движения,
наибольший — между сечениями О—О и 1 — /.
Несколько иной получается картина распределения
I оицентраций газов, если пренебречь абсорбцией их по-
поверхностями ограждений и оборудования. Разберем два
наиболее простых из встречающихся в практике слу-
случаев: вредность поступает в помещение с приточным
воздухом; выделение вредности происходит в пределах
зоны примерно равномерно по ее площади [И]. При этом
будем считать, что количество выделяющихся газов или
Паров столь невелико, что практически не влияет на ха-
характер движения воздуха в помещении.
В первом случае, исходя из основного дифферен-
дифференциального уравнения воздухообмена [29], можно напи-
написать:
— Квентх dx = Кпом d%y
где dx — элементарный отрезок времени.
Для условий установившегося режима вентилирова-
вентилирования
1/пом^Х==0; d% = 0.
69

Следовательно, концентрация газа в помещении х —
= const, а хух=% = Хобр (Рнс- 25>а)- Отсутствие выде-
выдеt,
лений вредности в рабочей зоне приводит к тому, что
% Л X
a
)
i;
L
ч
"i2
*Vo
3'
' 1
0
-
I1
I2
^~ **
— н
tux-
t'o8p
\3
•,l
CM
I* I/ I? Ij'
Hf *
Рис. 25
Таким образом, при подаче в помещение загрязнен-
загрязненного воздуха концентрации во всем его объеме будут
одинаковы и равны концентрации в приточном отверс-
отверстии.
Как показали исследования, при наличии газовыде-
газовыделений X в рабочей зоне концентрация вредностей в ней
возрастает по направлению к приточному отверстию,'
70

Ото обусловливается наличием горизонтальных обрат-
обратных потоков, препятствующих выносу вредностей в верх-
верхнюю зону помещения и изменением расхода воздуха по
длине рабочей зоны. Имеющиеся сведения о стесненных
приточных струях позволяют ориентировочно оценить ха-
характер изменения концентраций в нижней части помеще-
помещения, занятой циркуляционными токами, если ввести по-
понятие об удельном газовыделении на 1 м длины поме-
помещения:
луд—77'
Расход воздуха в обратном потоке нарастает от се-
сечения З' — З' к сечению 2 — 2 и затем уменьшается до
Пуля. Численную величину его можно определить исхо-
исходя из закономерностей стесненных струй (см. табл. 3),
ОЫчитая из расходов воздуха на соответствующих уча-
участках струи основную массу 170.
Примем допущение, что на участке сужения транзит-
транзитной струи ввиду отсутствия подмешивания к ней окру-
окружающего- воздуха средние по сечениям концентрации
Газа одинаковы и равны концентрации в извлекаемом
ооздухе (хух)- Выделим в обратном потоке на указанном
участке элементарный его слой длиной dS и составим
для него уравнение газового баланса (рис. 25,я), пола-
Гая, что средняя по расходу концентрация в сечении S
равна хобрв:
(У обр 5 + dV) (хобр 5Н- d%) — КобР s%o6P s —
-Xy*dV~dX = 09 E7)
ГДе . -
uoy
—^j^SVo, E8)
или
^o6p5 = A-BS. E9)
Так как величина газовыделений прямо пропорцио-
пропорциональна длине любого участка обратного потока, то при
Ь s=sS3
X$ = XyA(S'3 — S),
7i

откуда
dX = -XyadS. F0)
Относительную длину струи S'Jdo определим из усло-
условия, 4to Vs = Vq при 5 = S3 (см. табл. 3 и рис. 25, в):
d'o tg a' YuOy a \ /ыОу ' / tg a '
Преобразуем уравнение E7), пренебрегая в нем ве-
величинами второго порядка малости, и подставим в него
значения V06ps и dX из формул E9) и F0):
d% dS
Y «Y -IlL L-s
Лобр S Лух 3 В
Интегрируя последнюю зависимость в соответствующих
пределах
Xo6pS
Г ^обр s _ Г
J / ^уд \ ~ J
Хух Кобр 5 — \Хух + "" '
получим
- Хух = %-1111^ •• (G2)
На основании выражений E8), E9) и F1) нетруд-
нетрудно установить, что А/В = 5з и
%
F2а)
Таким образом, средние концентрации вредности в об-
обратном потоке на участке сужения струи не зависят от
расстояния 5, что и следовало ожидать при линейном
характере возрастания расхода и величины газовыделе-
газовыделений. Приведя уравнение F2а) к безразмерному виду,
получим
Яо Хобр 52"" Хо . . *
-я — я. 1 -| — #
ХУх Хо Хух Хо
1,445 tga'^-
do
72

Рассуждая аналогично, нетрудно вывести уравнения
Средних концентраций газов в обратном потоке на уча-
участках стесненного и свободного расширения струи:
при -t<-t<-j
d0 d0 d0
ДХобр S, , * jn VU0y
,
4 ^
4 4
UQ UQ Uq
• -ML-o,3i
S ^ Sh
при 0 < —r^~-
0>025
—- y'^rt i
. 100)
Для наглядност^.'на рис. 2^ а приведен график зави-
зависимости безразме^^цях конДентраций (А/обр s/Axyx) от
величины aS/d6 при ^-==0,1 и иОу = 0,01 (для конкрет-
конкретного случая [11]). Г*
Если длина помещ^н^ L > S3, то на участке L — St
происходит внезапнее расширение основной массы, за-
заполняющей wit Ъто поперечное сечение [22], [23]
(рис. ?&f?). В этом случае расчет можно производить с
использованием полученных выше зависимостей, под-
подставляя в них вместо %ух концентрацию газа в конце
/частка сужения струи х'ух- Соотношение между указан-
г ными величинами можно получить из уравнения
(Хух — Хух) V 0 = Худ (L — SQ; хух — ХуХ = -рг- {L — S0;
Хух-хо=0сух--Хо)"Г- F7)
73

Текущее значение концентраций на участке внезап-
внезапного расширения основной массы будет
"• Хо
ИЛИ
Хух - Х0
Т9
F8)
/де
Тогда в формулы F3) — F6) должна быть введена
следующая поправка:
Хобр s тят Хо Хобр s """ Хо ^з
—————— ^ "¦" •
5Сух"~ Хо Хух Хо ^
Приведенные расчеты показывают, что при равномер-
равномерном выделении .вредностей по площади пола рабочей зо-
зоны и сосредоточенной подаче воздуха в верхнюю часть
а) 4 б)
<Р
2
1
0,06 0J
aS
и
н
п
О
•
\
1
t
— по расчету
• опыт
•
•
J
•
—
о~П 3 * 5 ?s
*о
Рис. 26 А ^
помещения максимальное знауен^^концентраций в ра-
рабочей зоне следует ожидать bv руайоне приточного от-
отверстия, причем тем большее ц&м' больше коэффициент
стеснения струи. Если длина прмеще/ния L больше длины
транзитной струи -5з» то в пределах <рб,л?С1И внезапного
расширения основной массы повышение концентраций
будет происходит! и по направлению к вытяжнолйу от-
отверстию.
При вентилировании помещения посредством тупико-
тупиковых приточных струй максимальная концентрация вред*
ности, равная Хух, будет иметь место в районе вытяжных
отверстий, но только в тех случаях, когда длина по-
помещения не превышает длины струи. Если L > S3, то
в тупике образуется ряд циркуляционных колец с отно-
относительно медленной сменой воздуха в них [22], что мо-
74

Кет привести к резкому возрастанию концентраций в
|ГОЙ области до значений, превышающих Ху* = Хдоп.
Изложенное выше указывает на существенное влия-
|1ие взаимного расположения приточных и вытяжных
Отверстий не только на картину движения воздуха, но и
Но формирование полей концентраций. Если же исхо-
исходить из известного предположения А. Н. Селиверстова
B9] о мгновенном и-равномерном перемешивании вред-
вредности по всему объему помещения, то может создаться
Ошибочное представление, что схема подачи и извлече-
извлечения воздуха не влияет на распределение концентраций
D вентилируемом объеме и величина воздухообмена при
Постоянном количестве выделяющейся вредности во
всех случаях будет одна и та же:
F9)
Более правильным было бы определять КВент по мак-
максимально возможной концентрации в обратном потоке,
Приравнивая ее к допустимой величине Хтах — Хо =
^Сдоп — Хо- Тогда, обозначив отношение (хтах — Хо)/
/Хух~ Хо) =г|), или (Хдоп — Хо)/Ху* — Хо) = Ч>, из урав-
Неиия F9) получим
лух ло лдоп Хо
С этой точки зрения из двух рассмотренных схем венти-
вентилирования предпочтение следует отдать схеме подачи
Приточного воздуха с помощью тупиковых струй, так как
П этом случае Дхтах = АХух» в то время как при тран-
Эитном движении воздуха Дхтах = фДхух (Ф > 1)» ЧТ0
Приведет к значительному возрастанию расчетной вели-
ЧИНЫ ^ент.
Как при транзитной, так'и при тупиковой схемах вен-
ТИЛирования, по-видимому, следует так подбирать раз-
Мер приточного отверстия, чтобы длина струи Eз или S3)
была не меньше длины помещения L [см. табл. 3 и
формулу F1)].
Для транзитных настильных струй
75

Так как такая струя рассматривается как половина
струи, выпускаемой по оси помещения, то d6=l,41do, и
последнее выражение принимает вид*
tga'
tg a
Для тупиковых настильных струй
Если длина помещения такова, что решение уравне*
ний G1) или G2) приводит к отрицательному результа-
результату, то надо либо увеличить площадь поперечного сечения
помещения,, обслуживаемую одной струей (уменьшить
число струй в поперечном сечении помещения), либо
уменьшить длину помещения, обслуживаемую одной
струей, (т. е, расположить струи последовательно). Оп~
ределив на основании указанных соображений величины
d0 и иоу из G1), по формулам F3) — F6) (в случае
транзитной настильной струи) или по графикам, по-
подобным изображенному на рис. 26, а, нетрудно устано-
установить поправку \|) *= Дхтах/Дхух и значение расчетного
воздухообмена G0). Численное значение Дхтах/Дхух на-
находится по графику, аналогичному рис. 26, а, при
aS/do-+O. Зависимость ф от коэффициента стеснения
транзитной струи лредставлена на рис. 26, б для значе-
значения а = 0,1.
Таким образом, поправка г|? зависит в основном от
коэффициента стеснения приточной струи, аэродинамиче-
аэродинамической характеристики насадка (а), расположения вытяж-
вытяжного отверстия по ртношению к приточному. Онд не Мо-
Может <5ьгЬ> принята одинаковой во всех случаях. Кроме
того, на распределение концентраций и г|> оказывает 9У*
щественное влияние место выделения вредности по от-
отношению к приточной струе. В случае, если выделение
газов происходит непосредственно в последней, то
ДХтах ^ Дхух и поправка \|? может быть принята равной
1,0 при условии, что S3 = L, или 5з = U Полученные
выш$ зависимости позволяют правильно подойти к реше-
решению схемы вентиляции помещений с источниками газо*
76

выделений с помощью сосредоточенного притока и до-
достаточно обоснованно определить величину воздухооб-
tcna.
Приближенное определение температуры воздуха
й рабочей зоне при аэрации помещений
с источниками тепловыделений
При определении аэрационных воздухообменов обыч-
обычно исходят из требования обеспечения в нижней («рабо-
Meft») зоне помещения параметров воздуха, отвечающих
Нормальному самочувствию человека. Эти параметры
регламентируются СНиП и СН в зависимости от тепло-
НЛПряженности внутреннего объема помещения, перио-
периода года и степени тяжести выполняемой работы. Если
Известна величина избыточных тепловыделений Qp. 3.,
Оказывающих влияние на температуру воздуха в рабо-
*j§ft зоне, то
^ • G3)
tpYV'cp. p. з-*'н^
D Практике проектирования Qp. 3. определяют с помощью
TflK называемого коэффициента ты как некоторую
ЧЛСТЬ теплоизбытков всего помещения Q 3==тдЛзб#
Величина коэффициента т&и как працило, находится
ОИЫтным путем в натурных условиях или на моделях из
Отношения
^ср. р. з ^н
Имеются попытки определить указанный коэффи-
коэффициент и аналитическим способом [13]. Однако, оперируя
НрИ этом термином «средняя температура» воздуха в ра-
рабочей зоне, обычно не обращают внимания на то, какой
физический смысл вкладывается в понятие «средняя»
|У1] Это может быть: средняя температура по площади
| осматриваемого уровня (сечения); средняя температу-
\)Щ Смеси, которая получится в результате мгновенного и
Идеального перемешивания всех объемов движущегося
(ШЭДуха, если при этом учесть изменение его плотности.
I) результате можно получить средневзвешенную темпе-
рйтуру (среднюю калориметрическую температуру
С 1еси). Существующие на сегодня методы расчета почти
V

все сводятся к определению /Ср4 р. з как средней темпера-
температуры смеси (или средней калориметрической) приточно-
приточного воздуха и рециркуляционных токов и в связи с этим
обладают существенными недостатками [12]. Во-первых,
в реальных условиях протекание процесса перемешива-
перемешивания ограничено как временем, так и пространством
и, следовательно, не является полным и мгновенным. Во*
вторых, расчеты, связанные с определением средней ка-
калориметрической температуры в рабочей зоне, не дают
представления о характере распределения температур
в последней. В-третьих, из уравнения G3) следует, что
вычисляемая tCp. p. з, строго говоря, средняя калоримет-
калориметрическая температура и, скорее всего, не рабочей зоны,
а приточной струи, которая в ряде случаев не заполняет
целиком рабочую зону. В-четвертых, указанная темпера-
температура не соответствует средней по площади температуре
воздуха в рабочей зоне, получаемой опытным путем на
моделях и в натуре, и не учитывает влияния на нее многих
факторов. Поэтому приходится вводить всевозмож-
всевозможные поправки к /Яд* в виде дополнительных коэффициен-
коэффициентов или показателей степени, что вносит в* расчет
элемент субъективности, уводит в сторону от существа
вопроса и создает только видимость легкости получения
требуемого воздухообмена. Более достоверны численные
значения тд*, установленные экспериментально, но и
они справедливы только для каких-то конкретных усло-
условий, в которых получены, и не могут быть распростра-
распространены на другие. Поэтому недопустимо рекомендовать
для отдельных видов цехов какие-то постоянные значе-
значения тьл [33], даже полученные опытным путем. В послед-
• нее время этот вопрос пытаются решить введением раз-
различных по величине коэффициентов тд* в летний и зим-
зимний периоды, поскольку снижение воздухообмена зимой
приводит к увеличению тд/. Однако и это мероприятие
не является выходом из положения.
Изложенным выше в значительной степени объясня-
объясняется то, что до последнего времени продолжаются
поиски более надежного пути определения параметров
воздуха в рабочей зоне в зависимости от суммарных теп-
тепловыделений, соотношения между лучистой и конвек-
конвективной теплоотдачей нагревателей, высоты помещения,
относительной площади источников тепла в плане поме-
помещения и их расположения, площадей и коэффициентов
78

местных сопротивлений аэрационных отверстий, схемы
вентилирования помещения и распределения приточного
воздуха, теплотехнических свойств ограждающих кон-
конструкций и т. п. Очевидно, учесть все указанные выше
моменты одним и даже несколькими коэффициентами
практически невозможно.
Рассмотрим наиболее простой из встречающихся в
инженерной практике случаев. Имеется помещение с не-
несколькими источниками тепла, расположенными в один
ряд. Подача приточного воздуха Осуществляется в рабо-
рабочую зону через, аэрационные проемы высотой йПрит в бо-
боковых стенах (рис. 27,а). Пренебрегая влиянием про-
простенков, для упрощения будем считать, что длина при-
приточных отверстий равна длине помещения. Удаление
воздуха производится через отверстия в перекрытии,
расположенные над нагревателями. Так как картина
тепловых и вентиляционных процессов по длине поме-
помещения однородна, то можно рассматривать ее как двух-
двухмерную (плоскую).
При подаче приточного воздуха непосредственно в
рабочую зону на формирование в ней температур в ос-
основном оказывает влияние распространение приточной
струи и ее взаимодействие с конвективным потоком.
Известно, что расчетным режимом для проектирования
аэрации является летний и, следовательно, потерями теп-
тепла через ограждающие конструкции можно пренебречь,
поскольку они малы по сравнению с тепловыделениями.
Тогда температура обратных токов *Обр ~ *ух и вели-
величина теплоизбытков равна суммарным тепловыделениям:
<?изб « Q. В рамках допустимой точности расчетов, как
указывалось ранее, полуограниченную приточную струю
можно рассматривать как половину свободной плоской
струи, вытекающей из отверстия высотой 2ЛПрит.
Выделим рабочую зону в виде контура ABCD
(рис. 27, б) и составим для нее воздушный и тепловой
балансы с целью выяснения закономерностей формиро-
формирования температурного поля в нижней части помещения
при установившихся тепловом и вентиляционном режи-
режимах. Предположим, что высота приточных отверстий
Лприт < Ар. з и в пределах рабочей зоны расположены
только участки формирования и разгона конвективной
струи. В указанный контур воздух поступает через гра-
грани АВ и ВСг а удаляется через грань CD. Вместе
79

с обратными токами, проходящими через плоскость ВС, в
рабочую зону вносится конвективное тепло из верхней
части помещения. Кроме того, на температуру воздуха
в контуре ABCD оказывает влияние лучистое тепло, по-
поступающее в нижнюю часть помещения и трансформи-
трансформирующееся на ее поверхностях в конвективное (q?* 3).
Обозначим расходы воздуха через соответствующие
грани следующим образом: Vab, Vbc и VCd- Тогда урав-
уравнения воздушного и теплового балансов примут вид
У*Уав + УухУвс ~ YP. Усо>
или
VAB + ^VBC~^VCD; G4)
Полагая в первом приближении, что -^-« 1 и ^ 1,
Yh Yh
приведенные выше зависимости можно значительно уп-
упростить:
VAB+VBC~VCD\ G4а)
VMt* + VBCtyx + ™= Hcd'p. з, G5а)
где /р. з —- средняя температура смеси приточного и ре-
рециркуляционного воздуха в °С.
Величина Vab равна транзитному расходу, a Vbc,
как и Vcd, зависит от закономерностей развития приточ-
приточной полуограниченной струи, геометрических ее размеров
и соотношения между транзитным расходом и расходом
в сечении шейки (Vm) конвективной струи.
Рассмотрим два практически возможных случая, по-
позволяющих конкретизировать уравнения G4а) и G5а):
Утр <^ш и Утр ^ Уш. Воспользуемся для их решения
условным делением указанных струй на основную и при-
присоединенную массы (рис. 27).
По мере приближения к источнику тепла температу-
температура и расход в приточной струе будут возрастать вслед-
вследствие подмешивания к ней воздуха, поступающего из
верхней части помещения:
Лприт / \ Лприт
81

Вид функций Ф' и Ф" определяется конфигурацией при-
точнбго отверстия и соотношения между S и длиной на-
начального участка SH.
Если Ктр меньше количества воздуха, необходимого
для формирования конвективной струи (Уш)> то расход
через грань ВС будет складываться в общем случае из
присоединенной массы к приточной струе Vnp —
= VrJ$>" [-?—) — VTV и рециркуляционного расхода
\ "прит / v
)• Таким образом, общее коли-
чество воздуха, поступающего из верхней зоны помеще-
помещения в нижнюю, составит
Нетрудно видеть, что Vcd == Vab + Vbc = Vm.
Подставим полученные значения расходов воздуха
в уравнение G5а) и решим его относительно избыточной
температуры в рабочей зоне:
G6)
Так как Vm = /(Qk) и VTp = /(Q), то из выражения
G6) следует, что на /р. 3 влияют (при остальных равных
условиях) как величина суммарного теплового потока
от нагревателей, так и его конвективная и лучистая со-
составляющие. Однако приведенное выше уравнение яв-
является в известной степени формальным. Действительно,
при Утр = Vm температура смеси, казалось бык опреде-
определяется только количеством лучистого тепла Qj|'3 и мас-
сообмен между верхней и нижней зонами помещения,
а следовательно, и поступление конвективногохтепла в
последнюю отсутствует. Ошибочность такого положе*
ния будет доказана ниже.
Если Vxp^^ V\m то расход через грань ВС равен
количеству воздуха, присоединяющемуся к приточной
струе на пути 5* (рис. 27,6), т. е. на расстоянии от
$2

приточного отверстия до пересечения границы струи с
уровнем рабочей зоны:
При этом
Воздушный баланс контура ABCD будет
или
"тр === 'ш*
Однако подобное сокращение в уравнении теплового ба-
баланса сделать не удается. Действительно"
Отсюда
L \ЛПрит/ J
vyx *н) I
QS-!
Поскольку VTPcpy [ф//("^~)"" Ф'ух — ^и) представляет
собой количество конвективного тепла, переносимого че-
через грань ВС в рабочую зону, то исключить его влия-
влияние на температуру в последней даже в случае VTp =
=s Vm нельзя. Указанное будет справедливо и при
Утр > Vm:
83

После соответствующих преобразований это выраже-
выражение также принимает вид уравнения G7). Последнее
обстоятельство говорит о том, что и при Утр = Vm и при
VTp > Vm метод решения остается одним и тем же, а
G7) является общим для этих двух случаев и в извест-
известной мере позволяет судить о характере влияния на Д/р. 3
различных факторов [см. формулы G7), C6), C7)], на-
например:
И Т. Д.
Однако определить по формуле G7) величину расчет-
расчетного воздухообмена (Утр), отвечающего требуемому зна-
значению Д^р. з, можно только методом последовательных
приближений, так как {tyx — tB) и VTp в свою очередь
являются функциями большинства указанных величин
C6) и C7), из которых реально допустимо варьировать
высотой помещения и площадями аэрационных отверс-
отверстий. Изменяя последние и подставляя значения Д?ух
иУТр, вычисленные из C6) и C7) в G7), можно в кон-
конце концов установить такое сочетание. ЦпритЛцшт,
^выт^выт и Яо, которому будет соответствовать норми-
нормируемая величина Д/р. 3.
Таким образом, решение уравнения теплового балан-
баланса относительно искомого параметра оказывается гораз-
гораздо более сложным, чем это представлялось до сих пор.
Полученная в результате вычислений tp. 3 будет средней
температурой смеси наружного и рециркуляционного
воздуха только, в пределах той части приточной струи,
которая расположена в рабочей зоне, а не всей рабочей
зоны. Так как интерес представляет распределение тем-
температур в последней (по вертикали и по горизонтали),
то для их определения должен' существовать метод, ка-
качественно отличный от предыдущего. Рассмотрим один
из возможных путей приближенного решения данного
вопроса при условии, что Ктр ^ Vm.
На границе фг полуограниченной приточной струи со-
согласно принятым ранее допущениям температура возду-
воздуха tys = tyK. Если для начала не учитывать поступления
84

Qj'д в контур ABCD, то в пределах ядра струи
t'yS = const = ta. В пограничном слое начального участка
плоской струи (между ф, и ф2) t'yS будет изменяться от
ta до /ух по линейному закону (рис. 28) [2]:
— 'н
: 0,331 ^ + 0,635,
G8)
где 0,98 >-%$>- 2,04.
Выше границы фг
tys == const = tyx.
На основном участке струи будет наблюдаться повы-
повышение температуры вдоль ее оси и в поперечных сече-
r~^—
Рис. 28
ниях с удалением от приточного отверстия (рис. 28) [см.
формулы (VIII) табл. 2 и A3)]:
0,73
V-oir— +0-205
G9)
(80)
85

В полученные зависимости необходимо ввести по*
правку, учитывающую нагрев приточного воздуха за счет
лучистого тепла, трансформирующегося на поверхно-
поверхностях рабочей зоны в конвективное. Если считать, что Ql'3
равномерно распределено по площади пола и ввести по-
понятие об удельных теплопоступлениях по длине струи
то количество лучистого тепла, переносимое через любое
поперечное сечение ее, будет
Очевидно, существенного влияния на траекторию оси
струи оно оказывать не будет. Величину упомянутой
выше поправки нетрудно вычислить [10]:
на начальном участке
1+2,4
aS
г*прит
2 •
на основном участке
V-
aS
(81)
(82)
+ 0,41
Подставив (81) и (82) в формулы G8) — (80), после
преобразований получим:
на начальном участке
? — tys — ' н —
1+2,4
^прит ,
Г*прит / -i
@,331^ + 0,675);
(83)
86

на основном участке
0,94<# 35
?i_ + 0,41 cpyVtP1/ -г
«прит г «лрит
Основная трудность заключается в определении ве-
величины Q^*3, которая зависит от геометрических разме-
размеров помещения и источника тепла, от расположения его
в помещении, от температур и коэффициентов излуче-
излучения всех поверхностей и т. д.
Достаточно удобного метода расчета этой величины
в настоящее время нет и для примерного вычисления ее
пока приходится пользоваться данными А. Н. Селивер-
Селиверстова [22], [29]: лучистое тепло от вертикальных поверх-
поверхностей, расположенных в пределах, рабочей зоны, сле-
следует учитывать полностью; лучистое тепло от верти-
вертикальных поверхностей, расположенных выше рабочей
зоны, и от горизонтальных (своды печей), обращенных
вверх, — в количестве примерно 50%. Лучистое тепло
влияет не только на величину, но и на характер распре-
распределение температур в указанной зоне. При этом гра-
градиент температур по высоте уменьшается (рис. 29) с
увеличением qv-*9 а по горизонтали увеличивается— (81)
и (82).
Обычно расчет аэрации (при решении прямой зада-
задачи) производят в такой последовательности: определяют
величину расчетного/ воздухообмена, обеспечивающего
нормальную избыточную температуру в рабочей зоне
(tp.3—tn)\ вычисляют площади аэрационных отверстий,
обеспечивающих заданный расход воздуха. Приведенные
выше рассуждения показывают, что оба эти этапа долж-
должны представлять единое целое, так как Д/р. 3 =
= Ф(цпрИТ; [Авыт; ^прит; ^выт), и методика расчета
должна строиться следующим образом.
При выборе площадей аэрационных отверстий и их
расположения прежде всего следует исходить из решае-
решаемой задачи, Например, чтобы обеспечить наиболее низ-
низкие (в летний период) температуры воздуха в рабочей
зоне, приточные отверстия должны быть расположены
87

как можно ближе к уровню пола. Это положение яв-
является общеизвестным и не требует дополнительных
разъяснений. Вместе с тем необходимо добиться мини-
минимального поступления тепла в рабочую зону. Если гео-
геометрические размеры помещения и нагревателя, его рас-
расположение и величина тепловыделений заданы, то QJJ'3
практически мало зависит от размеров приточных от-
отверстий. Кроме лучистого тепла, в рабочую зону с об-
обратными токами вносится конвективное, количество ко-
Рис. 29
торого определяется интенсивностью тепло- и мас^сообме-
на между нижней и верхней зонами помещения. При
Утр = Vm рециркуляционный расход будет минималь-
минимальным и, очевидно, при проектировании аэрации надо
стремиться к обеспечению этого условия.
Поскольку VTp = Фу (ц; F) *и Д/р. 3 = Фд* (ц; F), то
решить задачу определения расчетных воздухообменов
можно только путем последовательных приближений:
определяют количество воздуха, необходимое для
формирования конвективной струи по формуле, (I)
табл. 4;
ИСХОДЯ ИЗ УСЛОВИЙ Утр = Vm И ^Хприт^7прит = ЦвытЛшт.
вычисляют площади аэрационных проемов по формуле
C8) 'п4
и высоту приточных отверстий;
83

зная температуру на поверхности источников тепла,
находят Ql'z;
вычисляют избыточные температуры в заданных се-
сечениях рабочей зоны по формулам (84) и (85).
Если полученные значения (Д<Р. 3)ys окажутся боль-
больше допустимых, то увеличивают площади аэрационных
отверстий или высоту помещения Но (если это воз-
возможно) и определяют Утр и (Д/р. 3)ys ДО тех пор, пока в
заданных сечениях будут обеспечены требуемые темпе-
температуры воздуха.
Поясним изложенное выше на примере сопоставле-
сопоставления результатов расчета с экспериментальными дан-
данными, полученными В. В. Батуриным и В. М. Эльтерма-
ном на модели производственного помещения (рйс.27, а),
выполненной в масштабе 1:10.
Пример. В модели установлен нагреватель с размерами в плане
?80X180 и высотой 0,17 м> имеющий температуру поверхности
174° С. Площадь приточных отверстий высотой Лприт = 0,1 м рав-
равна площади вытяжных отверстий в фонаре: /^прит = ^выт =
= 0,091 м2. Коэффициенты расхода цПрит = Цвыт = 0,8. Темпера-
Температура наружного воздуха /Н = 21,2°С. Расстояние от поверхности
печи в модели до перекрытия ЯСТр = 1,11 м. Измерения показали,
что при заданных величинах и расстоянии между центрами аэра-
аэрационных отверстий #о = 1,36 м\ расход воздуха в модели GTP =*
= 0,0595 кг/сек; суммарные теплоизбытки Q = 0,153 ккал/сек; из-
избыточная температура уходящего воздуха Afyx = 10,2° С; средняя
избыточная температура по площади рабочей зоны /Ср. р. а — tH =
= 5,6° С.
Решение. Согласно рис. 50.2 учебника Г. А. Максимова [22]
по температуре поверхности нагревателя определим плотность сум-
суммарного теплового потока, а также его конвективную и лучистую
составляющие.
При *п.н= 174° С
q = 0,74; дк = 0,356; qA = 0,384 ккал/м2 • сек.
Общая площадь теплоотдающих поверхностей нагревателя
Fn. н = 0,207 м2, в том числе боковая поверхность Fq = 0,1565 м2,
горизонтальная — Fr = 0,0505 м2.
Тогда количество тепла, отдаваемого с поверхности нагревателя:
Q = 0,153; QK = 0,0736; QA = 0,0791 ккал/сек.
Согласно исходным данным воздухообмен, вычисленный по фор-
формуле C6), составит
O,486Q7»//o/8 (pF)*1* = 0,486 • 0,153v> • 1,36!/" @,8 • 0,091)^'«
= 0,0483 мЧсек, или GTp = 0,058 кг/сек.
89

Расход в сечении «шейки» конвективной струи [см. формулу (I)
табл. 2], если пренебречь теплопотерями (моделировался летний ре-
режим), будет
стр/п.
2,5 • 0,0736Vs • 1,117в • 0,05052/'. 294,2"'/» = 0,0219 м*/сек.
Поскольку Vm < КТр, то для дальнейшего решения задачи
можно воспользоваться приведенным выше методом.
Избыточная температура уходящего воздуха согласно C7) бу-
будет
y
= 7,1 • 0,l53Vs • 1,36~1/з • @,8 • 0,091 )~2/>« 10,6° С.
Определим примерное количество лучистого тепла, поступаю-
поступающего в рабочую зону. Так как высота нагревателя @,17 м) не
превышает hv. 3 = 0,2, то по А. Н. Селиверстову [29]
QP-3 «a gjiF6 + 0,5qnFr = 0,384 • 0,1565 + 0,5 • 0,384.0,0505 »
= 0,0601 + 0,0098 = 0,0699 ккал/сек;
п 9 QP-3 0,0699 .
*& в "~Т~ в озб в 0> ^4 ккал<сек'м• 4
Длина начального участка приточной полуограниченной струи
при а « 0,1 (выход воздуха из отверстия в виде вытянутого пря-
прямоугольника) будет
SH = 0,515 , Р = 0,515 -тг-г- — 1,03 > Z. = 0,36 м.
Следовательно, любое поперечное сечение струи в пределах от
приточного отверстия дб нагревателя относится к начальному
участку и температуру в струе следует определять по формуле (83).
• Учитывая, что на свободной границе струи (<р2) A/^s = Д/ух, а
в пределах пограничного* слоя температура меняется по линейному
закону, достаточно будет определить A^iS на внутренней границе
этого слоя (ф0, т. е. при yi/aS = 0,98. В этом случае множитель
@,331 —~- + 0,6751 равен единице, и выражение (83) получает
вид:
Зададимся несколькими сечениями, удаленными от приточного
отверстия на S\ = 0,1, S2 —.0,2 и S3 = 0,3, и вычислим температуры
в них. *
90

При 5] =0,1 м
ух = 0,98^! =» 0,98.0,1 • 0,1 ~ 0,01 м\
~1,5° С;
^lSl 0,24 • 0,058 ( I + 0,66 в'р'в'1 У
у2« - 2,04aS! — -2,04.0,1 • 0,1 = -г-0,0204 м.
При S2 = 0,2 м
= 0,98-0,1 «0,2 «0,02 л*;
Л*„
При
0,3
0,24 • 0,058 A + 0,66 ^q'^*2
У2 « -2,04 -0,1 -0,2 = -0,0408 м.
ух «. 0,98 • 0,1 • 0,3 ~ 0,03 м\
3,2° С;
0,24 • 0,058 A + 0,66 -5—у
у2 = -2,04 -0,1 -0,3 = -0,0612 м.
«5° С;
По. результатам указанных вычислений и подстанов-
подстановки их в формулу (83) построены графики рис. 30, даю-
дающие представление о распределении избыточных темпе-
температур по высоте заданных сечений, средних температу-
температурах по сечениям и средней температуре по площади ра-
рабочей зоны» которая примерно равна Д?Ср. р. з == 6° С.
Как следует из табл. 7, расчеты вполне удовлетвори-
удовлетворительно согласуются с результатами эксперимента.
Таблица 7
Сопоставление результатов эксперимента и расчета параметров
воздуха в рабочей зоне
Метод определения
Общие
тепловыде-
тепловыделения
в ккал1сек
Аэрацион-
ный воз-
воздухообмен
в мУсёк
д'
сР.р.з
в°С
Экспериментальный
Аналитический
0,153
0,153
0,0405
0,0483
10,2
10,6
5,6
6,0
0,550
0,565
91

Таким образом, предложенный метод, несмотря на
некоторую громоздкость, позволяет решать подобные за-
задачи, связанные с оценкой температурного поля в рабо-
рабочей зоне. Уточняя представление о физической природе
происходящих явлений, он дает возможность дальней-
дальнейшего обоснованного развития расчетов в противовес ме-
методу эмпирических поправок, в принципе, отрицающему
(Г) 8
Рис. 30
необходимость анализа явлений. Важно еще и то, что
как опытным путем, так и расчетом получаются сопо-
сопоставимые величины температур воздуха в рабочей зоне.
При мйогорядном расположении оборудования в по-
поперечном сечении производственного помещения усло-
условия в рабочей зоне, как правило, ухудшаются с удале-
удалением от наружных стен, в которых расположены
•приточные проемы. В этом случае тем более недопусти-
недопустимо при оценке эффективности аэрации и при определе-
определениях воздухообменов ориентироваться на средние зна-
значения избыточных температур в рабочей зоне. Как по-
показали исследования, проведенные в МИОТе, ЛИСИ,
ТбИОТе [5], [10] [45], в проходах между оборудованием
92

наблюдается опускание обратных токов в рабочую зону
вследствие того, что поступление приточного воздуха в
$ти пространства затруднено. Та же часть приточного
воздуха, которая достигает проходов, имеет довольно
высокую температуру. Чтобы это явление свести к ми-
минимуму (при аэрации), возможны два основных пути:
«поднять» рабочую зону над уровнем земли и обеспечить
равномерный приток наружного воздуха по всей ее
ширине за счет устройства аэрациоыных проемов в пе-
перекрытии второго этажа; распбложить оборудование в
центральной части помещения таким образом, чтобы ра-
рабочие места находились в проходах вдоль наружных
стен [44].
В&бор первого или второго вариантов определяется в
первую очередь условиями технологического процесса и,
естественно, не может быть приемлем во всех случаях.
Например, в цехах электролиза алюминия обслужива-
обслуживание электролизеров происходит практически по всему
периметру и смещение оборудования к оси цеха недо-
недопустимо. Поэтому в указанных цехах в настоящее вре-
время широко применяется устройство первого техниче-
технического этажа, из которого наружный воздух через ре-
решетки в перекрытии либо специальные перфорирован-
перфорированные панели поступает во второй этаж, где располагает-
располагается рабочая зона. Конечно, и в этом случае неравномер-
неравномерность распределения воздуха в рабочей зоне имеет
место, но гораздо меньше, чем в одноэтажных цехах.
Аналогичное решение было предложено в свое время и
для цехов электролиза магния [48]. Если же оборудова-
оборудование размещено в один ряд или технологически оно
может быть расположено в центральной части одно-
одноэтажного цеха, то к расчету параметров воздуха в ра-
рабочей зоне может быть применима изложенная выше
методика [10]. При этом только следует учесть, что
сопоставление транзитного расхода должно производить-
производиться с суммой расходов в «шейках» всех конвективных
струй, тогда и уравнение C8) примет вид
где п — количество источников конвективного тепла.
93

Удельные поступления лучистого тепла в рабочую
зону
Систематизация и обобщение результатов исследова-
исследований в этой области позволят, по-видимому, в дальней-
дальнейшем уточнить и облегчить предложенный метод расчета
аэрации с учетом всего комплекса вопросов, связанных
с определением Д/Р.а и площадей аэрационных отверс-
отверстий. В связи с этим представляется недопустимым де-
деление расчета аэрации на прямую и обратную задачи,
как это рекомендуется в [36].
Несмотря на несомненную ценность Указаний [36]
для проектировщиков, в них имеется ряд существенных
недостатков, особенно в части вычисления воздухооб-
менов и параметров воздуха в летний период:
1 не учитывается влияние лучистого тепла на темпера-
температуру в рабочей зоне;
определение параметров в конвективной струе, раз-
развивающейся в ограниченном пространстве, производится
по закономерностям свободной струи;
вызывает сомнение «опытный коэффициент» 1,2 в вы-
выражении tyx = 1,2(?р.3 + ^стр — ^н), который не может
быть величиной, универсальной. . ''
Однако наметившийся в последнее время подход к
решению внутренней задачи аэрации с использованием
закономерностей развития и взаимодействия приточных
и конвективных струй {10], [22], [41], [43] является наибо-
наиболее перспективным, хотя и требует еще целого ряда ис-
исследований.
Расчет аэрации в зимний период в большинстве слу-
случаев оказывается более простым, чем в летний, при пода-
подаче приточного воздуха через верхний пояс фрамуг, распо-
расположенных на высоте h > 4,0 м от уровня пола рабочей
зоны [36]. При этом tv.3-+tyx, и задача сводится к вы-
вычислению параметров приточной неизотермической струи
на уровне рабочей зоны. Высота расположения приточ-
приточного отверстия подбирается с таким расчетом, чтобы
температура струи в сочетании с подвижностью воздуха
не создавала неприятного ощущения «дутья» [25] и [35].

ЛИТЕРАТУРА
1. Абрамович Г. Н. Теория свободной струи и ее прило-
приложение. Труды ЦАГИ, вып. 293, М, 1936.
2. Абрамович Г. Н. Теория турбулентных струй. М., Физ-
матгиз, 1960.
3. Аверьянов А. Г., Гримитлин М. И., Тимофее-
Тимофеева О. Н., Эльтерман Е. М., Эльянов Л. С. Вентиляция цехов
судостроительных заводов. Л., изд-во «Судостроение», 1969.
4. Батурин В. В., Ханжонков В. И. Циркуляция воздуха
в вентилируемых помещениях. В сб.: «Современные вопросы венти-
вентиляции», М, Госстройиздат, 1941.
5. Б а т у р и н В. В. Основы промышленной вентиляции. М.,
Профиздат, 1965.
6. Батурин В. В., Эльтерман В. М. Аэрация промышлен-
промышленных зданий. Изд. 2-е. М., Госстройиздат, 1963.
7. Б а х'а р е в В. А., Трояновский В. Н. Основы проектиро-
проектирования и расчета отопления и вентиляции с сосредоточенным выпу-
выпуском воздуха. М., Профиздат, 1958.
8. Б у т а к о в С. Е. Основы вентиляции горячих цехов. Сверд-
Свердловск, Металлургиздат, 1962.
9. Гримитлин М. И. О закономерностях развития вентиля-
вентиляционных струй. Тезисы докладов совещания по теории и расчету
вентиляционных струй. Л., ЛИОТ, 1963.
Ю.Дерюгин В. В. О формировании температурного поля
в рабочей зоне помещения с источниками конвективного тепла. «Са-
«Санитарная техника». Доклады к I научной конференции молодых
ученых-строителей, Л., ЛИСИ, 1965.
И.Дерюгин В. В., Шувалова Л. Е. Распределение кон-
концентраций газов в рабочей зоне при сосредоточенной подаче при-
приточного воздуха. В сб.: «Исследования в области отопления, венти-
вентиляции и кондиционирования воздуха», № 66, Л., ЛИСИ, 1971.
12. Дерюгин В. В. Вопросы моделирования лучистого и кон-
конвективного тепловыделений при изучении аэрации горячих цехов.
В сб.: «Исследования в области отопления, вентиляции и кондицио-
кондиционирования воздуха», № 66, Л., ЛИСИ, 1971.
13. Диденко С, Ю. К вопросу определения коэффициента
температурораспределения т при аэрации многоэтажных зданий

химических предприятий. Материалы научно-технической конферен-
конференции по теплогазоснабжению и вентиляции, Киев, изд-во «Буд!вель-
ник», 1964.
14. Зельдович Я. Б. Предельные законы восходящих конвек-
конвективных потоков. ЖЭТФ, т. 7, вып. 12, 1937.
15. И в а н о в Ю. В. Эффективное сжигание надслойных горя-
горячих газов в топках. Таллин, 1959.
16. Каменев П. Н. Отопление и вентиляция. Ч. II. Вентиля-
Вентиляция. М., Стройиздат, 1966.
17. Кац Ю. И. Плоские конвективные струи. Автореферат на
соискание ученой степени канд. техн. наук, Свердловск, 1968.
18. К л я ч к о Л. С. Основы расчета процессов и аппаратов
промышленной вентиляции. М., Профиздат, 1962.
19. Л я х о в с к и й Д. Н. Аэродинамика струевых и факельных
процессов. В сб.: Теплопередача и аэрогидродинамика» (ЦКТИ,
кн. 12, вып. 3). М, —Л., Машгиз, 1949.
20. Л я х о в с к и й Д. Н., С ы р к и н С. Н. Аэродинамика фа-
факела, вытекдющего в среду другой плотности. ЖТФ, т. IX, вып. 9,
1939.
21. Максимов Г. А. О температурном градиенте. В сб.:
«Исследования по санитарной технике». Л., ЛИСИ, 1959.
22. Максимов Г. А. Отопление и вентиляция. Ч. II. Вентиля-
Вентиляция. М., изд-во «Высшая школа», 1968.
23. М а к с и м о в Г. Г. Определение основных параметров про-
простейшей транзитной струи в ограниченном пррстранстве. «Санитар-
«Санитарная техника». Доклады на XXII научной конференции. Л., ЛИСИ,
1964.
24. Максимов Г. Г. Учет воздухопроницаемости зданий при
газификации. Л., изд-во «Недра», 1968.
25. О м е л ь ч у к В. С. Закономерности неизотермической струи,
искривленной гравитационными силами. «— «Водоснабжение и сани-
санитарная техника», 1966, № 2.
26. Р е т т е р Э_ И., Стриженов С. И. Аэродинамика зда-
зданий. М., Стройиздат, 1968.
27. С а и д о в а Д. 3. Влияние относительной площади открытых
проемов на величину создаваемого ветром воздухообмена. «Сани-
«Санитарная техника». В разд.: «Теплогазоснабжение и вентиляция*. Л.,
ЛИСИ, 1971.
28. С а д о в с к а я Н. Н. Циркуляция воздушных потоков при
сосредоточенной подаче воздуха. Труды научной сессии ЛИОТ,
вып. 4. Л., 1955.
29. С е л и в е р с т о в А. Н. Вентиляция фабрично.-заводских по-
помещений. Т. I. Теоретические основы. М., Госстройиздат, 1932.
30. С т а р к С. Б. Влияние формы выходного сечения горелки
на аэродинамику факела. В сб.: «Производство и обработка стали»,
XXXII. М., Металлургиздат, 1954.
31. Та лиев В. Н. Экспериментальная проверка различных
формул осевой скорости свободной изотермической струи круглого
сечения. Тезисы докладов совещания по теории и расчету вентиля-
вентиляционных струй. Л., ЛИОТ, 1963.
32. Т а л и е в В. Н. Аэродинамика вентиляции. М., Госстрой-
издат, 1963.
33. Та лиев В. Н. Аэрация. Информационное письмо № 91-64
ГПИ «Сантехпроект». М., 1964,
96

34. Т о п о л ь с к а я И. М. Об аэродинамическом коэффициенте
зданий с большой площадью открытых проемов. Труды ВЦНИИОТ,
вып. 62, М., 1970.
35. Указания по расчету приточных воздухораспределительных
устройств. Серия АЗ-358. Госстрой СССР, М., 1968.
36. Указания по расчету аэрации цехов с тепло-газовыделениям и
в теплый, переходный и холодный периоды года. М., ВЦНИИОТ,
1970.
37. У ч а с т к и н П. В. Теоретические и экспериментальные
исследования процессов кондиционирования воздуха. Автореферат
на соискание ученой степени д-ра техн. наук. Л., 1967.
38. У с п е н с к а я Л. Б. Закономерности распределения пара-
параметров воздуха в вентилируемых помещениях. Труды ВНИИГС,
вып. 30. Л., Стройиздат, 1970.
39. Шепелев И. А. Распространение теплых и холодных струй
воздуха. — «Отопление и вентиляция», 1940, № 7.
40. Шепелев И. А. Турбулентная конвективная струя над
источниками тепловыделений. Изв. АН СССР. Отделение механиче-
механических наук. — «Механика и машиностроение», 1961, № 4.
41. Шепелев И. А. Новый метод аэрации промышленных
зданий. — «Водоснабжение и санитарная техника», 1962, № 1.
42. Шепелев И. А. Приточные вентиляционные струи и воз-
воздушные фонтаны. Изв. АСиА СССР, № 4, 1961.
43. Шепелев И. А. Естественный конвективный поток возле
нагретой вертикальной поверхности. В сб.: «Теория и расчет вен-
вентиляционных струй». Л., ЛИОТ, 1965.
44. Штромберг Я. А. Расчет вытяжных шахт тепловыделяю-
тепловыделяющего оборудования. В сб.: «Промышленная вентиляция», № 1, М.,
1962.
45. Ш т р о м б е р г Я. А. Влияние расположения оборудования
на эффективность аэрации горячих цехов. — «Водоснабжение и са-
санитарная техника», 1968, № 1.
46. Эльтерман В. М. Закономерности тепловых струй. Сбор-
Сборник научных работ институтов охраны труда ВЦСПС, № 1. М.,
Профиздат, 1960.
47. Э л ь т е р м а н В. М. Вентиляция химических производств.
М., изд-во «Химия», 1971.
48. Яковлев И. И„ Полушкин В. И. Расчет воздухо-
воздухообмена в двухэтажных корпусах электролиза алюминия (магния),
В сб. докладов Десятого координационного совещания по промыш-
промышленной вентиляции. М., 1966.
49. Kolodziejczyk L., Malicki M., Wasilewski W.,
Zaj^czkowski J. Ogrzewanie i wentylacja Poradnik. Arkady,
Warszawa, 1966.