Текст
Л. к. АНДРЕЕВСКИЙ
ОТОПЛЕНИЕ
Под редакцией канд. техн, наук М. И. Курпана
Издание второе, переработанное и дополненное
Допущено Министерством высшего и среднего специального образования БССР в качестве учебного пособия для студентов вузов по специальности 1208 «Теплогазоснаб-жение и вентиляция»
МИНСК «ВЫШЭИШАЯ ШКОЛА» 1982
ББК 38.762.1я73 А65
УДК 697(075.8)
Рецензенты: кафедра отопления и вентиляции Л1ИСИ и’л. В. В. Куйбышева; С. И. Луговский, зав. кафедрой санитаркой техники и охраны труда Новополоцкого политехнического института, д-р техн, наук, проф.
А
3206000000—145
82
84—82
© Издательство «Вышэйшая школа.>, 1974.
© Издательство «Вышэйшая школах, 1982, с илм.-иенкг'.м:’.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Курс «Отопление» является одной из профилирующих дисциплин при подготовке специалистов по тсплогазоснабжению и вентиляции. Этот курс, базирующийся на основных законах физики, гидравлики и теплотехники, призван сообщить обучающемуся, будущему инженеру, сведения по устройству, проектированию и особенностям эксплуатации отопительных установок, предназначенных для создания максимально благоприятных условий для труда и быта граждан пашей страны.
Предлагаемая читателю книга является систематизированным циклом лекций по курсу «Отопление», который читался автором в велорусском ордена Трудового Красного Знамени политехническом институте на протяжении многих лет, предназначается в качестве пособия для студентов дневного, вечернего и заочного обучения при изучении ими теоретического материала, а также при курсовом и дипломном проектировании.
В книге излагаются основные вопросы теории, конструирования и расчетов отопительных установок. В конце учебного пособия приведен перечень дополнительной литературы, в которой читатель может найти более широкую информацию по рассматриваемым в книге вопросам.
Предлагаемое пособие написано в соответствии с разделом «Отопление» действующей программы курса «Отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха» (для специальности 1208 «Теп-логазоспабжение и вентиляция»), утвержденной Учебно-методическим управлением по высшему образованию Министерства высшего и среднего специального образования СССР 6 октября 1975 года.
Принятая последовательность изложения тем курса основана па необходимости одновременного выполнения обучающимися курсового проекта.
Для более полного усвоения материала, изложенного в предлагаемом пособии, попутно с чтением текста и дополнительной литературы следует всегда вести записи в рабочей тетради в виде конспекта, куда необходимо заносить пе только теоретические положения и формулы, но и чертежи с соблюдением масштаба, развивая их добавлением недостающих боковых видов, планов и разрезов. Проработку материалов следует начинать с общего ознакомления с содержанием главы, переходя в дальнейшем к отдельным
деталям и заканчивая решением примеров. Цель вопросов для самопроверки, помещенных в конце каждой главы,— сосредоточить внимание только на главнейших положениях. Знание остального материала необходимо проверять по вопросам, поставленным самостоятельно. Многое из проработанного таким образом сохранится в памяти на всю жизнь и составит тот багаж знаний, которым должен обладать инженер, хорошо знающий свое дело.
При подготовке второго издания предлагаемого курса лекций автором были учтены критические замечания и пожелания, появившиеся в печати, и высказанные лично автору по поводу первого издания книги, а также все новейшие нормативные материалы, регламентирующие как расчетную, так и конструктивную часть отопительных установок.
Автор
Глава 1
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ ОБ ОТОПИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВКАХ
1.1. КРАТКИЙ ИСТОРИЧЕСКИЙ ОБЗОР РАЗВИТИЯ ОТОПИТЕЛЬНОЙ ТЕХНИКИ
Вследствие особенностей климата на большей части террито-»ни СССР и в условиях современного города до 80 % своей жизни человек проводит в закрытых помещениях. В этих помещениях для обеспечения нормальных условий для жизни и деятельности человека, для сохранения сооружений и материальных ценностей, Находящихся в них, а в ряде случаев и для обеспечения технологического процесса, производительности труда и высокого качества Продукции, помимо других факторов, формирующих микроклимат в помещении, необходимо поддерживать определенную температуру воздуха. Задача поддержания такой температуры воздуха в Закрытых помещениях возлагается на отопительные установки, устройством и совершенствованием которых человечество занималось издавна.
Первой отопительной установкой, созданной руками человека, был костер, разжигавшийся на полу жилища. В дальнейшем отопительные установки совершенствовались. На смену костру пришла печь-каменка и курная печь, топившаяся по-черному — продукты сгорания выходили непосредственно в помещение, а затем отводились наружу через отверстие в кровле. Такие обогревательные устройства находили при археологических раскопках в жилищах IX в. Позже, в XV в., создавались печи с трубами, отводящими Продукты сгорания наружу. До XVIII в. во всех странах земного шара для обогревания помещений применялись печи.
Промышленная революция XVIII в. совершила коренной перелом и в отопительной технике. Начинается использование отработанного в машинах пара для обогрева зданий. Возникают паровые системы отопления.
В 1777 г. французский инженер Боннеман применил для обогрева инкубаторов изобретенную им систему водяного отопления с естественной циркуляцией, основные элементы которой нашли применение и при обогреве жилищ.
Примерно в этот же период в России стала применяться система огневоздушного отопления, распространившаяся за границей и называвшаяся там «русской системой».
В 1795 г. была опубликована работа Н. А. Львова «Русская ипростатика», в которой подверглось критике модное увлечение заграничными фигурными печами, плохо обогревавшими помеще
ния. Эта книга привела к возрождению русского печного искусства. Во второй части «Русской пиростатики», изданной в 1799 г., Н. А. Львовым были заложены основы техники огневоздушного отопления.
Современные системы центрального отопления начали развиваться лишь после того, как промышленность стала производить трубы, листовую сталь и необходимое оборудование — котлы, отопительные приборы, арматуру и т. и.
Первые системы водяного отопления с естественной циркуляцией теплоносителя были выполнены в России в 1834 г. горным инженером профессором П. Г. Соболевским.
В 1875 г. в Петербурге впервые не только в России, по и в Западной Европе была осуществлена оригинальная система водяного отопления отдельной квартиры с применением плоских стальных отопительных приборов, оформленных в виде пилястр у наружных стен. Вода для этой системы подогревалась в специальном нагревателе, встроенном в кухонный очаг.
В 1884 г. военный инженер М. Фролов предложил оригинальный вариант отопления пороховых погребов, являвшийся своеобразным прототипом лучистого отопления. Стены пороховых камер обогревались снаружи нагретым воздухом.
Девятнадцатый век характерен развитием не только техники отопления, но и его теории. Опубликованы работа Н. А. Аммосова «Краткое понятие о пневматическом отоплении» (1841) и руководство профессора Мейснера «Об отоплении». Инженер И. И. Свня-зев в 1867 г. опубликовал капитальный труд по расчету печей, а инженер И. И. Флавицкий обосновал причины влияния состава и. температуры воздуха на самочувствие человека (1884). В 1880 г. вышел первым изданием «Курс отопления и вентиляции» профессора С. Б. Лукашевича.
С момента выпуска промышленностью электродвигателей в начале XX в. получают распространение водяные системы отопления с насосным побуждением циркуляции.
В 1903 г. профессор В. М. Чаплин впервые применил оригинальную систему пароводяного отопления, побудителем движения воды в которой являлся пароструйный эжектор. В 1905 г. инженер В. А. Яхимович изобрел, а в 1906—-1911 гг. многократно осуществил в зданиях клиник Казанского и Саратовского университетов и в ряде других больничных, школьных и общественных зданий систему отопления, называемую в настоящее время лучистой или панельной. В системах отопления В. А. Яхимовича отопительными приборами являлись панели, встроенные заподлицо с поверхностями стен. Панели устанавливались под окнами, во внутренних и наружных стенах, в колоннах, пилястрах, балясинах и перилах. Примерно в этот же период такие системы отопления зданий получили распространение в Западной Европе и Америке.
В 1909 г. инженер Н. П. Мельников впервые в России в здании петербургского Михайловского театра осуществил систему водяного отопления с насосной циркуляцией. Общая тепловая мощность
-.•той установки, включая и расход тепла па вентиляцию Teirip.’i, со-( । а влила 1160 кВт.
Хртя отопление зданий в дореволюционной России производилось в основном печами, русским и nit же t ?? р а м и создавались оригинальные устройства по отоплению как отдельных зданий, та к и комплекса их. Известны такие установки районного пароводяного (еплоснабжения, как обогрев из одного центра 13 корпусов Петербургской детской городской больницы (по проекту профессора А. К. Павловского, осуществленному в 1913 г.), учебных корпусов Политехнического института и др.
Несмотря на отдельные прогрессивные решения, предлагавшиеся русскими инженерами, отопителыю-вентпляцпопиая техника в дореволюционной России широкого развития не получила. Оборудование для отдельных установок ввозилось из-за границы.
Только после Великой Октябрьской социалистической революции эта отрасль науки и техники получила должное развитие. Даже в первые послереволюционные годы, когда в стране необходимо было восстанавливать народное хозяйство, разрушенное и парализованное войной и интервенцией, Коммунистическая партия проявляла неустанную заботу о здоровье трудящихся и обеспечении нормальных условий труда. Это нашло свое отражение в принятом Советским государством Кодексе законов о труде и в других законодательных актах.
Большую роль в создании нормальных условий для труда па восстанавливаемых предприятиях сыграла отопительно-вентиляционная техника, которая к этому периоду еще не имела производственной базы, квалифицированных кадров и необходимых знаний и опыта для решения поставленных задач. Началась широкая подготовка кадров, развивалась промышленность по производству отопительного оборудования. Первые шаги советской науки в области отопления и вентиляции связаны с именами профессоров В. М.. Чаплина и Б. М. Аше, которые создали капитальные труды и учебники по отоплению и вентиляции.
Бурное развитие отопительной техники связано с интенсивной индустриализацией страны. В этот период появилась острая потребность в кадрах, оборудовании, индустриализации монтажа и в создании экономичных и эффективных установок. Для решения этих задач были созданы новые вузы, новые факультеты в вузах и техникумах, построены специализированные заводы, созданы специализированные монтажные, проектные, наладочные и научно-исследовательские организации. В настоящее время специалисты по теплогазоснабжению и вентиляции подготавливаются во многих вузах нашей страны.
Советские ученые решили ряд очень важных и трудных теоретических и практических задач, стоящих перед отопительно-вентиляционной техникой. Большие успехи достигнуты в индустриализации монтажных работ.
В плане развития народного хозяйства СССР решаются крупнейшие задачи по улучшению жилищных условий трудящихся, ко
торые только по линии государственного строительства ежегодно получают миллионы квадратных метров жилой площади. Кроме того, ежегодно расширяется сеть санаториев, домов отдыха, больниц, детских, учебных, научных и культурно-просветительных учреждений; возводится большое количество производственных зданий.
Затраты па отопительно-вентиляционные устройства во вновь строящихся зданиях составляют около 5...6 % от общих капиталовложений в строительство. Это ставит перед специалистами, работающими в области отопления, задачи экономного и эффективного расходования выделяемых средств и важные задачи по оборудованию зданий установками, обеспечивающими поддержание внутри помещений температурных условий на заданном уровне при оптимальном расходовании тепла.
1.2. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К ОТОПИТЕЛЬНЫМ УСТАНОВКАМ
К отопительным установкам, как и к любым сооружениям, призванным создавать условия для плодотворной практической деятельности человека, предъявляется ряд требований, которые можно подразделить на санитарно-гигиенические, технико-экономические, строительные и эстетические.
Основными из этих требований являются санитарно-гигиенические, исходящие из необходимости создания таких условий для человека, при которых его организм не испытывал бы излишних перенапряжений, связанных с пребыванием в закрытых помещениях.
Известно, что в результате жизнедеятельности в организме человека происходит выработка тепла, количество которого зависит от характера работы. При спокойной, умственной работе вырабатывается одно количество тепла, при тяжелой физической — другое, значительно большее. Состояние баланса между теплом, вырабатываемым организмом, и теплом, отдаваемым им в окружающую среду, оказывает прямое влияние и па жизнедеятельность организма, и на самочувствие человека.
При спокойном состоянии около 10 % тепла, вырабатываемого организмом, отводится от тела человека вне зависимости от состояния окружающей среды. Остальное количество тепла (около 90 %) передается в нее при температуре воздуха, близкой к комфорту, путем излучения (40...50 %), конвекции (15...25 %) и испарением влаги с поверхности легких, дыхательных путей и кожи (20...25 %).
Соотношение между величинами теплопотерь испарением, излучением и конвекцией меняется в зависимости от окружающих условий и по-разному влияет на состояние организма и самочувствие человека. Приспособляемость организма к этим условиям заключается в основном в регулировании количества испаряемой с поверхности кожи влаги и в поддержании постоянной температуры тела путем увеличения или уменьшения выработки тепла (рис. 1.1). Однако аппарат терморегуляции человека может безболезненно компенсировать потери тепла или его избыток только в определен-
пых пределах. Неощутимыми для человека являются постепенные изменения температуры воздуха по сухому термометру в пределах до 2 °C.
Факторами, влияющими на восприятие окружающей средой тепла от тела человека, являются определенные комбинации температуры, влажности и скорости движения воздуха и температура окружающих человеческое тело поверхностей. Гигиенистами уста-
Рис. 1.1. Теплоотдача тела человека, находящегося в спокойном состоянии.
новлено также, что комфортные ощущения человеком окружающей среды связаны не только с комплексом тепловых параметров, но и с электрическим состоянием воздуха (ионизацией и озонированием) и его газовым составом. Все эти факторы находятся во взаимосвязи, и одновременная комбинация их, возможная в большом числе вариантов, обусловливает определенный охлаждающий эффект и комфортное ощущение окружающей человека среды.
При равновесии между выработкой и отдачей тепла человек чувствует себя хорошо, и такое состояние человека принято называть комфортным, а внешние условия, обеспечивающие требуемый отбор тепла от тела человека — комфортными условиями. Эти условия необходимо обеспечить в части объема помещения, которая расположена в пределах высоты 2 м от уровня пола и называется рабочей или обслуживаемой зоной помещения.
Температурные условия в помещениях жилых и общественных зданий, обусловливающие комфортные условия для холодного периода года, выражают уравнением
1,57^-0,57^+1,5,
где Ir — радиационная температура, являющаяся средневзвешенной температурой всех поверхностей помещения, включая и греющую, которая определяется относительно человека, находящегося в середине помещения, °C; приближенное значение
I:i — элемент поверхности помещения, м2; п — температура поверхности элемента, °C; ta — температура помещения, СС, значение которой зависит от интенсивности работы, выполняемой человеком; при спокойном состоянии человека fn=21„.23 °C; при легкой работе— 19.„21 °C; при работе средней тяжести— 16...19 °C и при тяжелой работе—14„.16°С; — нормируемая СНиП температура воз-
духа помещения, °C.
Представленное выше уравнение выражает первое условие комфортности, при котором между телом человека и окружающей средой должно поддерживаться состояние теплового баланса.
Второе условие комфортности ограничивает интенсивность лучистого теплообмена между телом человека и нагретыми поверхностями, допустимая температура которых определяется по формулам:
для горячих поверхностей т„оп^19,2 (---——;
Ч'ч~П
для охлаждаемых поверхностей Тп°"Д'23------—,
где <рч_п — коэффициент облученности между горячей пли охлаждающей поверхностью и наиболее невыгодно расположенной площадкой па поверхности тела человека.
Для окон допустимая температура па внутренней поверхности
По требованиям гигиены и санитарии отопительные установки и отдельные элементы их должны быть легко доступны для очистки, а температура обогревательных устройств не должна быть опасной для людей при соприкосновении их с поверхностью этих устройств (особенно в детских и прочих помещениях) и не должна превышать тех значений, выше которых может происходить разложение и сухая возгонка органической пыли. Таким пределом является температура поверхностей, равная 70 °C.
Простота устройства, наименьший расход материалов и трудовых затрат на сооружение установок, с помощью которых достигаются требуемые конкретные условия микроклимата помещений, наименьшие эксплуатационные затраты и удобство эксплуатации — таковы основные технико-экономические требования, предъявляемые к отопительным установкам.
Строительные требования заключаются в том, чтобы при сооружении и неизбежных при эксплуатации ремонтах отопительных установок не нарушалась цельность и прочность основных конструктивных элементов зданий и сооружений; чтобы монтаж установок производился индустриальными методами при максимальной меха
низации и сборности, массовом заводском изготовлении унифицированных деталей и узлов с высокой степенью их готовности при поточных п ритмичных методах монтажа.
Эстетические требования сводятся к тому, чтобы отдельные элементы отопительных установок не нарушали внешнего архитектурного облика сооружения в целом, хорошо гармонировали с внутренней отделкой помещений и не занимали излишних площадей.
1.3. ЭЛЕМЕНТЫ ОТОПИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК, ТЕПЛОНОСИТЕЛИ И КЛАССИФИКАЦИЯ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ
Каждая отопительная установка, предназначенная для поддержания в помещениях заданной температуры воздуха, состоит из трех основных элементов: теплового центра, в котором теплоносителю передается необходимое количество тепла, системы теплопроводов для перемещения по ним теплоносителя и отопительных приборов, передающих тепло от теплоносителя воздуху и ограждениям помещения.
В отопительных установках в качестве теплоносителя применяют воду, насыщенный водяной пар и воздух.
Вода, имеющая большую теплоемкость и плотность, позволяет передавать значительное количество тепла в малых объемах и, что весьма важно, изменять теплосодержание этих объемов путем соответствующего понижения или повышения температуры. В целях уменьшения затрат энергии перемещение воды производят при скоростях, не превышающих 3 м/с.
Ценность водяного пара как теплоносителя заключается в большой величине тепла, выделяющегося при его конденсации в отопительных приборах. Транспортирование пара к зданиям осуществляется со скоростями порядка 40...80 м/с, что позволяет передавать большое количество тепла на значительные расстояния при сравнительно малых затратах энергии.
Высокая температура пара при давлении выше 0,1 МПа допускает его применение только в отопительных установках промышленных и коммунальных предприятий, в которых температура на поверхности отопительных приборов должна быть не выше 130 °C. Использование пара с температурой ниже 100 °C требует поддержания в отопительных установках вакуума, что удорожает их устройство и усложняет эксплуатацию.
Воздух как теплоноситель хотя и не требует установки отопительных приборов в пемещениях, но для их обогрева применяется редко. Воздух имеет малую удельную теплоемкость — 1 кДж/(кг-К), и для передачи даже небольших количеств тепла требуется перемещение значительных объемов воздуха; затраты энергии при этом оказываются большими, чем при транспортировании такого же количества тепла с помощью воды или пара. Трубопроводы или каналы для перемещения воздуха требуют больших сечений и занимают сравнительно с трубопроводами для воды илн пара большие объемы.
Табл. 1.1. Рекомендуемые параметры теплоносителей в системах отопления при переменной температуре их в течение отопительного периода и предельные температуры поверхностей отопительных приборов
Назначение зданий Температура теплоносителя в магистралях, °C
подающих обратных
Детские ясли-сады, больницы, родильные дома и другие больничные учреждения 85 65
Жилые, административные и учебные здания, вспомогательные здания и помещения промышленных предприятий, поликлиники, санатории, аптеки, музеи, архивы, библиотеки 95, 105 70
Зрелищные предприятия, спортивные залы, крытые стадионы 115 70
Производственные помещения, технологический процесс в которых связан с выделением негорючей, невзрывоопасной, органической, возгоняемой неядовитой пыли До 130 70
Плавательные бассейны, лестничные клетки, торговые помещения, зрелищные и коммунальные предприятия, предприятия общественного питания, вокзалы, аэропорты, промышленные предприятия с тепло- и влаговыде-лениями и с выделениями невзрывоопасной и негорючей неорганической пыли, негорючих и не поддерживающих горение газов и паров До 150 70
Примечание. Для зданий, перечисленных во втором абзаце таблицы и оборудованных однотрубными системами отопления, температура теплоносителя в подающих магистралях может быть выше 95!С, но температура поверхности труб стояков и подводок к отопительным приборам не должна превышать 105'С.
Обогрев помещений нагретым воздухом выгоден тогда, когда допустимо полное или частичное возвращение его для повторного подогрева без устройства распределительных трубопроводов, что зачастую и выполняется в производственных зданиях большого объема. Выгодно и неизбежно применение воздуха как теплоносителя при совмещении обогрева и вентилирования помещений и необходимости восполнения того количества воздуха, которое удаляется из помещений технологическими установками.
При наличии в данной местности геотермальных вод, удовлетворяющих требованиям к качеству их для применения в системах теплоснабжения, и при соответствующих технико-экономических сопоставлениях с решениями на базе использования традиционных источников тепла, они также могут быть применены в качестве теплоносителя для систем отопления.
Из рассмотренных теплоносителей наиболее распространенным является вода, при которой легко осуществляется регулирование отпуска тепла потребителям.
Расход труб и отопительных приборов для паровых систем отопления меньше, чем для водяных. Соответственно меньше и затра
ты на их сооружение. Однако срок службы водяных систем (30... 40 лет) в 3—5 раз больше, чем паровых, трубы которых в большей степени подвергаются внутренней коррозии.
Для расчета отопительных установок зданий различного назначения принято принимать параметры теплоносителей, приведенные в табл. 1.1. Этими параметрами устанавливаются и виды теплоносителей, а также, как это будет видно из дальнейшего изложения курса, определяется средняя температура теплоносителя в отопительных приборах, величина площади нагрева последних и микроклимат в помещениях.
В зависимости от радиуса действия отопительные системы подразделяют на местные, центральные и районные.
Местными отопительными системами или местным отоплением называют вид отопления, при котором генератор тепла и отопительный прибор конструктивно скомпонованы вместе и устанавливаются в обогреваемом помещении.
К этому виду отопления относят:
а) печное отопление — вне зависимости от вида топлива (дрова, газ, уголь, торф), когда отопительным прибором является комнатная отопительная печь, продукты сгорания из которой отводятся наружу;
б) электрическое отопление, при котором в тепло преобразовывается электрическая энергия, подводимая к специальным отопительным приборам;
в) газовое отопление, когда в отопительных приборах специальной конструкции в качестве топлива используется природный или сжиженный газ; продукты сгорания выделяются непосредственно в отапливаемое помещение (что нежелательно) пли отводятся наружу.
Центральным отоплением принято называть вид отопления, при котором получение тепла из топлива и передача его теплоносителю производится в едином для всего здания тепловом центре, а в помещениях обогреваемого здания устанавливаются только отопительные приборы. Тепловой центр может находиться в самом здании или вне его.
Если отдельно стоящая котельная обслуживает несколько зданий или небольшой район населенного пункта, такое отопление называется районным отоплением.
В зависимости от применяемого теплоносителя системы центрального отопления разделяют на три группы. Различают системы водяного, парового и воздушного отопления.
Системы водяного отопления в свою очередь делят на две группы — системы с естественной циркуляцией воды, когда побудителем движения воды в вертикальной системе является разность плотности горячей и охлажденной воды, и системы с искусственной циркуляцией теплоносителя, в которых побудителем движения воды является насос.
Такое же деление на две группы имеют и воздушные системы отопления. Естественная циркуляция воздуха происходит из-
за разности плотностей нагретого и охлажденного воздуха, а искусственная— при использовании специальных воздуходувных машин — вентиляторов.
Системы парового отопления разделяют на три группы: паровое отопление высокого давления (при избыточном давлении пара 0,07 МПа и выше), паровое отопление низкого давления (при избыточном давлении 0,005...0,07 МПа) и вакуум-паровое отопление (при давлении пара ниже атмосферного давления).
Наличие теплоносителей с высокими параметрами, недопустимыми по санитарно-гигиеническим условиям для непосредственного использования в системах отопления, вызвало необходимость применения так называемых комбинированных систем отопления, которые могут быть пароводяными, паровоздушными, водоводяными, водовоздушными, огневоздушными и электровоздушными.
Для передачи тепла от первичного теплоносителя, имеющего высокие параметры, к вторичному, доставляющему тепло непосредственно в обогреваемые помещения, применяются теплообменники или специальные смесительные устройства для воды и устройства для снижения давления пара.
Кроме рассмотренной классификации, водяные и паровые системы отопления в зависимости от способа и места прокладки теплопроводов, схемы подачи теплоносителя в отопительные приборы и ряда других специфических особенностей получают более точные названия, которые детально рассматриваются ниже.
В последнее время системы отопления принято классифицировать и по преобладающему виду теплоотдачи отопительных приборов. Если у отопительного прибора преобладает теплоотдача конвекцией, то систему отопления называют конвективной-, при преобладающей теплоотдаче излучением — лучистой.
При конвективной системе отопления температура воздуха помещения всегда будет выше средней температуры всех ограждений помещения. Если же отопительные приборы большую часть тепла будут отдавать излучением, а такими приборами могут быть только плоские панели, то воздух помещения при определенных условиях размещения панелей и характере вентиляции может оказаться ниже средней температуры всех поверхностей, ограждающих помещение, и отопление справедливо будет называться лучистым. Такая комбинация осуществляется не всегда, и поэтому в нашей технической литературе тс системы отопления, в которых отопительными приборами являются плоские панели, принято называть панельно-лучистым отоплением.
1.4. ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПИАЛЬНЫЕ СХЕМЫ ЦЕНТРАЛЬНОГО ОТОПЛЕНИЯ
Из систем центрального отопления наиболее распространенными являются системы водяного отопления как наиболее отвечающие гигиеническим требованиям. Они подразделяются на системы двухтрубные и однотрубные.
Схема двухтрубной системы отопления с тупиковым движением воды в магистралях и естественной циркуляцией теплоносителя показана на рис. 1.2. В этой системе вода, нагретая в тепловом центре или котле 1, по главному стояку 2 поднимается к разводящей магистрали 4, а от нее по подающим стоякам 5, проходя через подводки 6, поступает в отопительные приборы 7. Охлажденная в отопительных приборах вода поступает в обратные стояки 8, затем в
Рис. 1.2. Принципиальная схема двухтрубной системы отопления с т\пиковым движением воды в mi истралях и естественной циркуляцией теплоносителя
обратную магистраль 9 и возвращается в тепловой центр, где вновь нагревается.
Двухтрубной такая система называется из-за наличия двух параллельно прокладываемых стояков — подающего и обратного, а с тупиковым движением — поскольку идущая по подающей магистрали вода, дойдя до последнего стояка, попадает как бы в тупик и, поступив в обратную магистраль, возвращается в тепловой центр уже в противоположном направлении.
К самой верхней точке главного стояка присоединяют трубу, идущую к расширительному баку 3, который предназначается для восприятия прироста объема расширяющейся при нагревании воды и для удаления воздуха из теплопроводов системы как при первичном наполнении ее водой, так и выделяющегося из воды при ее нагревании. Для обеспечения удаления воздуха и полного опорожнения системы от воды все теплопроводы прокладываются с уклоном. Минимальная величина уклона 0,002.
3 4 5
Рис. 1.3. Принципиальная схема двух-трубной системы водяного отопления с верхней разводкой, попутным движением и искусственной циркуляцией теплоносителя
Водяная система отопления может быть с верхней разводкой подающих магистралей (правая часть рис. 1.2) и с нижней разводкой (левая часть рис. 1.2). При нижней разводке удаление воздуха из системы происходит по специальным воздушным линиям 10 или через специальные воздушные крапы 12, устанавливаемые в отопительных приборах верхних этажей.
Для возможности регулирования теплоотдачи отопительных приборов на одной из подводок к ним, предпочтительнее на обратной, устанавливают краны особой конструкции, так называемые крапы двойной регулировки П.
Обратные магистрали при верхней разводке или обе магистрали при нижней разводке прокладывают под потолком технического подвала, а при его отсутствии — в специально устраиваемых подпольных каналах.
В системе, представленной на рис. 1.2, вода перемещается благодаря давлению, возникающему вследствие разности плотностей горячей п охлажденной воды в пределах высот h2 и h{. Это давление называют естественным или гравитационным (от лат. gravitas — вес), и вследствие малой его величи
ны радиус действия систем с естественной циркуляцией теплоносителя не превышает 30 м. Для отопительных приборов первых этажей здания высота hi между центром нагрева воды в тепловом пункте и центром охлаждения ее в приборах должна быть не менее 3 м. При необходимости обогрева зданий большей протяженности в них устраивают системы с искусственной циркуляцией (рис. 1.3), в которых побудителем циркуляции является насос 7 с электродвигателем.
Системы с искусственной циркуляцией могут иметь верхнюю или нижнюю разводку магистралей. Расширительный бак 3 в этих системах присоединяют не к верхней точке главного стояка 2, а, как правило, к обратной магистрали перед всасывающим патрубком насоса.
В системах с искусственной циркуляцией и верхней разводкой подающих магистралей последние прокладывают с подъемом в направлении движения теплоносителя. В конечных наивысших точках магистралей устанавливают проточные воздухосборники 5 16
с ручным удалением воздуха либо устройства, автоматически удаляющие скапливающийся воздух,— вантузы.
Системы с искусственной циркуляцией воды делают с тупиковым и попутным движением воды. В системе с попутным движением, как это показано на рис. 1.3, вода в подающей магистрали 4 и обратной 6 течет в одном направлении. Применение попутной схе-
Рис 1.4. Принципиальная схема однотрубной системы водяного отопления с тупиковым движением и искусственной циркуляцией теплоносителя
мы движения теплоносителя дает возможность уравнять длину циркуляционных колец системы и поставить все отопительные приборы системы отопления в одинаковые условия.
Длиной циркуляционного кольца называют путь, который проходит вода от котла 1 или иного источника тепла к отопительному прибору и обратно. Сопоставляя рис. 1.2 и 1.3, легко убедиться, что в системе с тупиковым движением воды длина циркуляционных колец для разных приборов различна, а в системе с попутным движением — одинакова.
Двухтрубные системы отопления применяют, как правило, в зданиях высотою не более трех этажей. Для применения их в более высоких зданиях требуются технико-экономические обоснования.
Принципиальная схема однотрубной системы отопления с тупиковым движением и искусственной циркуляцией воды приведена на рис. 1.4. В правой части рисунка показана система с верхней разводкой, в левой — с нижней разводкой и П-образными стояками. Однотрубной эту систему называют вследствие того, что стояк имеет одну трубу. Однотрубные системы могут быть и с естественной циркуляцией и с попутным движением воды. Удаление воздуха и
присоединение расширительного бака в этом случае осуществляется так же, как и в двухтрубных системах. Однотрубные системы применяют в зданиях высотою более двух этажей.
Различают однотрубные системы проточные (Ст 4), когда вся вода, идущая по стояку, проходит последовательно через все приборы, присоединенные к стояку, и системы с обходными участками 4 (Ст 3), по которым часть воды стояка проходит, минуя отопитель-
Рис. 1.5. Принципиальные схемы горизонтальной однотрубпоГ/ системы водяного отопления с искусственной циркуляцией теплоносителя
ПедостаткОхМ проточных систем является невозможность регулирования теплоотдачи отдельных приборов или даже полного их отключения, так как все это неизбежно сказывается на работе всех остальных приборов стояка. Такие системы отопления применяют только для зданий, где не требуется индивидуального регулирования теплоотдачи отопительных приборов. Однако при применении трехходовых крапов 3 (Ст 2) система становится проточной и регулируемой. Трехходовой кран позволяет пропускать всю воду стоя
ка через прибор или через замыкающий участок, полностью отключая прибор. Возможны и промежуточные положения крапа, когда часть воды проходит через прибор, а часть — мимо пего.
Однотрубные системы могут быть с осевыми обходными участками 4 либо со смещенными (участок 1, Ст 1).
В однотрубных системах с нижней разводкой и П-образными стояками удаление воздуха производят через воздушные краны 2, установленные в отопительных приборах верхних этажей.
Помимо вертикальных однотрубных систем (рис. 1.4), могут быть и горизонтальные (рис. 1.5), которые находят прп::енеиие в промышленных и общественных зданиях большой протяженности. Горизонтальные однотрубные системы могут быть проточными (рис. 1.5, в), с обходными участками (рис. 1.5, б), с редукционными вставками (рис. 1.5, г), проточными без воздушных крапов у радиаторов (рис. 1.5, а). При использовании высокотемпературной воды применяют схемы с трехходовыми крапами и плинтусной (рис. 1.5, д) или подоконной (рис. 1.5, е) разводкой труб. Последняя схема (рис. 1.5, е) имеет неудобство, так как для опорожнения ветви необходимо освобождать от воды каждый радиатор в отдельности, отвинчивая в нем нижнюю пробку. Горизонтальные ветви системы получают воду из стояков, прокладываемых вертикально во вспомогательных помещениях.
Преимущество однотрубных систем перед двухтрубными состоит в том, что они требуют меньше затрат труда при монтаже и дают большую возможность для индустриализации монтажных работ.
Находят применение системы отопления, соединенные последовательно по теплоносителю (рис. 1.6). Такие системы отопления используются в случаях, когда в пределах одной части здания или этажа допускается использование теплоносителя с температурой 150 °C, а для другой части здания может быть использован теплоноситель с температурой не выше 105 или 95 °C. При наличии таких требований теплоноситель с высокими параметрами охлаждается в отопительных приборах системы I до температуры, являющейся верхним пределом системы II, и эта охлажденная вода направляется во вторую систему. Системы отопления, соединенные последовательно по теплоносителю, рекомендуется применять и в тех случаях, когда расход теплоносителя в теплопроводах недостаточен для поглощения располагаемой разности давлений в целях увязки.
Схема районного отопления приведена на рис. 1.7. Вода, нагретая в котлах 4, по наружным подземным теплопроводам 3 поступает в систему отопления 1 отдельных зданий и, охлажденная, по обратным магистралям 6 возвращается в котлы. Циркуляция воды осуществляется насосами 5, один из которых рабочий, а второй — резервный. Расширительный бак 2 является общим для всех систем.
В районных системах, в которых используют воду с температурой более 100 °C, расширительный бак не устанавливают. Его функции выполняет подпиточный насос.
Если воду в котлах нагревают до 130 или 150 °C (высокотемпературная вода), то районная система отопления выполняется по схеме, представленной на рис. 1.8, и носит название водоводяной системы отопления. Характерными особенностями такой системы являются: наличие смесительной установки 2, в которой происходит смешение высокотемпературной воды с охлажденной водой системы в таких количествах, чтобы температура воды, поступающей
Рис. 1.6. Принципиальная схема вертикальных последовательно соединенных однотрубных проточно-регулируемых систем водяного отопления
в систему отопления 1, не превышала допустимых для этой системы пределов, и наличие автоматически включающегося подпиточного насоса 3, поддерживающего постоянное давление в заданной точке и восполняющего утечку воды из системы.
Системы парового отопления низкого давления могут быть замкнутыми и разомкнутыми.
Принципиальная схема замкнутой системы парового отопления показана на рис. 1.9. Для получения пара используют чугунные сборные котлы 1, такие же, как и для водяных систем, но с паросборником 2, из которого пар по главному стояку 4 поступает в разводящие магистрали 5, а из них по стоякам 6 — в отопительные
7
Рис. 1.8. Принципиальная схема районного водоводяного отопления
Рис. 1.9. Принципиальная схема замкнутой системы па рового отопления низкого давления
приборы 7. Пар в отопительных приборах конденсируется, т. е. превращается в воду, отдавая тепло фазового превращения, а конденсат стояками 8 собирается в общий конденсатопровод 9 и возвращается в котел. Для выхода воздуха из трубопроводов системы при заполнении ее паром служит трубка 10. Через эту же трубку система трубопроводов заполняется воздухом при прекращении подачи пара в них.
Рис. 1.10. Принципиальная схема разомкнутой системы парового отопления низкого давления
Для того чтобы сборный конденсатопровод не заполнялся конденсатом полностью, высота прокладки его над уровнем воды в паросборнике должна быть на 0,3...0,35 м больше высоты столба воды h, уравновешивающего давление в котле.
Как видно из рис. 1.9, схема проста по устройству, но применима только в тех случаях, когда паровой котел может быть размещен значительно ниже отопительных приборов и при небольшом давлении пара в котле, так как требуется выдерживать расстояние II.
Каждый котел системы парового отопления низкого давления должен быть снабжен предохранительным устройством 3, срабатывающим при повышении давления в котле сверх заданного.
При невозможности установки котла ниже отопительных приборов применяют разомкнутую схему парового отопления низкого давления (рис. 1.10). Отличие этой системы от замкнутой состоит в том, что конденсат попадает не непосредственно в котел, а собирается в специальный конденсатный бак 2 через конденсатоотвод-чик 3, пропускающий только конденсат, но не пропускающий пара. Возврат собранного конденсата в котел производится насосом 1.
На подводках к прибора,м для возможности их выключения или регулирования теплоотдачи устанавливают паровые вентили.
При наличии пара, но недопустимости устройства парового отопления в здании, осуществляют комбинированные пароводяные системы отопления. Схема такой системы показана на рис. 1.11. Она состоит из разомкнутой паровой системы отопления низкого давле-
ния, отопительным прибором в которой является пароводяной теплообменник 1, передающий тепло пара циркулирующей по системе отопления воде. На рис. 1.11 условно показана водяная система отопления с искусственной циркуляцией воды, осуществляемой насосом 2. Такая же пароводяная система может быть применена и для систем с естественной циркуляцией воды.
Рис. 1.11. Принципиальная схема пароводяного отопления
Рис., 1.12. Принципиальная схема воздушного отопления
Устройство пароводяных систем оправдывается только в тех случаях, когда пар, вырабатываемый в котельной, используется не только для нужд отопления.
Принципиальная схема воздушного отопления показана на рис. 1.12. Воздух, нагретый в специальном воздухонагревателе 5 водой или паром, по приточным каналам 2 нагнетается вентилятором 1 в отапливаемые помещения. По каналу 4 к воздухоподогревателю может поступать свежий наружный воздух, при добавлении которого будет одновременно осуществляться и вентиляция помещений. Возврат воздуха для повторного подогрева по каналам 3 (рециркуляция) в многоквартирных жилых домах не допускается. Воздушное отопление в таких домах может осуществляться только подачей в помещения наружного подогретого воздуха.
1.5. ТРУБОПРОВОДЫ И ЗАПОРНО-РЕГУЛИРОВОЧНАЯ АРМАТУРА СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ
Для доставки теплоносителя от районной котельной или теплового центра здания к отопительным приборам применяют стальные трубы и стальные или из ковкого чугуна соединительные части (фитинги). Для возможности выключения отдельных участков теп-
Табл. 1.2. Сортамент труб, применяемых для монтажа систем отопления
Условный проход, мм Наружный диаметр, мм Толщина стенки, мм Наименьший внутренний диаметр, мм Масса 1 м, кг ГОСТы, устанавливающие сортамент труб
10 17 2,2 12,6 0,8 ГОСТ 3262—75. Трубы сталь
15 21,8 2,8 15,7 1,28 ные водогазопроводные (газовые).
20 26,8 2,8 21,2 1,66 Обыкновенные. Черные
25 33,5 3,2 27,1 2,39
32 42,3 3,2 35,9 3,09
40 48 3,5 41 3,84
50 60 3,5 53 4,88
70 75,5 4,0 67,5 7,05
15 18 2,0 14 0,79 ГОСТ 10704—76. Трубы сталь
20 25 2 21 1,13 ные электросварные. Предназ
25 32 2 28 1,48 качаются при соединении на свар
32 38 2 34 1,78 ке
40 45 2 41 2,12
50 57 2,5 52 3,36
70 76 3 70 5,4
80 89 3 83 6,36
100 108 4 100 10,26
125 133 4 125 12,73
150 159 4 151 15,29
Примечания: 1. В соответствии с рекомендациями ГПИ «Сантехпроект» (АЗ—737) трубы Dy 100 и Dy 125 приняты по ГОСТ 8732—70
2. При накатываемой резьбе применяют легкие водогазопроводиые трубы.
лопроводов или для изменения расхода теплоносителя по ним устанавливают запорно-регулировочную арматуру.
Трубы, соединительные части и арматуру изготавливают разных диаметров и обозначают так называемыми условными проходами, которые указывают номинальный (но не фактический) внутренний диаметр. В соответствии с ГОСТ 355—67 условный проход обозначают буквами Г)у с добавлением размера условного прохода в миллиметрах (например, £>у20, £>у32).
Для монтажа систем отопления применяют стальные водогазопроводные (газовые) черные трубы легкие или обыкновенные с условными проходами от 15 до 50 мм (ГОСТ 3262—75) и стальные электросварные трубы с наружными диаметрами от 15 до 150 мм (ГОСТ 10704—76). Сортамент этих труб приведен в табл. 1.2.
Стальные водогазопроводные обыкновенные трубы по ГОСТ 3262—75, имеющие значительную толщину стенки, предназначаются для соединения их на резьбе с помощью фитингов из ковкого чугуна, последние позволяют создавать прямые и разветвленные соединения при различных комбинациях диаметров.
Для получения прочных и плотных соединений труб применяют специальную трубную цилиндрическую резьбу (ГОСТ 6357—73), плотность соединений которой при температуре теплоносителя до 105 °C достигается наличием сбега в конце резьбы и намоткой на резьбу льняного волокна (пропитанного свинцовым суриком, заме-24
шанным на натуральной олифе) перед навертыванием соединительной части или ленты из фторопластового уплотнительного материала (ФУМ).
Для осуществления монтажа труб, а при необходимости и демонтажа в определенных местах необходимо устанавливать разъемные соединения, называемые сгонами. При этом одна из соединяемых труб должна иметь резьбу 3 такой длины, чтобы на нее можно было навернуть контргайку 4 (рис. 1.13) и муфту 2, После стыкования труб муфта 2 сгоняется с длинной резьбы на короткую резьбу 1 присоединяемой трубы. Для обеспечения плотности соединения около муфты 2 со стороны длинной резьбы наматывается жгут из льняного волокна, который затем прижимается контргайкой..
Разъем соединения производится в обратном порядке.
В целях удешевления строительства и экономии металла с 1965 г. взамен обыкновенных стальных водогазопроводных труб с условными проходами от 15 до 70 мм начали применять стальные водогазопроводные тонкостенные черные трубы с £)у от 15 до 50 мм (по ГОСТ 3262—75) и стальные электросварные тонкостенные черные трубы с Dy от 50 до 150 мм (по ГОСТ 10704—76). Применение тонкостенных электросварных труб с £>у от 15 до 50 мм вместо обычных водогазопроводных дает экономию металла порядка 20...25 %.
Для соединения тонкостенных труб малых диаметров применяют сварку или накатную цилиндрическую трубную резьбу, а для больших диаметров — сварку и фланцевые соединения.
В качестве наиболее употребительной запорно-регулировочной арматуры в системах отопления применяют: краны пробковые, вентили запорные, клапаны обратнее, задвижки параллельные, краны проходные дроссельные, краны регулирующие трехходовые, краны двойной регулировки и др. Перечисленная арматура изготавливается из ковкого чугуна или бронзы. Арматура при £>у<50 мм применяется обычная муфтовая, а при Dy^50 мм — фланцевая.
Вентили запорные устанавливают только на вспомогательных трубопроводах и в таких местах, где потеря энергии жидкостью при преодолении сопротивления вентиля не сказывается па работе системы.
Краны проходные дроссельные, краны трехходовые регулирующие и краны двойной регулировки (ГОСТ 10944—75) устанавливают на подводках к отопительным приборам для возможности регулирования их теплоотдачи путем изменения площади проходного отверстия и тем самым пропуска большего или меньшего количества теплоносителя в прибор.
Краны пробковые и задвижки параллельные устанавливают в качестве линейной арматуры на стояках и ответвлениях к отдельным частям системы для возможности выключения их во время ремонта. Для освобождения выключаемых участков теплопроводов от
теплоносителя в самых низких точках этих теплопроводов необходимо предусматривать установку тройников с заглушками.
При прокладке теплопроводов системы отопления в неотапливаемых помещениях, в подпольных каналах, у наружных дверей п в других местах с пониженной температурой в целях уменьшения потерь тепла и выстывания теплоносителя теплопроводы необходимо тщательно изолировать, применяя теплоизоляционные материалы.
Качество тепловой изоляции оценивается ее коэффициентом эффективности т]Из, показывающим, какую долю тепла сохраняет изоляция сравнительно с потерями неизолированной трубой:
ци;= 9116143 ~ 9143 >0,85.
'Уиеиз
Термическое сопротивление изоляции для труб с D? до 25 мм должно быть не менее А? = 0,89 К-м2/Вт, а для труб с £>у 32 и более Я=1,2 К •м2/Вт. Изоляция с коэффициентом эффективности менее 85 % недопустима. Толщина изоляции определяется технико-экономическим расчетом. Поверхность изоляции для лучшей сохранности обычно оклеивают тканью и окрашивают в условные цвета.
Теплопроводы систем отопления под влиянием температурных воздействий изменяют свои первоначальные линейные размеры и смещаются вследствие этого вдоль своей оси. Для перемещений теплопровода в нужных направлениях его в определенных точках жестко закрепляют, устраивая неподвижные опоры. Между такими неподвижными опорами предусматривают специальные устройства для восприятия удлинений труб — компенсаторы.
Все естественные повороты трасс теплопроводов являются Г-образными компенсаторами, и только в случае недостаточности их и при наличии прямолинейных участков большой протяженности приходится устанавливать специальные гнутые П-образные компенсаторы.
_ Необходимость установки компенсаторов определяют по величине удлинения теплопровода, которое подсчитывают по формуле
AZ = 0,000012Z(/1-/2),
где Z — длина прямого участка теплопровода между неподвижными опорами, м; t\ — максимальная температура теплоносителя, транспортируемого по трубам, °C; Z2 — начальная температура теплопровода, °C (для систем отопления принимают /2 = 5°С).
Предельное расстояние от неподвижной опоры до компенсатора в системах отопления определяют из условия, чтобы смещение стояков и ответвлений в результате теплового удлинения магистрального теплопровода не превышало 40 мм. Более подробные сведения о компенсаторах и их расчетах излагаются в курсе «Теплоснабжение».
Вопросы для самопроверки
1. Как окружающая среда влияет на состояние организма и самочувствие человека?
2. Какие факторы необходимо учитывать при создании комфортных условий в закрытых помещениях и какими нормативными документами они устанавливаются?
3. Какие требования предъявляются к отопительным установкам?
4. Почему теплопроводы систем отопления необходимо прокладывать с уклонами?
5. Когда следует применять системы парового отопления?
6. В каких случаях и для каких зданий следует применять системы воздушного отопления?
Глава 2
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕПЛОВЫХ НАГРУЗОК ОТОПИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
2.1. ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА ВЕЛИЧИНУ ТЕПЛОВЫХ НАГРУЗОК СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ
Тепловая нагрузка любой отопительной установки складывается из полезной нагрузки, т. е. того количества тепла, которое должно быть доставлено в обогреваемые помещения, и неизбежных потерь тепла при его транспортировании от мест выработки к местам потребления. Потери тепла при транспортировании составляют сравнительно малую часть общей теплопроизводительностн установки и обычно оцениваются некоторой долей полезной нагрузки. Определение полезных нагрузок более сложно.
В каждом помещении, в котором должна поддерживаться определенная температура, неизбежен расход тепла на возмещение его потерь через наружные ограждения. Тепло расходуется для нагрева неорганизованно поступающего в помещение холодного воздуха, нагрева материалов, сырья или транспортных средств, вводимых в помещения.
Одновременно с теплопотерями в каждом помещении имеются и дополнительные теплопоступления. Их источником являются осветительные приборы, технологическое оборудование и сам человек. Поэтому для выявления тепловых нагрузок системы отопления по каждому помещению подсчитываются величины прихода и расхода тепла для холодного периода года, которые сводятся в ведомости. Форма такой ведомости показана в табл. 2.1.
У предприятий с большими тепловыделениями от технологического оборудования, работающего круглосуточно, тепловой баланс может показать, что в отопительных установках нет необходимости. Если же такое предприятие работает не круглые сутки и тепла, аккумулированного оборудованием и самим зданием, недостаточно для поддержания минимальной положительной температуры в помещениях на время перерыва работы, то в этих случаях, чтобы не допустить замерзания хозяйственно-питьевого, производственного и пожарного водопровода, оборудования, сырья и полуфабрика-
Табл. 2.1. Форма ведомости теплового баланса
которое должно обеспечить поддержание температуры в помещениях не ниже +5 °C. Для дежурного отопления используют постоянно действующие системы отопления путем выключения части отопительных приборов или устройств либо переключением установок воздушного отопления на полную рециркуляцию, или осуществлением других мероприятий. В помещениях с односменной работой допускается устройство самостоятельных систем дежурного отопления.
Учет теплопостунлений и составление тепловых балансов требуются в основном для помещений промышленных зданий. Для гражданских зданий, где теплопоступления по сравнению с тепло-потерями незначительны, такие балансы не составляют. В ряде случаев для помещений, где возможны тепловыделения от большого количества людей (поточные аудитории учебных заведений, зрительные залы театров, кухни и др.), назначается пониженная температура воздуха, поддержание которой должно обеспечиваться отопительной установкой, а повышение температуры до нормальной происходит за счет тепловыделения людей в период их пребывания в данном помещении.
В жилых зданиях бытовые теплопоступления учитываются пропорционально площади пола обогреваемого помещения и вычитаются из потерь тепла этим помещением.
Для гражданских зданий основной расчетной нагрузкой отопительных установок являются теплопотери, определяемые на основании нормируемых температур внутреннего воздуха помещений. Теплопотери — это основа для дальнейших расчетов систем отопления зданий, и поэтому к определению их величины необходимо относиться с особым вниманием.
Теплопотери помещения зависят от внешних температурных условий, диктуемых климатическими особенностями района расположения здания.
Так как температура наружного воздуха не постоянна и имеет не только закономерные годовые, но и месячные и суточные колебания, то на основании подсчетов и практики эксплуатации отапливаемых зданий признано экономически целесообразным производить подсчеты теплопотерь помещений при наружной температуре, принятой по графе Б приложения 4 СНиП 11-33—75 «Отопление,
вентиляция и кондиционирование воздуха», т. е. температуре, равной средней температуре воздуха наиболее холодных пятидневок из восьми наиболее холодных зим за последний 50-летний период. Данные о температурах холодных пятидневок для многих населенных пунктов СССР помещены в СНиП II-A.6—72 «Строительная климатология и геофизика».
2.2. СОПРОТИВЛЕНИЕ ТЕПЛОПЕРЕДАЧЕ НАРУЖНЫХ ОГРАЖДЕНИЙ
Для расчета теплопотерь необходимо иметь данные о конструкциях ограждений и их теплозащитных качествах.
Величиной, характеризующей теплозащитные качества ограждения, является сопротивление теплопередаче ограждения Ro, которое показывает падение температуры в градусах при прохождении через 1 м2 ограждения теплового потока мощностью в 1 Вт. Сопротивление теплопередаче имеет обозначение К/(Вт/м2), которое обычно записывается так: К-м2/Вт.
Для стандартных конструкций величины сопротивления теплопередаче известны, и значения их помещаются в соответствующих справочных пособиях, а для нестандартных или новых конструкций величины сопротивления теплопередаче необходимо определять.
Общее сопротивление теплопередаче многослойной конструкции ограждения с последовательно расположенными однородными слоями, выраженное в К-м2/Вт, является суммой сопротивлений теплопередаче отдельных конструктивных слоев в направлении, перпендикулярном к тепловому потоку; и определяется по формуле
Ro — R® + 2R SRb-п + Rh , (2-1)
где RB == ~~----сопротивление теплоотдаче внутренней поверхно-
сти ограждающей конструкции, К • м2/Вт; ав — коэффициент теплоотдачи внутренней поверхности ограждающей конструкции, Вт/(м2 • К); R — термическое сопротивление каждого слоя ограждающей конструкции, К • м2/Вт:
R = -p (2.2)
6 — толщина слоя, м; Z — расчетный коэффициент теплопроводности материала слоя, Вт/(м • К); RB.n —- термическое сопротивление воздушных прослоек при наличии их в ограждении, К • м2/Вт; замкнутые воздушные прослойки, устраиваемые в толще стен, должны иметь высоту не более 5 м; RH = —------сопротивление теплоотдаче на-
ан
ружной поверхности ограждающей конструкции, К • м2/Вт; ан — коэффициент теплоотдачи наружной поверхности ограждающей конструкции, Вт/(м2 • К).
Значения RB.n, ав и ац приведены в табл. 2.2, 2.3 и 2.4.
Табл. 2.2. Термическое сопротивление замкнутых воздушных прослоек /?в п
*в. п» К-м2/Вт
Толщина воздушно"! прослойки, м дл-1 горизонтальных прослоек при потоке тепла снизу вверх и для вер-тян. чьных прослоек при температуре воздуха, в прослойке для горяз жтальчых прослоек при потоке течла сверлу вниз при температуре воздуха в прослойке
положительной | отрицательной положительной | отрицательной
0,01 0,13 0,15 0,13 0,16
0,02 0,14 0,16 0,16 0,19
(. 03 0,14 0,16 0,16 0,21
0.05 0,14 0,17 0,17 0,22
0,1 0,15 0,18 0,18 0,23
0,15 0,16 0,18 0,19 0,24
0,2—0,3 0,16 0,19 0,19 0,24
Табл. 2.3. Значения коэффициент оз теплоотдачи ограждений а,,
внутрен них поверхностей
Год ПОверлНОСТН
а3 , Ет/(м2.К)
• Внутренние поверхности стен, полов, гладких потолков и потолков с выступающими ребрами, отношение высоты которых h к расстоянию между ними а составляет /г/п^0,3 8,7
При потолках с выступающими ребрами, когда !i/a > 0,3 7,6
Табл. 2.4. Значения коэффизиенгоз тептэотдачи наружных поверхностей ограждений О.;
Род п -верхпсста
аг , Вг,(м=.К)
Поверхности наружных стен, покрытий и перекрытий над
проездами 23,3
Поверхности перекрытии над холодными подвалами, сооб-
щающимися с наружным воздухом 17,5
Поверхности чердачных перекрытий и перекрытий над нео-
тапливаемыми подвалами со световыми проемами в стенах 11,6
Поверхности перекрытий над неотапливаемыми подвалами
без световых проемов в степах, расположенных выше уровня
земли, и над неотапливаемыми техническими иодпошшми, расположенными ниже уровня земли 5,8
Если материал ограждающей конструкции неоднороден как в перпендикулярном, так и в параллельном тепловому потоку направлении, термическое сопротивление такого ограждения определяют следующим путем:
а) плоскостями, параллельными направлению теплового потока, ограждающая конструкция условно делится на характерные в теплотехническом отношении участки, состоящие из одного пли
(2.3)
нескольких слоев; термическое сопротивление ограждающей конструкции вычисляется по формуле
„ «i + fn+«iii + -° ZL+Z1L + I11L + Ri «п «ш
где Ri, Rti — термическое сопротивление отдельных участков конструкции, вычисленное по формуле (2.2); Fi, Fu — площади отдельных участков конструкции, м 2;
б) плоскостями, перпендикулярными к направлению теплового потока, ограждающая конструкция условно делится па слои, состоящие из одного или различных материалов; термическое сопротивление однородных слоев вычисляется по формуле (2.2), а неоднородных — по формуле (2.3); термическое сопротивление всей конструкции Re — сумма термических сопротивлений отдельных слоев.
Если величина Ra превышает величину Re пе более чем на 25%, то сопротивление теплопередаче ограждения вычисляют по формуле
Ra +
Ro ,-.1° ' ZE1.... (2.4)
□
Если величина Ra превышает величину Re более чем на 25 %, а также если ограждающая конструкция не является плоской (имеет выступы в плане), то термическое сопротивление последней следует определять на основании расчета температурного ноля (см. СНиП П-З—79).
Другие, более сложные случаи определения термического сопротивления ограждающих конструкций следует решать методами, излагаемыми в специальной литературе по строительной теплотехнике. 1
Величина сопротивления теплопередаче ограждающих конструкций должна быть не менее требуемого RTOP, определяемого из санитарно-гигиенических условий, и /%к, определяемого экономическими расчетами. Требуемое сопротивление теплопередаче в соответствии с санитарно-гигиеническими условиями определяют по формуле
(2-5)
пТ___\ В ‘и
Ло — “
«в
где /в — расчетная температура внутреннего воздуха, °C; ta— расчетная зимняя температура наружного воздуха, °C: для ограждении «большой инерционности» — средняя температура наиболее холодной пятидневки, для ограждений «средней инерционности» — среднее арифметическое из температуры наиболее холодной пятидневки и наиболее холодных суток, для ограждений «малой инерционности» — средняя температура наиболее холодных суток, для
! Ильинский В. М. Строительная теплофизика.— М., 1974; Богословский В. И. Тепловой режим здания.— М., 1979.
Табл. 2.5. Значения коэффициента п, учитывающего положение ограждений по отношению к наружному воздуху
Род ограждения п
Наружные стены и покрытия, перекрытия над проездами и чердачные (с кровлей из штучных материалов); перекрытия над холодными без ограждающих стенок подпольями в Северной строительно-климатической зоне 1
Перекрытия над холодными подвалами, сообщающимися с наружным воздухом, перекрытия чердачные (с кровлей из рулонных материалов); перекрытия над холодными с ограждающими стенками подпольями и холодными этажами в Северной строительно-климатической зоне 0,9
Перекрытия над неотапливаемыми подвалами со световыми
проемами в степах 0,75
Перекрытия над неотапливаемыми подвалами без стовых
проемов в стенах, расположенных выше уровня и 0,6
Перекрытия над неотапливаемыми технически .одполья-
ми, расположенными ниже уровня земли 0,4
«безынерционных» ограждающих конструкций — абсолютная минимальная температура; Д/н— нормативный перепад между температурой воздуха помещения и температурой внутренней поверхности ограждения, °C; п — коэффициент, зависящий от положения наружных поверхностей ограждений по отношению к наружному воздуху (табл. 2.5).
Нормативный перепад температур Д/н обусловливается санитарно-гигиеническими требованиями и для помещений жилых зданий, школ, больниц, поликлиник и детских учреждений должен приниматься: для наружных стен — 6 °C, для чердачных перекрытий и бесчердачных покрытий — 4 °C. Для помещений общественных и административных зданий, а также для вспомогательных зданий промышленных предприятий, не имеющих влажного и мокрого режима, Д/Н = 7°С для наружных стен и Д/Н = 5,5°С для чердачных перекрытий и бесчердачных покрытий.
В отапливаемых производственных помещениях промышленных зданий Д/н принимается в зависимости от расчетной относительной влажности внутреннего воздуха в пределах от 8 до 12°C для наружных степ и от 7 до 12 °C — для наружных покрытий. Для помещений, в которых не допускается конденсация влаги на внутренних поверхностях стен Atn = tB — tp, а для потолков Д/” = = 0,9 (/в—tp) (tp — точка росы внутреннего воздуха, °C).
Для полов жилых зданий, больниц, детских садов и яслей Д/н принимается равным +2 °C. В остальных общественных зданиях и производственных помещениях Д/Н = 2,5°С. Эта норма относится к постоянным рабочим местам, если на них не предусматриваются специальные мероприятия против охлаждения ног работающих.
Для внутренних ограждений требуемое сопротивление теплопередаче определяется только для случаев, когда разность температур по обе стороны ограждения более 10 °C.
Знаменатель в формуле (2.5) определяет мощность теплового потока через 1 м2 ограждающей конструкции. Для зданий различного назначения средняя мощность теплового потока через различные ограждения не должна превышать величин, приведенных в табл. 2.6.
Табл. 2.6. Средние по зданию значения теплового потока через отдельные
ограждающие конструкции
Средняя величина теплового потока, Вт/м*
Назначение зданий через вертикальные ограждения с учетом световых проемов через покрытия через перекрытия над подвалами и цокольным этажом
Жилые 70 35 17,4
Больни11?ы Поликлиники, детские ясл1 76 35 14
сады 76 35 17,4
Санатории, дома отдыха 76 41 17,4
Школы, профтехучилища НИИ, проектные организации, средние специальные и высшие 87 41 17,4
учебные заведения и др. Магазины, предприятия общественного питания и бытового об- 93 41 17,4
служивання, спортивные и др. 105 41 17,4
Табл. 2.7. Требуемое сопротивление теплопередаче заполнений световых прое-
МОВ ^о₽
Наименование зданий и сооружений , »С Д^Р, К.м’/Вт окна и балкон- . ные двери фонари
Больницы, поликлиники, детские ясли- Менее 25 0,17 0,16 сады, жилые здания и школы От 25 до 44 0,344 0,31 От 44 до 49 0,38 0,31 Общественные здания (кроме перечне- м°лее ™ 9’^1® О Ш ленных выше) и вспомогательные здания по 4Q п 41 промышленных предприятий с сухим ре- g0J1gg 4g У Q4g 0*31 Производственные здания с сухим или Менее 35 0,155 0,155 нормальным режимом От 35 до 49 0,31 0,31 Более 49 0,31 0,48 Производственные отапливаемые поме- Менее 30 0,155 0,155 щения с влажным и мокрым режимом Более 30 0,31 0,155 Производственные помещения с избыт- ками явного тепла не более 23,3 Вт/м3 и расчетной влажностью внутреннего воздуха не более 50 % Любые 0,155 0,155
Примечание. Требуемое сопротивление теплопередаче дверей (кроме балконных) п порот принимать не менее 60 % от Л^р Для стен.
Кроме стен, потолков и полов, нормируется также сопротивление теплопередаче заполнений световых проемов (окон, балконных дверей, фонарей) в зависимости от разности расчетных температур внутреннего и наружного воздуха (табл. 2.7). Данные о сопротивлении теплопередаче применяемых в строительстве заполнений световых проемов приведены в табл. 2.8.
Формула (2.5) предназначается для определения допустимого минимального сопротивления ограждающих конструкций. Величину Дор> определяемую по этой формуле, можно применять для расчета потерь тепла и в тех случаях, когда отсутствуют данные о конструкциях ограждений.
Теплотехнические расчеты, связанные с вопросами конденсации влаги на внутренних поверхностях ограждений и в толще их, а также вопросы защиты зданий от перегрева в летний период в южных районах страны и вопросы тсплоусвоепия поверхности полов следует при необходимости решать методами, подробно излагаемыми в курсе «Строительная теплофизика», и пользуясь соответствующими разделами главы СНиП II-3—79.
Табл. 2.8. Сопротивление теплопередаче для заполнений световых проемов (окна, балконные двери, фонари) Ro
Виды заполнения световых проемов | «() , К.м2/Вт
Одинарные переплеты (одинарное остекление) Двойные переплеты спаренные (двойное остекление) Двойные переплеты раздельные (двойное остекление) Тройные переплеты (одинарный 4-спаренный, тройное остекление) Блоки стеклянные пустотелые размерами 194x194x98 мм при ширине швов 6 мм То же, размерами 244x244x98 мм Двухслойные стеклопакеты в деревянных переплетах Двери стеклянные одинарные То же, двойные Наружные двери и ворота одинарные То же, двойные 0,17 0,344 0,38 0,516 0,31 0,33 0,344 0,155 0,27 0,215 0,43
Примечание. Величины /?0 даны для деревянных переплетов и коробок. При металлических и железобетонных переплетах данные следует уменьшить на 10%.
2.3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ ТЕПЛОПОТЕРЬ ПОМЕЩЕНИЙ
Основной тепловой поток из помещения наружу является суммой тепловых потоков через отдельные ограждающие конструкции, величина которых с округлением до 10 Вт определяется по формуле
q --- -5— ‘tB — ia К (2.6)
где F — расчетная площадь ограждения, м2; RQ — сопротивление теплопередаче ограждающей конструкции, К-м2/Вт; /в— расчет
ная температура воздуха внутри помещения, °C; tH — расчетная температура наружного воздуха для холодного периода года (параметр Б), °C; п—коэффициент, учитывающий положение наружной поверхности ограждающей конструкции по отношению к наружному воздуху (см. табл. 2.5).
Формулой (2.6) учитывается мощность теплового потока через ограждения при стабильных температурных условиях по обе стороны ограждения и стационарном тепловом потоке. Несмотря на постоянное изменение наружной температуры в течение суток, подсчет мощности теплового потока для некоторых стационарных условий благодаря инерционности и значительной аккумулирующей способности ограждений оказывается вполне достаточным и полностью оправдывается практикой эксплуатации отапливаемых зданий.
При пользовании формулой (2.6) сопротивления теплопередаче ограждающих конструкций принимают в соответствии с теплотехническими расчетами, а внутренние и наружные температуры — по действующим нормативам.
При определении расчетных площадей F ограждений, через которые теряется тепло, следует руководствоваться правилами их обмера, которые тоже в определенной степени условны. Общими правилами определения площадей ограждений являются следующие:
а) поверхности степ определяют по наружному обмеру отапливаемого объема здания или отдельных помещений в нем;
б) площади окопных и дверных проемов определяют по строительным размерам в свету;
в) площади полов и потолков определяют по внутренним размерам, включая площади, занятые внутренними стенами и перегородками.
Некоторая детализация общих правил обмера ограждений иллюстрируется рис. 2.1. Следует обратить внимание па определение высоты степ первого и верхнего этажей, особенно в случае бесчер-дачного покрытия. При наличии в таком покрытии воздушной вентилируемой прослойки последняя рассматривается как чердачное пространство.
Высоту стен одноэтажных зданий следует определять как для первого этажа с учетом требований по верхнему этажу.
Линейные размеры ограждений устанавливают с точностью до 0,1 м, а поверхности ограждений — с точностью до 0,1 м2.
Поправочный коэффициент п, которым учитывается положение наружной поверхности ограждающей конструкции по отношению к наружному воздуху, применяется в тех случаях, когда ограждение не подвергается непосредственному воздействию наружного воздуха. Его значения для имеющих место в практике случаев приведены в табл. 2.5. Для случаев, не предусмотренных табл. 2.5, а также при определении потерь тепла через перекрытия над неотапливаемыми подвалами и подпольями, наружные стены которых выступают более чем на 1 м над поверхностью земли, а также если в
подвалах или подпольях размещаются теплопроводы, температура воздуха в них определяется по балансу тепла, поступающего в помещение и теряемого через его ограждения. Коэффициент п при этом принимается равным единице. Аналогично, при необходимости, должна определяться температура воздуха в неотапливаемых помещениях, прилегающих к отапливаемым.
При неизвестной конструкции пола, когда невозможно решить вопрос о температуре в подвале путем составления и решения уравнений баланса тепла, величину теплового потока через 1 м2 пола
Рис. 2.1. Обмер площадей в плане и по высоте:
НС — наружная стена; Пл — пол; Пт — потолок; О —окна, двери; 1 — пол на грунте; 2— пол на лагах; 3 — пол над неотапливаемыми помещениями; 4 — бесчердачное покрытие
можно принимать по данным табл. 2.6 для зданий соответствующего назначения.
При расчете мощности тепловых потоков из помещений в жилых, общественных и вспомогательных зданиях и сооружениях промышленных предприятий (при высоте помещений до 4 м) в качестве расчетной температуры внутреннего воздуха для рабочей и обслуживаемой зоны принимается температура, устанавливаемая действующими нормами в соответствии с назначением помещений.
В производственных зданиях и помещениях, имеющих значительную высоту, изменение температуры по высоте, особенно в случае тсплопоступлений от технологического оборудования, является ощутимым, и температура под покрытием может значительно превышать нормируемую температуру в рабочей зоне. В этих слу
чаях для расчета потерь тепла ограждениями в пределах высоты до 4 м от пола и для полов в качестве внутренней температуры принимается температура воздуха в рабочей или обслуживаемой зоне; для покрытий и фонарей — температура воздуха под покрытием /в-з, а для ограждений, расположенных выше 4 м от пола,— средняя между температурами воздуха в верхней /в.з и рабочей или обслуживаемой /р.3 зонах помещения:
4 ^р.З. "Ь ^В.З
Гср ~ 2 •
Температуру воздуха в верхней зоне /в.3 при обогреве помещений сосредоточенными потоками воздуха следует принимать равной
ts.3 — ^р.з+ 3.
В других случаях значение Д.3 приближенно определяют по выражению
/В.з = ^р.з+Л (h 4),
где h — полная высота помещения, м; Д — температурный градиент, принимаемый для промышленных зданий в пределах от 0,5 до 1,2 К/м.
Для жилых, общественных и вспомогательных зданий при наличии в них отдельных помещений высотой более 4 м учитывается добавка на высоту помещения, о которой сказано в § 2.4.
Теплообмен через строительные ограждения между смежными отапливаемыми помещениями учитывается в тех случаях, когда разность внутренних температур этих помещений оказывается более 5 °C.
Расчетную разность температур для покрытий зданий без чердака с вентилируемой воздушной прослойкой следует принимать, как для зданий с чердаками. Воздушная прослойка при этом рассматривается как чердачное пространство, а находящаяся над ней конструкция — как кровля.
2.4. ДОБАВОЧНЫЕ ТЕПЛОПОТЕРИ
Кроме разности температур по обе стороны ограждения, являющейся основной причиной возникновения теплового потока изнутри помещений наружу, па величину этого потока оказывают влияние такие факторы, как ориентация здания по сторонам света, обдувание его ветром и др.
Возникающие дополнительные потери тепла принято учитывать введением установленных практикой добавок к основным тепло-потерям. Действующими нормативами (СНиП) установлена следующая классификация и величина добавок к основным теплопо-терям зданий любого назначения.
1. Добавка на ориентацию стен, дверей и световых проемов по сторонам света, относящаяся к потерям тепла всеми вертикаль-
нымн ограждениями и вертикальными проекциями наклонных ограждении зданий. Для ограждений, ориентированных на север, северо-восток, восток и северо-запад—10%. Для ограждений, ориентированных па юго-восток и запад,— 5 %.
При разработке типовых проектов добавочные теплопотери на ориентацию ограждений следует принимать в размере 8 %.
2. Добавка на врывание холодного воздуха через наружные двери, не оборудованные воздушными или воздушно-тепловыми завесами, при открывании их па короткие периоды времени; при i этажах принимается: 60г % —при тройных дверях с двумя тамбурами между ними; 80i % —при двойных дверях с тамбуром между ними и 65г % — при одинарной двери. Эта добавка относится к теплопотерям дверей и учитывает потребность в расходе тепла на подогрев врывающегося через открытые двери наружного воздуха.
Перечисленные добавки не учитываются, если двери являются летними или запасными.
В промышленных зданиях врывание холодного воздуха через ворота при открывании их в общей сложности не более чем на 15 мин в смену учитывается тем, что теплопотери через ворота утраиваются. При большом времени открытия ворот врывание холодного воздуха должно локализоваться путем устройства специальных воздушных завес или тамбуров.
3. Добавка к потерям тепла через наружные степы, двери и окна общественных зданий и вспомогательных помещений промышленных зданий и сооружений при наличии в этих помещениях двух или более наружных стен выражается величиной 5 %.
4. Добавка па высоту помещения. В жилых, общественных и вспомогательных зданиях для помещений высотой более 4 м расчетное значение теплопотерь помещения с включением всех добавок, кроме потерь па подогрев инфильтрующегося воздуха, следует увеличивать на 2 % па каждый метр высоты сверх 4 м. Общая величина этой добавки не должна превышать 15%. На лестничные клетки эта добавка не распространяется.
2.5. РАСХОД ТЕПЛА НА НАГРЕВАНИЕ ИНФИЛЬТРУЮЩЕГОСЯ ВОЗДУХА
В современных жилых зданиях из каждой жилой комнаты должно удаляться по 3 м3 воздуха на 1 м2 се площади. Удаляемый естественной вытяжной вентиляцией воздух возмещается поступлением холодного наружного воздуха в основном через неплотности оконных притворов и балконных дверей, а в панельных зданиях — еще и через стыковые соединения панелей.
Кроме естественного давления, возникающего вследствие разности плотностей теплового внутреннего и холодного наружного воздуха, проникновению холодного воздуха в помещения способствует переход у стен здания динамического давления ветра в статическое.
Для предупреждения охлаждения помещений поступающим че
рез неплотности заполнений световых проемов и стыков панелей наружным воздухом предусматривают подачу в помещения дополнительного количества тепла, обеспечивающего подогрев инфильтрующегося воздуха до требуемой температуры помещений.
В целях ограничения количества инфильтрующегося в помещения воздуха установлены нормативные величины воздухопроница-ния т11 (табл. 2.9), с помощью которых определяются допустимые сопротивления воздухопроницанию огражденных конструкций.
Сопротивление воздухопроницанию ограждающих конструкций (кроме заполнений световых проемов) должно быть не менее требуемого RlP.c (Па • м2 • ч/кг), определяемого по формуле
Ятирс=-#-, (2.7)
тк
где Др — разность давлений воздуха на наружной и внутренней поверхностях ограждающих конструкций, Па, определяемая по формуле
Др = 5,5 Я(р„ — рв ) + 0,3p„ V2; (2.8)
И — высота здания от поверхности земли до верха карниза, м; Рн, рв — массовая плотиост^ соответственно наружного и внутреннего воздуха, кг/м3, которую можно определять по формуле
с — максимальная из средних скоростей ветра по румбам за январь, повторяемость которых составляет 16 % и более, принимаемая в соответствии с главой СНиП по строительной климатологии п геофизике.
По значениям 7?„Рс проверяется конструкция ограждения, принятого по теплотехническим данным.
При определении сопротивления воздухопроницанию 7?и.с многослойной конструкции сопротивления воздухопроницанию отдельных слоев суммируются. Данные о величинах Rn некоторых мате-ппалов и конструкций приведены в приложении 9 главы СНиП j 1-3—79.
Сопротивление воздухопроницанию окон и балконных дверей жилых и общественных зданий RK 0 должно быть не меньше требуемого 7?иР0, определяемого по формуле
(2.10)
где т11 принимается по табл. 2.9, а Др для проверки выбранного в соответствии с табл. 2.8 типа заполнения светового проема подсчитывается по формуле (2.8).
Сопротивление воздухопроницанию принятого, исходя из расчетной разности температур (табл. 2.7), типа заполнения светового проема, которое дано в табл. 2.10, сопоставляется с найденным значе-
Табл. ‘2.9. Нормативное воздухопроницание т>‘ ограждающих конструкций зданий и сооружений
Ограждающие конструкции :пн< кг/(м2.ч)
Наружные стены, перекрытия и покрытия жилых, общественных и вспомогательных зданий и помещений промышленных предприятий 0,5
Наружные стены, перекрытия и покрытия производствен-
ных зданий 1
Входные двери в квартиры 1,5
Окна и балконные двери жилых и общественных зданий и вспомогательных зданий и помещений промышленных предприятий; двери и ворота производственных зданий 10
Примечание. Воздухопроницание стыков между панелями наружных стен жилых зданий должно быть не более 0,5 кг/(м2-ч).
Табл. 2.10. Сопротивление воздухопроницанию заполнений световых проемов /?и.о (окон, балконных дверей и фонарей) с деревянными переплетами и уплотнением прокладками из пенополиуретана
Заполнение световых проемов Количество уплотненных притворов заполнения Яи.О » (Па) 2/3 м2ч/кг
Одинарное остекление или двойное остекление в спа-ренных переплетах 1 2,55
Двойное остекление в раздельных переплетах 1 2,84
2 3,73
Тройное остекление в одинарном и спаренном переп- 1 2,94
летах 2 4,05
3 5,49
Примечания: 1. При металлических переплетах сопротивление воздухопроницанию принимать с коэффициентом 1,1.
2. Сопротивление воздухопроницанию балконных дверей принимать с коэффициентом 0,8.
3. Сопротивление воздухопроницанию заполнений светоаэрационных П-образных фонарей без уплотнения притворов принимать с коэффициентом 0,1.
4. Сопротивление воздухопроницанию заполнений окон без открывающихся створок принимать равным 9,8 (Па)2/3-м2.ч/кг (независимо от количества и материала переплетов и видов остекления), зенитных фонарей (с уплотненными сопряжениями элементов) —4,9 (Па)2/3 м2-^/кг.
нием /?иРо- В случае, если 7?и о < Rhp0, необходимо выбрать заполнение светового проема таким, чтобы R„.o^ RhPo-
Конструкция заполнений световых проемов окон и фонарей производственных зданий подбирается в соответствии с требуемым сопротивлением воздухопроницанию, приведенным в табл. 2.11.
Массу воздуха ток (кг/(м2-ч), поступающего в помещения жилых, общественных и вспомогательных зданий предприятий пу-
Табл. 2.11. Требуемое сопротивление воздухопроницанию окон и фонарей производственных зданий
/?тр • (Па)7з-м2.ч/кг и.о '
Производственные здания ОКОН зенитных фонарей светоаэрационных П-образ-ных фонарей (в закрытом положении)
Со значительными избытками явного
тепла (более 23,3 Вт /(м3-ч) 0,98 — 0,12
С незначительными избытками явного
тепла (23,3 Вт/(м3-ч) и менее) 2,45 3,43 0,245
С кондиционированием воздуха 3,43 3,43 —
тем инфильтрации через окна и балконные двери с учётом расположения их по высоте здания, определяют по формуле
где Др — разность давления воздуха у наружной и внутренней поверхностей наружных ограждений зданий, Па, определяемая по формуле
Ар = £'1(Я — Л) (рн — рв) + 0,05рн и2(Си — С3 )£] — (рв — рд),
(2-12)
где — ускорение свободного падения, м/с2; И — высота здания от поверхности земли до верха карниза, шахты или центра фонаря, м; h — высота от поверхности земли до центра рассматриваемого элемента ограждения или ограждающей конструкции (окна, стены, двери, вррота и др.), м; рн, рв — то же, что и в формуле (2.8); v — наибольшая скорость ветра, м/с, из средних скоростей ветра за январь по румбам северного направления (С, СВ, СЗ), принимаемая в соответствии с главой СНиП по строительной климатологии и геофизике; Сн, С3—аэродинамические коэффициенты соответственно для наветренной и заветренной поверхностей, принимаемые в соответствии с главой СНиП П-6—74 «Нагрузки и воздействия»; для вертикальных ограждений гражданских зданий при направлении ветра по нормали к ограждению следует принимать Сп=+0,8, С3=—0,6; k—коэффициент, учитывающий изменение скоростного давления в зависимости от высоты здания и типа местности, определяемой в соответствии с главой СНиП П-6—74 «Нагрузки н воздействия»; для зданий, строительство которых производится на территории городов, при 77= 10 м £ = 0,65; при // = 20 м £ = 0,9; для промежуточных высот зданий допустимо определять значение £ линейной интерполяцией; рв — давление воздуха в зданиях или помещениях, оборудованных системами вентиляции с механическим побуждением, Па; определяется из условия соблю-
дення равенства поступающего в здания и удаляемого из них воздуха в результате инфильтрации и эксфильтрации через ограждающие конструкции, рд — давление воздуха (плюс — подпор, минус — разрежение), определяемое на основе расчета дебаланса по притоку и вытяжке при системах вентиляции с механическим побуждением, Па.
При вычислении Лр для жилых и общественных зданий с естественной вытяжной вентиляцией следует учитывать потерю давления в вентиляционных системах рс (со знаком минус), определяемую по формуле
рс=^(//-/г)(рн-рв), (2.13)
в которой буквенные обозначения те же, что и в формуле (2.12), по рн принимается при tn= +5 °C.
Давление воздуха рд со знаком плюс учитывается только при постоянно действующем подпоре; для зданий с естественной вентиляцией следует принимать рв —рд = 0.
Для окон первого этажа здания значение ток, определенное по формуле (2.11), должно быть не более величины тн, приведенной в табл. 2.9.
Массу инфильтрующегося воздуха, поступающего через другие ограждения, определяют по формуле
где Лр — имеет то же значение, что и в формуле (2.11), и для каждого этажа определяется по формуле (2.12); /?и.с— сопротивление воздухопроницанию рассматриваемой конструкции, Па-м2-ч,'кг.
Мощность теплового потока ри (Вт), потребная для подогрева воздуха, поступающего вследствие инфильтрации в помещения жилых, общественных и вспомогательных зданий промышленных предприятий, определяют по формуле
ри = 0,28 [Лок^ок f Дж + —-^-дв-- W — Л,), (2.15)
где А ок, А „ — коэффициенты, учитывающие влияние второго теплового потока: для окон и балконных дверей с раздельными переплетами Док=0,8, а со спаренными переплетами Док=1, для других ограждающих конструкций Лк=0,6; F0K, F^—расчетная площадь окон и балконных дверей, м2; F—расчетная площадь других ограждающих конструкций, м2; тОк, tn — масса инфильтрующегося воздуха, кг/(м2-ч), определяемая по формулам (2.11) и (2.14); £н— температура наружного воздуха по параметру Б для холодного периода года, °C.
Расход тепла на подогреве инфильтрующегося воздуха, найденный по формуле (2.15), вызывается действием теплового и ветрового давлений.
Причиной инфильтрации может явиться и состояние дебаланса в помещении между нормируемыми величинами воздухообмена по притоку и вытяжке.
В жилых зданиях воздух, удаляемый вытяжной вентиляцией из жилых комнат, восполняется наружным воздухом, инфильтрующимся через неплотности ограждающих конструкций. Мощность теплового потока дв, потребная для нагревания инфильтрующегося воздуха, может быть определена по выражению
<7в = VH рв cFn (tB — tH А), (2.16)
где Ун—нормативный воздухообмен, м3/(м2 • ч): для жилых комнат V,, — 3 м3/(м2 • ч); рЕ —массовая плотность воздуха при температуре помещения, кг/м3; при /в='20С рв — 1,2 кг/м3; с — удельная теплоемкость воздуха, Дж/(кг • К); с = 1000 Дж/(кг • К); К — площадь рассматриваемой жилой комнаты, м2; /„А— температура наружного воздуха для холодного периода года при параметре А (расход тепла, определенный при параметре А, соответствует расходу при параметре Б,с учетом нормативного требования о сокращении воздухообмена при параметре Б).
Подставив в формулу (2.15) числовые значения VH, рв и с, получим удобное выражение для определения qB (Вт):
(/в —-/нА)Уп • (2.17)
В качестве расчетных добавочных потерь тепла на подогрев инфильтрующегося воздуха следует принимать большее из значений, получаемых по формулам (2.15) или (2.17).
В промышленных зданиях поступление инфильтрующегося воздуха происходит в основном через щели притворов окон, фонарей и ворот и зависит от длины и ширины щелей притворов, скорости ветра и разности плотностей наружного и внутреннего воздуха. Интенсивность инфильтрации иллюстрируется табл. 2.12, в которой приведено количество воздуха, проникающего в течение 1 ч через 1 м притвора.
В промышленных зданиях, не разделенных перегородками на отдельные помещения, инфильтрация воздуха учитывается только для проемов, расположенных с наветренной стороны.
Масса воздуха ти (кг/ч), поступающая ров, и тепловой поток qa (Вт), необходимый духа, определяются по формулам:
ти = ^(щ'М);
_ тис^ух-<н)
3600
где т' — масса воздуха, поступающая через
мости от расчетной скорости ветра, кг/(м-ч), (табл. 2.12); I — длина щелей притворов, м; а — поправочный коэффициент, принимаемый: для двойных переплетов окон и фонарей — 0,5, для ворот и дверей — 2; с — удельная теплоемкость воздуха, Дж/(кг-К); — температура’воздуха, уходящего из помещения, с учетом зоны, из которой удаляется воздух, °C; ta— расчетная зимняя температура наружного воздуха, °C.
через щели притво-для нагревания воз-
(2.18)
(2.19)
1 и щели в зависи-
Табл. 2.12. Масса воздуха, проникающая в течение 1 ч через 1 м притвора
Конструкция переплетов Масса проникающего воздуха /и’, кг/ч, при скорости ветра, м/с, до
I | 2 1 3 1 4 5
Металлические одинарные переплеты при ширине щели 1 мм 2,5 3,9 4,8 5,5 7,7
Деревянные одинарные переплеты при ширине щели 1,5 мм 5,6 9,1 11,2 12,6 17,5
При отсутствии необходимых данных для расчета массы инфильтрующегося воздуха в промышленных зданиях добавочные потери тепла на подогрев этого воздуха следует учитывать в размере 30 % от основных потерь тепла зданием или отдельными помещениями.
Подсчитанные для каждого помещения расходы тепла па нагревание инфильтрующегося воздуха должны добавляться к тепло-потерям этих помещений.
2.6. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТЕРЬ ТЕПЛА ЧЕРЕЗ ПОЛЫ, РАСПОЛОЖЕННЫЕ НА ГРУНТЕ, И СТЕНЫ, ЗАГЛУБЛЕННЫЕ
В ЗЕМЛЮ
Точное решение задачи по определению количества тепла, передаваемого от воздуха помещений наружному воздуху через конструкцию пола и слой грунта, являющегося основанием пола, весь* ма сложно, а доля потерь тепла через пол по сравнению с общими теплопотерями любого помещения невелика. Поэтому на практике
применяют упрощенный метод расчета.
Поверхность пола, начиная от внутренних граней наружных стен, делят на зоны, параллельные наружным стенам, шириной 2 м каждая (рис. 2.2). Ближайшая к наружной стене зона считается первой, последующие — второй и третьей, а остальная часть пола, вне зависимости от ее площади, считается четвертой зоной. Деление пола на зоны производится независимо от внутренней планировки помещений первого этажа. Количество зон, умещающихся на площади пола, зависит от размеров здания. В здании, изображенном на рис. 2.2, четвертая зона отсутствует.
Определение потерь тепла каждой зоны производят по форму
ле (2.6), в которой вместо величины действительного сопротивления теплопередаче принимают условную величину его, соответствующую условиям передачи тепла при полной расчетной разности температур. Площадь каждой зоны подсчитывают по фактическим размерам, а площадь первой зоны, примыкающей в пределах ее ширины к наружным углам и имеющей повышенные теплопотери, удваивается (участки с двойной штриховкой на рис. 2.2).
Для отдельных зон холодных (неутепленных) полов, т. е. полов, конструкции которых состоят из материалов, имеющих Х> >1,163 Вт/(м-К), установлены следующие величины сопротивлений теплопередаче (К-м2/Вт):
для 1-й зоны Дн.п = 2,15;
для 2-й зоны = 4,30;
для 3-й зоны Rn.n = 8,60;
для остальной площади пола = 14,2.
Если в конструкции полов имеются материалы, у которых Х< 1,163 Вт/(м-К), то такие полы считаются утепленными, и сопротивление теплопередаче для каждой зоны пола подсчитывается по формуле
Ру.п=Ри.п + (2-2°)
где бу.е и Zy.c — соответственно толщина, м, и коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К), материалов утепляющих слоев.
Сопротивление теплопередаче для каждой зоны пола, расположенного па лагах, определяется по формуле
7?л --о^Г^у.п- М8 (^••п + 2'V’)- (2’21)
Такой метод применяется и для подсчета теплопотерь наружными стенами, заглубленными в землю. Разбивку зон в этом случае начинают от уровня земли по внутренней поверхности подземной части стен и далее по полу (рис. 2.3). Величины сопротивления
Рис. 2.3. Отсчет зон при заглублении стен ниже уровня земли
теплопередаче подсчитываются по изложенному методу с учетом утепляющих слоев при наличии их в конструкции стен, заглубленных в землю.
2.7. УЧЕТ ДОПОЛНИТЕЛЬНЫХ ТЕПЛОПОСТУПЛЕНИЙ И РАСХОДОВ ТЕПЛА
Источниками дополнительных поступлений тепла в помещения могут быть: технологическое оборудование, остывающие материалы, люди и искусственное освещение.
Выделение тепла оборудованием учитывают обычно для тон рабочей смены, в которой этооборудование имеет минимальную загрузку.
Количество тепла, выделяющегося в помещение от нагретых поверхностей оборудования, принимается по данным технологов или подсчитывается по законам теплообмена раздельно для лучистого и конвективного тепла.
Ориентировочно тепловой поток q (Вт), поступающий от печей, определяется но формулам:
для печей, в которых используется твердое, жидкое пли газообразное топливо
q = (2-22)
для электрических печей
<7= 1000-WycT ат], (2.23)
где В — расход топлива, кг/с; Qp— низшая теплотворная способность топлива, Дж/кг; Ny„ — установочная мощность печей, кВт; а — тепло, выделяющееся в помещение в долях от Qp или N: для электрических печей а = 0,7, для остальных печей а = 0,4 . .. 0,6; т] — коэффициент, учитывающий одновременность работы установленных печей (принимается по данным технологов).
При устройстве над печами вытяжных зонтов тепловыделения в помещение учитываются только в размере 30 % от величин, получаемых по формулам (2.22) и (2.23).
Количество тепла (Вт), которое поступает в помещение от остывающих материалов или изделий, находящихся в твердом состоянии, определяют по формуле
где т — масса материала, кг; ств — средняя удельная теплоемкость материала (в пределах от t\ до ^), находящегося в твердом состоянии, Дж/(кг-К); /1, /2 — соответственно начальная и конечная температура материала, °C; z — время нахождения нагретого материала в помещении, с.
При остывании материалов, находящихся в расплавленном состоянии, необходимо учитывать теплоту фазового перехода, вы-
Табл. 2,13. Тепловыделения людьми в процессе работы
Характер работы Тепловыделения, Вт
явные скрытые
Тяжелая работа: литейные цехи 175 290
кузнечные цехи 175 175
Работа средней тяжести 145 116
Легкая работа 116 87
Умственная работа 82 64
Состояние покоя 70 46
Являющуюся при переходе их в твердое состояние. Так как процесс остывания материалов не является стационарным, то необходимо учитывать интенсивность выделения тепла по времени.
Мощность теплового потока, поступающего в помещение от электродвигателей машин и станков и источников искусственного освещения вследствие перехода электрической энергии в механическую, а затем и в тепловую, следует определять по выражению
<7= 1000-.VycT щ (2.25)
где Л/уст — установочная мощность электродвигателей или источников освещения, кВт; т] — коэффициент, учитывающий использование установочной мощности, величину и одновременность загрузки станков, величины механической энергии, переходящей в тепловую и оставшейся в помещении, и ряд других факторов.
Для ориентировочного определения теплопоступлепнй можно принимать: при работе станков без охлаждающей эмульсии т} = 0,25; при работе станков с применением охлаждающей эмульсии ц = 0,2; при наличии местных отсосов от станков т] = 0,15; для источников искусственного освещения т] = 1.
Величина теплопоступлений от людей зависит от интенсивности затрачиваемого ими труда и от микроклимата в помещении. Тепловыделения телом человека делят на явные, отдаваемые излучением и конвекцией и воздействующие на изменение температуры воздуха в помещении, и скрытые, затрачиваемые на испарение влаги с поверхности дыхательных путей и кожи. Величину тепловыделений людьми следует принимать по табл. 2.13.
Тепловыделения людьми не учитываются, если на одного работающего приходится более 50 м3 объема помещения.
В жилых зданиях учитывают общие бытовые тепловыделения (Вт), которые рекомендуется определять по выражению
<7б = 21Тп, (2.26)
где Тп — площадь рассматриваемого отапливаемого помещения, м2.
Тпбл. 2.14. Величина коэффициента Ь, учитывающего интенсивность поглощения тепла
Период нахождения материала в помещении, ч Коэффициент b
для несыпучих материалов и транспорта для сыпучих материалов
Первый 0,5 0,4
Второй 0,3 0,25
Третий 0,2 0.15
Величину бытовых тепловыделений, найденную по выражению (2.26), следует вычитать из теплопотерь соответствующих помещений.
Расход тепла па нагревание материалов qM (Вт) и транспорта <7тР (Вт) определяют по выражениям:
qM = mcb(tB — /м); (2.27)
q^=qb, (2.28)
где m — масса поступающих однородных материалов, кг/с; с — удельная теплоемкость этих материалов, Дж/(кг-К); b— коэффициент, учитывающий интенсивность поглощения тепла (табл. 2.14); tR— температура внутреннего воздуха помещения, °C; — темпе-
ратура поступающего материала, °C; q — общий расход тепла на нагрев транспорта от tM до t3, Вт; величина q зависит от вида транспорта и приводится в справочных материалах по проектированию. Температура материалов должна приниматься по данным технологов, а при отсутствии таких данных можно принимать: для металла и металлических изделий ZM=6i (температура холодной пятидневки); для других несыпучих материалов /M=^i+10°C, для сыпучих материалов (песок, руда, уголь) /м=/ц+15°С.
Полученные в результате расчетов величины прихода и расхода тепла по отдельным помещениям заносятся в ведомости, и определяется общая расчетная тепловая нагрузка отопительной установки для рассматриваемого жилого, общественного или промышленного здания, величина этой нагрузки является основой для всех последующих расчетов.
Суммарные теплопотери здания q, несмотря на то что в различных помещениях требуется'поддерживать разные температуры, могут быть условно отнесены к той внутренней температуре воздуха, которую имеет большинство помещений. Это удобно использовать в случаях, когда требуется знать величину потерь тепла зданием qx при любой заданной температуре наружного воздуха tx.
Действительно, так как размеры наружных ограждений и их сопротивление теплопередаче от расчетной разности температур не зависят, то, используя уравнение (2.6), можем записать:
С — С ^~Zx
откуда находим интересующую нас величину q^q~~- (2-29)
'в *н
2.8. УДЕЛЬНЫЙ РАСХОД ТЕПЛА НА ОТОПЛЕНИЕ. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТЕРЬ ТЕПЛА ПО КОНТРОЛЬНЫМ ПОКАЗАТЕЛЯМ
Общую величину потерь тепла q (Вт), отнесенную к 1 м2 общей площади здания Fo и определяемую выражением
<7уд = ~г~, (2-30)
1 о
называют удельным расходом тепла на отопление на 1 м2 общей площади здания (Вт/м2).
Величина qy:i, зависящая от этажности и формы здания в плане, является своеобразной оценкой теплотехнических и конструктивно-планировочных решений здания и поэтому для зданий одинакового назначения, но различных по планировке и габаритам, может иметь различные значения.
Примерные контрольные показатели для жилых и общественных зданий в зависимости от этажности здания и температуры наиболее холодной пятидневки приведены в приложении I. В этом же приложении даны указания по определению величины общей площади жилых и общественных зданий.
Значения qy:[ могут быть использованы для ориентировочного определения тепловых нагрузок тепловых пунктов зданий, потребности в топливе, материалах и для решения других народнохозяйственных задач. В этих случаях определение тепловой мощности теплового пункта жилого или общественного здания следует производить по формуле, вытекающей из выражения (2.30):
<7=1,1<7УДГо. (2.31)
Коэффициентом 1,1 в приведенной формуле учитываются неизбежные потери тепла при транспортировании его из теплового пункта к местам потребления и ряд других факторов, оказывающих влияние на потребность здания в тепле.
Возможность получения высокоэффективных и дешевых утеплителей для наружных ограждений и внедрение их в практику строительства может привести к созданию ограждений с повышенными теплозащитными качествами и уменьшению расходов тепла на отопление зданий. Поэтому показатель <?уд не является величиной постоянной и может изменяться для каждого этапа строительной практики.
2.9. ПРИМЕР ОПРЕДЕЛЕНИЯ ВЕЛИЧИНЫ ТЕПЛОВЫХ ПОТОКОВ, ИДУЩИХ ИЗ ПОМЕЩЕНИИ ЗДАНИЯ
Определим величину тепловых потоков, идущих из помещений квартиры, расположенной на первом этаже четырехэтажного жилого дома, предполагаемого к строительству в Минске (рис. 2.4). Расчетная температура для холодного
7050____________
0200 I /800 ,1050
Рис. 2.4. План помещении и разрез здания
к примеру расчета теплопотерь
периода года (параметр Б) ta = — 25 °C. Стены здания кирпичные па тяжелом растворе, толщиной два кирпича с двусторонней цементно- и известково-песчаной штукатуркой. Полы из линолеума по круглопустотпому настилу с утеплением, расположенному над неотапливаемым подвалом без световых проемов в стенах. Перегородки гипсобетоипые, толщиной 0,08 м. По данным СНиП П-А.6—72 «Строительная климатология и геофизика», максимальная из средних скоростей ветра по румбам, повторяемость которых в январе месяце составляет 16 % и более, для Минска выражается величиной 5,4 м/с, а наибольшая скорость ветра из средних за январь по румбам северного направления (С, СВ, СЗ) —4,8 м/с.
Учитывая, что в жилых зданиях влажностный режим является нормальным и район расположения здания находится в нормальной зоне по влажности, коэффициенты теплопроводности материалов принимаем для условий эксплуатации Б (см. табл. 1 и 2 приложения 2 СНиП П-3—79); для кирпичной кладки при р = — 1800 кг/м3 л=0,814 Вт/(м-К); для известково-песчаной штукатурки при р = = 1600 кг/м3 Х = 0,814 Вт/(м-К); для цементно-песчаной штукатурки при р = = 1800 кг/м3 Х=0,928 Вт/(м • К).
При этих данных сопротивление теплопередаче наружной стены,
*0 = Яв + Явн. шт+ Якл-|- Ян.шт+ R„ - 0,115+ +
U,ol4 и,014
0,015
+-------+ 0,043 -= 0,82 К м3/Вт,
0,928
что вполне соответствует требуемому сопротивлению теплопередаче
^ор= 187^~25) = 0.82 К • м2/Вт.
Проверку ограждений на теплоустойчивость не производим, так как среднемесячная температура июля для Минска составляет 17,8 °C, т. е. ниже температуры 21 "С, при которой такая проверка требуется.
В рассматриваемом примере не производим также проверку ограждения на экономически целесообразное сопротивление теплопередаче из условия обеспечения наименьших приведенных затрат, поскольку эти вопросы достаточно полно изучаются в курсе «Строительная теплофизика».
В соответствии с главой СНиПП-З—79 получаем сопротивление теплопередаче пола 7?пл = 1,48 К • м2/Вт при п = 0,6, сопротивление теплопередаче балконных дверей и окон с двойным остеклением в деревянных спаренных переплетах. (/в— tH =43 <44 °C) R0K = 0,344 К м2/Вт. Для таких окон сопротивление воздухопроницанию составляет 2,55 м3 • ч • (Па) /®/кг (см. табл. 2.5).
Перед расчетом мощности тепловых потоков каждому помещению присваивают номер. Обычно номера помещений первого этажа начинают с 101-го, второго с 201-го и т. д. Нумерацию помещений производят в направлении движения часовой стрелки. Лестничные клетки обозначают прописными буквами и мощности тепловых потоков через отдельные ограждения лестничных клеток суммируют как для одного помещения.
Расчет мощности тепловых потоков проводят по формуле (2.6), и данные расчета заносят в специальную ведомость (табл. 2.15). В этой ведомости наименования ограждений (графа 3) обозначают начальными буквами: наружная стена — НС, двойное окно — ДО и т; д. Данные об ориентации получают из генерального плана застройки, а размеры принимаются по строительным чертежам с точностью до 0,1 м.
Подсчет площадей наружных степ производится без вычета площади окоп, но в графе 7 из обратной величины сопротивления теплопередаче окна вычитается величина, обратная сопротивлению теплопередаче стены. В графу 8 заносится расчетная разность температур с учетом коэффициента п, если он применяется.
Величина мощности теплового потока, являющаяся произведением данных, внесенных в графы 6, 7 и 8, записывается в графу 9. Множитель, учитывающий добавочные теплопотери, заносится в графу 10, а величина его, если это требуется, расшифровывается в графе 12. В графу 11 заносится результат умножения данных, помещенных в графах 9 и 10.
Проверим соответствие действительного сопротивления воздухопроницанию принятых ограждений нормативному.
Сопротивление воздухопроницанию наружной стены должно быть не менее требуемого, определяемого по формуле (2.7).
Для рассматриваемого случая //=13,45+0,9=14,34 м;
353 353
Рн — ---Ц" = 1,42 кг/м3; р_ = ——------= 1,21 кг/м3.
н 273 — 25 ' 'в 273+ 18
Пользуясь формулой (2.8), определяем
Лр=5,5 • 14,35(1,42—1,21)+0,03 • 1,42 • 5,42 = 29 Па.
При нормативной воздухопроницаемости стен тн = 0,5 кг/(м2-ч) требуемое сопротивление воздухопроницанию наружной степы должно быть
29 /?вр = — - = 58 Па м2 ч/кг.
Действительное сопротивление воздухопроницанию кирпичной степы с двусторонней цементно- и известково-песчаной штукатуркой (принимая сопротивление воздухопроницанию элементов стены по приложению 9 СНиП П-3—79) будет /?и = 17,7+142,2 • 2=302,1 Па-м2-ч/кг, что значительно больше требуемого.
Требуемое сопротивление воздухопроницанию окон и балконных дверей должно быть
^тр 2 9 2/з = 0 945 (П 2/з м3
что также значительно меньше сопротивления принятых к расчету заполнений световых проемов.
Для выявления величины теплового потока, потребного для нагревания инфильтрационного воздуха, в данном примере определим разность давлений воздуха у наружной и внутренней Поверхностей окон по формуле (2.12). Для рассматриваемого случая //=14,35 м; /г = 2,4 м; рв = 1,21 кг/м3; рн= 1,42 кг/м3; гг = 4,8 м/с; Сн=+0,8; С3=—0,6; /г = 0,76 (по интерполяции): Л р=9,81[( 14,35 — -2,4) (1,42- 1,21) + 0,05 • 1,42 • 4,82(0,8- (-0,6) 0,76] = 41,7 Па.
Табл. 2.15. Ведомость расчета теплопотерь
№ Номер, назначение и площадь помещения, .м2 =с Наименование охлаждающей конструкции Ориентация Размеры F, м2 1 «о Вт/м2. К 'в“'Н, °C q', Вт Коэффициент, учитывающий добавки q, Вт Примечание
101, жилая 20 НС СЗ 4,40 x 3,10 13,6 1,22 45 745 1,1 820 ?6=2Ь16,1 = 16,1 ДО СЗ 1,8x1,3 2,34 2,91—1,22-= 45 180 1,1 200 338 Вт НС СВ 1,2x3,1 3,72 1,22 45 205 1,1 225 БД СВ 0,6x2,1 1,26 1,69 45 95 1,1 105 Пл — 3,95 x 4,28 16,9 0,65 45-0,6= 297 — 297 =27 </„=[(20-(-10)] 16,1= 483 2130—338=1792+139=1931 (см. 104) 102, жилая 20 НС СЗ 3,0x3,0 9,3 1,22 45 510 1,1 560 </6=21-12,1 = 12,1 ДО СЗ 0,8X1,3 1,04 1,69 45 80 1,1 90 254 Вт БД СЗ 0,6x2,1 1,26 1,69 45 95 1,1 105 НС СВ 5,31x3,1 16,5 1,22 45 906 1,1 996 НС ЮВ 1,05x3,1 3,25 1,22 45 180 1,05 190 Пл — 2,84x4,5 12,8 0,68 27 225 — 225 </„=[20 — (-10)1-12,1= • 363 2529—254=2275+200=2475 (см. 104) 103, кухня 15 НС СВ 3,8 X 3,1 11,8 1,22 40 575 1,1 630 </0=21-8,36= 8 36 ДО СВ 0,8X1,3 1,04 1,69 40 70 1,1 75 =176 Вт БД СВ 0,6X2,1 1,26 1,69 40 85 1,1 95 Пл — 4,0x2,35 9,4 0,65 40-0,6= 147 — 147 =24 1,26 </„=0,28-40[3,31 (1 ,О4+-о78-) 1 0,6 0,08(11,8—1,04— 1,26)] = = 102 1049—176 = 873 104, вспомо- 18 Пл — 4,0x2,85+ 43x0,6= гательные по- +1,63x3,5+ =25,8 мешения 13,1 +1,4 x 2,3 20,2 0,65 339 — 339 см. 101 и 102 Примечание. Инфильтрация воздуха через полы не учитывается вследствие ее незначительности (непрерывный бетонный цоколь и пол из линолеума по круглопустотному настилу имеют большое сопротивление воздухопроницанию).
Так как в здании имеется естественная вытяжная вентиляция, потери давления в которой при р+6=1,27 кг/м3 составляют (по формуле (2.13)
Рс = 9,81 (14,35-2,4) (1,42-1,27) = 17,58 Па,
то разность давлений по обе стороны ограждающих конструкций этажа
Др=41,7-17,58=24,12 Па.
Такую разность давлений будем принимать для всех ограждений первого этажа, так как величина H—h для стен и балконных дверей незначительно отличается от полученной величины и на результатах расчетов такое допущение практически не сказывается.
Количество инфильтрационного воздуха, поступающего через 1 м2 наружной степы, рассчитываем по формуле (2.14):
для окна
24,12
= чщ> 1 " °’08 кг/(м ' ч);
О\)£ , I
2/
94 19/3
кг/(м2-ч)-
Полученные величины тс и ток используются в дальнейшем при определении ри. Подсчет (/и для каждого помещения записывается последней строкой в ведомости расчета теплопотерь. При этом следует помнить, что масса воздуха, проникающая через балконные двери, на 25 % больше, чем для окон (см. примечание 2 к табл. 2.10). Это положение учтено в формуле (2.15) делением площади балконных дверей па 0,8.
Тепловой поток, потребный для подогрева инфильтрационного воздуха, поступающего в помещение 101 под воздействием теплового и ветрового давлений, выразится величиной (по формуле (2.15)
?и = 0,28 [ 20—(—25)] 3,31 [ 2,34 4-
1,26
0,8
+ 0,6 • 0,08 X
X (13,6 + 3,72 — 2,34— 1,26) - 171,6 Вт.
Определим по формуле (2.17) величину теплового потока, необходимого для подогрева инфильтрационного воздуха, поступающего в комнату 101 вследствие дебаланса, так как естественная вытяжка из квартиры не компенсируется организованным притоком воздуха.
Для Минска /н — — 10 С. Следовательно,
— [20— (— 10)]16,1 —483 Вт,
что больше теплового потока, найденного но формуле (2.15). Поэтому величину 483 Вт заносим в ведомость расчета теплопотерь.
Аналогичные расчеты для комнаты 102 показывают, что для подогрева воздуха, проникающего под воздействием теплового и ветрового давлений, мощность теплового потока должна быть 125 Вт, а для нагрева воздуха, поступающего вследствие дебалапса,
<jB=[20—(—10)]12,1 =363 Вт, что и учитываем при определении потерь тепла в этой комнате.
В помещении кухни учитываем расход тепла на подогрев инфильтрационного воздуха, поступающего только под действием теплового и ветрового давлений.
Бытовые тепловыделения для каждого помещения рассчитываются по формуле (2.25) и затем вычитаются из общей величины теплопотерь (см. графу 12 табл. 2.15).
Вспомогательные помещения квартиры, не имеющие наружных вертикальных ограждений, нумеруются общим номером, и для них подсчитываются тепло-потери на первом и верхнем этажах. Так как в этих помещениях отопительные
приборы, как правило, не устанавливаются, то их теплопотери относят к смежным жилым комнатам.
Как видно из ведомости расчета теплопотерь, по каждому помещению определяются итоговые теплопотери с учетом потерь тепла на подогрев инфильтрационного воздуха и бытовых тепловыделений. Итоговые теплопотери необходимо подсчитывать также по каждому этажу и зданию в целом. Конечным этапом расчета теплопотерь должно быть определение по формуле (2.30) удельного расхода тепла на отопление 1 м2 общей площади здания.
Вопросы для самопроверки
1. Каков физический смысл понятия «сопротивление теплопередаче»? Как записывается обозначение этой величины?
2. Как следует производить обмер ограждений для подсчета площади, через которую теряется тепло?
3. Чем вызвана необходимость учета добавочных теплопотерь? Перечислите виды добавочных теплопотерь.
4. Как определяется расход тепла на подогрев инфильтрационного воздуха?
5. Что необходимо знать для определения потерь тепла зданием по укрупненным показателям?
Глава 3 ТЕПЛОВЫЕ ПУНКТЫ ОТАПЛИВАЕМЫХ ЗДАНИЙ
3.1. НЕОБХОДИМОСТЬ СОЗДАНИЯ ТЕПЛОВЫХ ПУНКТОВ В ЗДАНИЯХ
Для снабжения зданий различного назначения теплом, необходимым для возмещения теплопотерь, применяют теплоносители разных параметров. Для обогрева жилых, общественных и школьных зданий, поликлиник, учреждений, музеев, библиотек и т. д. применяют воду с параметрами 95...70 °C — для двухтрубных и 105...70 °C — для однотрубных систем; для обогрева зданий больниц, детских и лечебных учреждений применяют воду с параметрами 85...65 °C. Для промышленных зданий и бытовых помещений при них, спортивных зданий, зрелищных предприятий, вокзалов, ресторанов допустимо применение воды с более высокими параметрами.
При централизованном теплоснабжении от ТЭЦ или от крупных районных котельных и при значительном удалении абонентов от этих тепловых центров доставка потребителям горячей воды приведенных выше параметров из-за больших объемов ее и связанных с этим больших затрат становится нерентабельной. Поэтому для доставки тепла потребителям применяют высокотемпературный теплоноситель — воду, нагретую до 150 °C. Для транзитных теплопроводов в ряде случаев применяют воду с температурой 180 °C, При наличии насыщенного пара его также используют для нужд отопления.
Системы отопления зданий, в которых допустимы высокие параметры теплоносителя, присоединяют к городским или районным 54
тепловым сетям с высокотемпературным теплоносителем непосредственно, без каких-либо дополнительных устройств.
Для зданий, требующих пониженных параметров теплоносителя, температура воды, доставляемая по тепловым сетям, понижается путем подмешивания к ней воды из обратных магистралей системы отопления (непосредственная схема присоединения), либо сетевую воду пропускают через специальные теплообменники, в которых вода системы нагревается до требуемой температуры. В теплообменниках вода системы отопления не смешивается с сетевой водой (независимая схема присоединения).
Для приготовления воды соответствующих параметров в зданиях приходится создавать тепловые пункты.
Системы отопления, в которых с помощью высокотемпературного теплоносителя получают теплоноситель, пригодный для системы отопления, называют комбинированными, и они могут быть водоводяными, пароводяными, водо- и паровоздушными. Название комбинированной системы показывает, какой теплоноситель является первичным или греющим, и какой вторичным, циркулирующим в системе отопления обогреваемого здания. Наиболее распространенными являются водоводяныс системы отопления жилых массивов наших городов, которые могут осуществляться по непосредственной или же по независимой схемам. Для пароводяных, паро- и водовоздушных систем отопления применяют только независимую схему с установкой теплообменников.
3.2. ПРИНЦИПИАЛЬНЫЕ СХЕМЫ УЗЛОВ ПРИСОЕДИНЕНИЯ И ИХ ОСНОВНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
Выбор схемы узла присоединения системы отопления здания к тепловым сетям зависит от давления в магистральных теплопроводах тепловых сетей в местах присоединения и от давления, которое допустимо для отопительных приборов, установленных в зданиях.
Наиболее распространенным является непосредственное присоединение системы отопления здания к тепловым сетям, осуществляемое в тех случаях, когда в месте присоединения имеется достаточная разность давлений для работы водоструйного элеватора (не менее 0,15 МПа) и когда давление в обратной магистрали сети не превышает давления, допустимого для отопительных приборов системы отопления здания (0,6 МПа) (рис. 3.1).
Высокотемпературная вода после задвижки 1, устанавливаемой на вводе, проходит грязевик 2 и попадает в водоструйный элеватор 3, в котором происходит подмешивание обратной воды из системы отопления. В выходном сечении элеватора давление должно быть достаточным для преодоления всех сопротивлений системы отопления. Обратная вода системы отопления (после отбора части ее элеватором) проходит грязевик 4, водомер 5, задвижку 6 и возвращается в сеть.
На теплопроводах теплового центра устанавливают термометры и манометры, а при необходимости — регулятор расхода и регулятор давления.
Элеватор, являющийся основным элементом узла непосредственного присоединения системы отопления к тепловым сетям высокотемпературным теплоносителем, может быть чугунным или стальным.
Рис. 3.1. Непосредственная схема присоединения системы отопления к тепловым сетям с высокотемпературным теплоносителем
Основными частями стального элеватора ВТИ-Мосэперго (рис. 3.2) являются сопло 1, камера всасывания 2, горловина 3 и диффузор 4. Высокотемпературный теплоноситель па выходе из
Рис. 3.2. Водоструйный стальной элеватор типа ВТИ-Мосэиерго: а — разрез элеватора; б — сопло элеватора
Табл. 3.1. Размеры стального водоструйного элеватора ВТИ-Мосэнерго, мм
Номер элеватора L Li ь2 "г d' У d" У L, А Б 6 dt &2 ds Диаметр резьбы
dB
1 425 90 НО 15 40 50 ПО 65 45 4 44 32 39 16,66 14,95
2 425 90 по 20 40 50 100 65 35 2 44 32 39 16,66 14,95
3 625 135 155 25 50 80 145 105 40 5 56 44 49 26,44 24,12
4 625 135 155 80 50 80 135 105 35 3 56 44 49 26,44 24,12
5 625 135 155 35 50 80 125 105 20 3 56 44 49 26,44 24,12
6 720 180 175 47 80 100 175 130 45 2 88 72 81 41,91 38,95
7 720 180 175 59 80 100 175 130 25 2 88 72 81 41,91 38,95
Примечание. Элеваторы
рассчитаны на ppag = 1,0 МПа.
сопла приобретает такую скорость, за счет которой давление в камере всасывания оказывается ниже давления в обратной магистрали системы отопления и некоторая часть обратной воды системы по патрубку 5 поступает в элеватор и в горловине смешивается с первичным теплоносителем. В диффузоре скорость движения смеси снижается, давление увеличивается и доводится до величины, необходимой для преодоления гидравлических сопротивлений системы отопления. . Некоторые данные представленного на рис. 3.2 элеватора приведены в табл. 3.1.
Следует отметить, что элеваторы, получившие широкое распространение благодаря своей простоте и безотказности в работе, обладают существенными недостатками, Они имеют очень низкий энергетический кпд (около 10 %) и практически неизменяемый коэффициент подмешивания. В ряде случаев, подробно рассматриваемых в курсе «Теплоснабжение», элеваторы заменяют подмешивающими насосами на перемычке, на подающем или обратном теплопроводах, что обеспечивает при наличии автоматики более гибкое эксплуатационное регулирование систем отопления, позволяет более рационально использовать давление на вводах и повышает гидравлическую устойчивость систем.
Если давление в обратных теплопроводах или статическое давление в тепловых сетях выше давления, допустимого для отопительных приборов систем отопления, применяют независимую схему присоединения. Такая схема необходима в особо ответственных зданиях (музеи, архивы, архитектурные памятники и др.). Независимая схема присоединения может применяться и в тех случаях, когда разности давления на вводе недостаточно для работы элеватора.
В узел присоединения по независимой схеме (рис. 3.3) включают скоростной водоподогреватсль 1, в котором вода системы отопления, перемещаемая насосом 3 (один насос резервный), подогревается до требуемой температуры. В остальном оборудование узла не отличается от изображенного на рис. 3.1, за исключением
того, что грязевик на обратном теплопроводе сетевой воды не устанавливается. Так как в независимой схеме гидравлическая связь между водой тепловой сети и водой системы отопления отсутствует, то в системе отопления обязательна установка расширительного бака 2.
Заполнение системы отопления водой в начальный период и подпитка ее в период эксплуатации производится деаэрированной
Рис. 3.3. Независимая схема присоединения системы отопления к тепловым сетям с высокотемпературным теплоносителем
водой из тепловой сети через обратную магистраль. При недостаточном давлении в тепловой сети на подпиточной линии 4 может устанавливаться насос. Для контроля расходуемой из тепловой сети воды на подпиточной линии необходимо устанавливать тепломер.
Присоединение с насосом на перемычке (рис. 3.4) используется
в том случае, когда для работы элеватора не хватает располагаемой разности давлений, а высота здания выходит за линию статического давления в системе теплоснабжения. При присоединении с насосом на перемычке на рводе предусматривается регулятор давления 3 на обратной трубе и обратный клапан 1 на подающей. Давление, которое должен создавать смесительный насос 2, определяется по наибольшему
Рис. 3.4. Схема узла присоединения с насо-
сом на перемычке
возможному перепаду давлений между подающим и обратным теплопроводами в узле, где устанавливается насос. Наличие грязевика на подающем теплопроводе при вводе от теплосети в тепловой пункт обязательно.
Узел присоединения пароводяных систем показан на рис. 3.5. Пар, идущий по трубе 1, проходит расходомер 2 и попадает в пароводяной теплообменник 3, где, передавая теплоту фазового превращения подогреваемой воде, конденсируется. Конденсат собирается
Рис. 3.5. Схема теплового центра пароводяной системы отопления
в конденсатный бак 5 и из пего насосом 6 возвращается на станцию. Количество возвращаемого конденсата регистрируется водомером 7. Вода системы отопления, перемещаемая по теплопроводам циркуляционным насосом 4, нагревается в теплообменнике 3 до требуемой температуры.
Узлы водо- и паровоздушных систем при подогреве воздуха в одном центре создаются по аналогичной схеме. В качестве теплообменников применяют калориферы. Если воздух необходимо подогревать в различных местах здания, то первичный теплоноситель — пар или высокотемпературную воду — подводят непосредственно к местам установки воздухоподогревателей.
Пароводяные подогреватели могут быть емкостными и скоростными.
Емкостный подогреватель (рис. 3.6) состоит из цилиндрического корпуса 4 с приваренными к нему сферическими днищами 2 и горловины 7, через которую в корпус вставляют змеевик 6 из стальных труб. На корпусе имеются патрубки для подвода подогреваемой воды и установки предохранительного клапана 5, а также штуцеры для установки термометра 3 и манометра 1. Емкостные подогреватели изготавливают объемом от 0,5 до 4 м3, с поверхностью нагрева змеевика от 0,5 до 5 м2. Такие подогреватели удобно применять в системах отопления с естественной циркуляцией.
Теплообмен в емкостном подогревателе происходит вследствие возникающих в воде конвективных токов. При таких условиях
коэффициент теплопередачи невелик и выражается величиной порядка 700...820 Вт/(м2-К).
Для получения большего теплосъема с единицы поверхности применяют скоростные пароводяные подогреватели, которые изготавливают односекционными, но двух- или четырехходовыми.
Корпуса водоводяных скоростных подогревателей изготавливают из стальных труб больших диаметров, внутрь которых встав-
ляют пакеты из латунных трубок, имеющих наружный диаметр 16 мм и толщину стенки 1 ...0,75 мм. При подогреве воды для систем отопления в таких подогревателях первичный теплоноситель пропускают по трубкам, а вторичный — по межтрубному пространству. В скоростных подогревателях осуществляется противоточное дви
ф Выход нагреваемой воды
Рис. 3.7. Трехсекциоппый скоростной водоводяной подогреватель
жение теплоносителей с большими скоростями и коэффициент теплопередачи может получать значение порядка 3500...4700 Вт/(м2-К).
Скоростные водоводяные подогреватели изготавливают отдельными секциями длиной 2 или 4 м. При необходимости подогреватели могут собираться из любого числа секций. Трехсекционный скоростной подогреватель показан па рис. 3.7.
При установке водоподогревателей необходимо предусматривать достаточное место для демонтажа трубчатых элементов в случае их замены или ремонта. В уникальных зданиях и зданиях особого назначения устанавливают два параллельно включенных подогревателя.
Некоторые технические данные о секциях подогревателей дапы в табл. 3.2.
Табл. 3.2. Технические данные секций водоводяных подогревателей по МВН-2052-62
Обознг.ченве Наружный и внутренний диаметры корпуса Di}/D]V мм Греющая поверхность одной секции, F м2 С J Число трубок п, шт. Площадь живого сечения Эквивалентный диаметр межтрубного пространства d , м
трубок %’ «2. межтрубного пространства, ^м.тр, м2
МВН-2052-22 57/50 0,77 4 0,00066 0,00116 0,0129
МВН-2052-24 70/64 1,35 7 0,00116 0,00181 0,0131
МВН-2052-26 89/82 2,32 12 0,00198 0,00287 0,0133
МВН-2052-28 114/106 3,66 19 0,00314 0,005 0,0155
МВН-2052-30 168/158 7,14 37 0,00612 0,0122 0,0198
МВН-2052-32 219/207 13,3 69 0,0114 0,0198 0,0192
МВ Н -2052-34 273/259 21,0 109 0,018 0,0308 0,0197
МВН-2052-36 325/309 29,1 151 0,025 0,0446 0,0208
Примечания: 1. Обозначения и поверхности нагрева относятся к секциям длиной^ 4080 мм.
2. Трубки латунные диаметром 16X1 по ГОСТ 494—69.
3.3. ПОДБОР ВОДОСТРУЙНЫХ ЭЛЕВАТОРОВ
При подборе водоструйных элеваторов находят коэффициент смешения и, показывающий отношение массы подмешиваемой (обратной) воды к массе высокотемпературной воды, поступающей в элеватор. Значение коэффициента смешения определяют из теплового баланса смешивающихся частей воды и выражают отношением разности температур:
где Тт — температура высокотемпературной воды, подводимой к водоструйному элеватору, °C; tT, t0 — соответственно температура горячей и обратной воды в системе отопления, °C.
Подбор элеватора начинают с определения диаметра горловины: если массу воды Gc, циркулирующую по системе отопления,
выразить в т/ч, а потерю давления в системе Дрс при пропуске этого расхода — в кПа, то диаметр горловины элеватора dT в мм находится по формуле
g°,5
dp = 15,5^Ь^' (3,2)
Полученное значение диаметра горловины является основанием для выбора номера стандартного элеватора с диаметром горловины, близким к найденному по формуле (3.2).
Диаметр сопла (мм) для подобранного таким образом элеватора следует определять, по приближенной зависимости.
d„
d. = (3-3)
При диаметре сопла, определенном по формуле (3.3), разность давлений в наружных теплопроводах па вводе в здание (кПа), обеспечивающую нормальную работу подобранного элеватора, определяют по выражению
От
ДРэл = 6,28 —j—,
“с
где GT — расход высокотемпературной воды, т/ч; dc— диаметр сопла, см.
После небольших преобразований с учетом рекомендаций, изложенных в пункте 7.26 главы СНиП П-36—73 «Тепловые сети», это выражение можно представить в виде
Дрэл = 1,5(1 + и)2Др0 , (3.4)
где Дрс — гидравлическое сопротивление системы отопления, кПа.
Однако при наличии на вводе в здание разности давлений несколько больше или меньше той, которая определяется формулой (3.4), систему отопления можно рассчитать на потерю давления с помощью выражения
<3-5)
где Дрт.с — разность давлений в городских магистральных теплопроводах в месте ввода в здание, кПа; Др — потеря давления на участке от места присоединения к городским теплопроводам до элеватора, кПа.
В связи с тем что диаметр труб, подводящих воду от тепловой сети к отдельным зданиям, не должен быть меньше Z)y25, то при необходимости гашения избытков давления на теплопроводах ввода следует устанавливать дроссельные шайбы, диаметр отверстия (мм) которых определяется по формуле
dm = 3,561 / , (3.6)
У Ризб
где G — масса теплоносителя, проходящая по участку, на котором
устанавливается шайба, кг/ч; ри.зб— давление, которое должна быть погашено шайбой, Па.
Шайбу с диаметром отверстия менее 4 мм устанавливать не рекомендуется.
Пример. Подобрать элеватор для системы отопления мощностью 200 кВт с параметрами воды /Г = 95°С и /о = 70°С. Температура воды в тепловой сети Тг — 150еС и Т'о = 70°С. Гидравлическое сопротивление системы 12 кПа.
Решение. По формуле (3.9) определяем массовый расход воды, который должен циркулировать по системе отопления:
Gc =
0,86 200 000 (95 — 70) 1000
- = 6,88 т/ч.
Коэффициент смешения
и — 1,15
150 — 95
95 — 70
= 2,53.
Потребный диаметр горловины находим по формуле (3.2):
dr = 15,5
6,880’5
12°’25
21,9 мм.
Найденный диаметр горловины дает основание выбрать для установки сталь. пой элеватор ВТИ-Мосэнерго № 3 с rfr = 25 мм (табл. 3.1). При коэффициенте смешения и = 2,53 сопло элеватора должно иметь диаметр
25 d«==’T+_2j3-=7’1MM-
Для нормальной работы подобранного элеватора разность давлений [[а вводе в здание определяется по формуле (3.4)
Дрэл= 1,5(1 +2.53)2 12 = 224,3 кПа.
При меньшей разности давлений на вводе, например 150 кПа, для возможности присоединения системы отопления по зависимой схеме, систему необходимо рассчитать на потерю давления:
150
ДРс = “Сба + г.бЗ)2" " + °’4 л₽* = 8’03 + °’4 кПа-
3.4. МЕТОД ПОДБОРА СКОРОСТНЫХ ВОДОВОДЯНЫХ ПОДОГРЕВАТЕЛЕЙ
Требуемая поверхность нагрева скоростных водоводяных подогревателей определяется из условия, что греющая высокотемпературная вода пропускается по трубкам, а подогреваемая вода системы отопления — по межтрубному пространству.
Для удобства дальнейших расчетов учтем, что плотность воды в системе отопления близка к 1000 кг/м3 или 1 т/м3, а это значит, что выражение расхода воды в т/ч равнозначно выражению расхода в м3/ч.
Потребную массу греющей воды (кг/с) можно определить по формуле
Q с(Тг-Т0)
G =
(3-7)
где Q — тепловая мощность рассматриваемой системы отопления, кДж/ч; с — удельная теплоемкость воды, равная 4,1868 кДж/(кг-К).
Отнеся расход теплоносителя к одному часу, выразив его в тоннах и учтя значение удельной теплоемкости воды, формулу (3.7) можно представить в виде
__ ____0,86?_____ /л о\
“ (Тр — То ) 1000 '
где GT — расход воды, т/ч; q — тепловая мощность системы отопления, Вт.
Расход воды в системе отопления (т/ч) определится по аналогичной формуле
& - <«)
где /г, to — соответственно температура горячей и обратной воды в системе отопления при наружной температуре, соответствующей параметру Б в холодный период, °C.
Предварительно выбирая подогреватель с внутренним диаметром корпуса DB (см. табл. 3.2), находим:
а) скорость греющей воды в трубках (м/с) _ GT
Vtp — 3600 • 0,785<ф ’ (3.10)
б) скорость воды, проходящей в межтрубном пространстве (м/с),
Q
&МТр ~ 3600 • 0,785 (D|—d2z )’ 11)
где dB— внутренний диаметр трубок, м; du—-наружный диаметр трубок, м; DB — внутренний диаметр корпуса подогревателя, м; z — число трубок в живом сечении подогревателя.
Для выравнивания скоростей теплоносителей как в трубках, так и в межтрубном пространстве, что приводит к увеличению коэффициента теплопередачи, меньшее количество воды следует пропускать по меньшему сечению, т. е. греющую воду следует пропускать по трубкам.
Коэффициент теплоотдачи (Вт/(м2-К) от греющей воды к стенкам трубок и от наружной поверхности трубок к нагреваемой воде следует определять по формуле
„0,8
а = (1630+ 2U— 0,04К2)-^2-. (3.12)
При определении коэффициента теплопередачи от греющей воды к стенкам трубок вместо t, v и d необходимо подставить сред-
нюю температуру греющей воды Тср=0,5 (Тг+Т0) (°C), скорость движения этой воды атр (м/с) и значение внутреннего диаметра трубок dB (м), а при определении коэффициента теплоотдачи. от трубок к подогреваемой воде, движущейся в межтрубном пространстве, соответственно /Ср = 0,5(/г+М,им.тр и d3KB — эквивалентный диаметр межтрубного пространства, который определяют из выражения
d ~ Dl- г<%
ЭКВ DB + zdn
(3.13)
Коэффициент теплопередачи от греющей воды через стенки трубок к подогреваемой воде допустимо определять по k --____________________________!______
R " 1 6 1 ’
“в + X + а„
При латунных трубках d = 16/14 мм — = 0,000011 X
Средняя логарифмическая разность температур при токе в подогревателе подсчитывается из выражения
А, (7г-/г)-(Т0-/0)
ZVCp-----------т . 9
* г 2,3 1g —---
Т —t 1 о *о в этом случае следует принимать /О = 65 °C.
При известных величинах k, q и Д/ср требуемую нагрева подогревателя в м2 находят по формуле
формуле
(3-14)
м2 • К/Вт.
противо-
(3.15)
поверхность
F - ------,
(3.16)
где ц — коэффициент, учитывающий отложение накипи и загрязнение трубок; для водоподогревателей систем отопления можно принимать ц=0,75...0,80.
Учитывая предварительный выбор подогревателя, проведенный в начале расчета, необходимо определить нужное количество секций подогревателя для обеспечения требуемой поверхности нагрева. Если для выбранного подогревателя поверхность нагрева одной секции составляет /с (м2), то необходимое количество секций
п-^Ц—. (3.17)
/с
При несоответствии ранее принятого подогревателя получающимся результатам следует принять иной подогреватель и прокорректировать расчеты по новым данным.
Потери давления в подогревателях складываются из потерь давления на трение и потерь давления в местных сопротивлениях.
3 А. К. Андреевский
65
Потери давления (кПа) внутри трубок подогревателей, имеющих длину секции 4 м,
Др-гр == 5,2 ц-ррЦ, (3.18)
где иТр — скорость греющей воды в трубках, определяемая по формуле (3.10), м/с; п—принятое к установке число секций подогревателя, шт.
Потерю давления в кПа в межтрубном пространстве следует определять из выражения
Арм.тр = 10,79 v^.-rpti. (3.19)
Пример. Система отопления, имеющая тепловую мощность 200 кВт, должна быть присоединена к тепловой сети по независимой схеме. Подобрать скоростной водоводяной теплообменник к данной системе. Параметры воды в системе отопления 95...70 °C, а воды в тепловой сети — 150...70 °C.
Решение. Определяем расходы первичного и вторичного теплоносителей:
GT
0,86 200 000
(150 — 70) • 1000
= 2,16 т/ч; Ос
0,86 200 000
(95 — 70) • 1000
= 6,88 т/ч.
Для установки в тепловом пункте здания предварительно по табл. 3.2 выбираем подогреватель МВН-2052-26, имеющий длину секции 4080 мм и суммарную площадь живого сечепия/12 трубок0,785 X d^x 12 = 0,00198 м2, а площадь межтрубного пространства — 0,785 (Ов— zd^) =0,00287 м2. Эквивалентный диаметр межтрубного пространства d3KB= 0,0133 м.
При таких данных
2,16 6,88
v =---------------------= 0,303 м/с; и.. __ =------------------= 0,666 м/с.
тр 3600 • 0,00198 м тр 3600 0,00278
Находим коэффициент теплоотдачи от греющей воды к стенкам трубок: Гср = 0,5(150+70) = 110 °C;
О.ЗОЗ0,8
ав = ( 1630 + 21-110 — 0,041 • 1102) 0 О14о,г = 3290 Вт/(м2 К).
При средней температуре подогреваемой воды /Ср = 0,5(95+70) =82,5°C 0,666°’8
ан =(1630 + 21 -82,5 — 0,041 82,52) оо133О,2 = 5275 Вт/(м2 • К).
Коэффициент теплопередачи
к = _------------------------
-------Ь 0,000011 + ——
3290 5275
= 1983 Вт/(м2 • К).
Средняя логарифмическая разность температур (15Q-95)-(70-65)
Д'ср - )5« -20188 С-
2131gT^
Потребная поверхность нагрева „ 200 000 „ , „
F =----------------------= 6,04 м2.
1983 • 20,88 • 0,8
Одна секция водоподогревателя МВН-2052-26 имеет поверхность нагрева /с = 2,32 м2. Требуемая поверхность нагрева может быть получена при установке числа секций
6,04 п =-------= 2,6 = 3 шт.
2,32
Потеря давления в трехсекционном водоподогревателе по первичной воде Дртр = 5,2 • 0,3032 3 = 1,43 кПа.
Потеря давления в межтрубном пространстве
ДРм.тр = Ю,79-0,6662 • 3 = 14,36 кПа.
3.5. ЦИРКУЛЯЦИОННЫЕ НАСОСЫ И ДРУГОЕ ВСПОМОГАТЕЛЬНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
Как видно из схем узлов присоединения (см. рис. 3.3. и 3.5), для перемещения воды по теплопроводам системы отопления необходимо применять насосы, которые при соответствующей производительности должны создавать давление, достаточное для преодоления гидравлических сопротивлений системы отопления и водоподогревателя.
500
Рис. 3.8. Диагональный насос типа ЦНИПС
Наиболее приемлемым для установки в домовых тепловых центрах является диагональный насос ЦНИПС-20 (рис. 3.8). Насос поставляется в комплекте с электродвигателем АОЛ Б 31-4 мощностью 0,27 кВт. Частота вращения электродвигателя — 1450 об/мин. Как видно из рис. 3.8, насос закрепляется непосредственно на теплопроводах, фундамента для его установки не требуется.
Зависимость между производительностью и давлением, развиваемым насосом, видна из характеристики, представленной на рис. 3.9.
Производительность насоса (м3/ч) определяют следующим об-
разом:
V °'86<?
~ Gr — to )Р ’
(3.20)
Рис.
3.9. Характеристика диагональных насосов типа ЦНИПС:
1 — ЦНИПС-20; 2 — ЦНИПС-10
где q — тепловая мощность системы отопления, Вт; р — массовая плотность воды, кг/м3; /г, to — соответственно температура горячей и обратной воды системы отопления, °C.
По требуемой производительности насоса определяют развиваемое им давление, которое должно быть полностью использовано на преодоление сопротивлений системы отопления и оборудования теплового узла. Для полного использования давления, развиваемого насосом, его следует подобрать по расходу воды в системе до расчета системы отопления, а располагаемая разность давлений для расчета системы отопления определяется по формуле
Д/?р=0,9Др11 —Дрм.тр+ + 0,4 (Дре.пр +ЛРтр) , (3-21)
где Дрп — давление, развиваемое насосом, кПа; Дрм.Тр — потеря
давления в водоподогревателе, кПа, определяемая по формуле (3.19); Дре.пр — естественное давление в системе отопления для расчетных условий (при /н.б), кПа; Дртр — естественное давление, возникающее при остывании теплоносителя в теплопроводах, кПа. При 0,4(Дре+ДрТр) ^0,1Дрн естественное давление в расчетах можно не учитывать.
Из формулы (3.21) следует, что 10 % давления, развиваемого насосом, оставлено для преодоления не учтенных при расчете потерь.
Обычно па обратном теплопроводе устанавливают два циркуляционных насоса, одни из которых резервный. При остановке работающего и автоматическом включении резервного насоса задвижки, устанавливаемые перед каждым насосом и после него, находятся в открытом состоянии. Чтобы не происходило перетекания воды через бездействующий насос, за каждым насосом должны устанавливаться обратные клапаны.
Мощность электродвигателя (кВт), потребная для обеспече-работы насоса, определяется по формуле
N ApH k
3600 1000пн Пп
Ун — объемная производительность насоса, м3/ч; Дрп —давле-развиваемое насосом, Па; тщ— кпд насоса; т]п— кпд передачи
НИЯ
(3.22)
где ние,
(если она имеется); k — коэффициент запаса мощности; при N< 1 кВт k — 2.
Выпускавшийся до настоящего времени насос ЦНИПС-20 с производства снимается. Взамен его следует использовать малошумный циркуляционный электронасос типа ЦВЦ, сконструированный для установки па трубах при помощи ниппельных или фланце-
Рис. 3.10. Грязевик Оргэиергостроя
вых соединений в зависимости от типоразмера. В системах отопления большой мощности могут применяться насосы типа ЦНШиК, для их установки необходимо строить отдельные фундаменты.
Для постоянной очистки воды системы отопления от взвешенных в ней частиц перед насосом следует устанавливать грязевик (рис. 3.10), который должен подбираться таким образом, чтобы скорость воды в его поперечном сечении не превышала 0,05 м/с.
При недостаточном давлении в тепловой сети для возможности наполнения теплопроводов системы отопления водой в начале отопительного периода и восполнения утечек воды в период эксплуатации в тепловом пункте устанавливают дополнительный подпиточный электронасос.
Определение размеров расширительного бака, который необходимо устанавливать в системе отопления в случае присоединения ее к тепловым сетям по независимой схеме, рассматривается ниже в гл. 5 и 6.
Пример. Подобрать циркуляционный насос и определить потребную мощность электродвигателя и располагаемую разность давлений для гидравлического расчета теплопроводов системы отопления, рассмотренной в примере § 3.4.
Р с ш е н и е. Исходя из решения предыдущего примера расход воды в системе отопления равен 6,88 т/ч или 6,88 м®/ч. Он обеспечивается работой насоса ЦНИПС-20, который, как это следует из характеристики насоса (рис. 3.9), при таком расходе будет создавать давление 24,1 кПа. Кпд насоса при этом 35 %.
Потеря давления в теплообменнике (см. пример из § 3.4) составляет 14.36 кПа. Следовательно, теплопроводы системы отопления должны быть рассчитаны на потерю давления в них:
Дрр=0,9 • 24,1 — 14,36+0,4Лре.пр = 7,33+0,4Лре.пр.
При определении потерь давления в системе отопления в их число должны быть включены потери в теплопроводах теплового пункта начиная от теплообменника.
Мощность электродвигателя иасоса
Электродвигатель, поставляемый вместе с насосом, вполне обеспечивает потребную мощность для циркуляции воды в системе.
Вопросы для самопроверки
1. Чем вызывается применение комбинированных систем отопления?
2. Начертите принципиальную схему водоструйного элеватора и объясните, как он работает и как подбирается.
3. Что называют коэффициентом смешения водоструйного элеватора и как его определить?
4. Что необходимо знать для правильного подбора водоподогревателей и каков метод подбора водоводяных подогревателей?
5. Как определяются производительность циркуляционного насоса системы отопления и потребная установочная мощность электродвигателя для насоса?
Глава 4
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ И СПОСОБЫ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА ТЕПЛОПРОВОДОВ СИСТЕМ ЦЕНТРАЛЬНОГО ВОДЯНОГО ОТОПЛЕНИЯ
4.1. ПОТЕРЯ ДАВЛЕНИЯ НА ПРЕОДОЛЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЙ ТРЕНИЯ ПО ДЛИНЕ ТЕПЛОПРОВОДОВ
Задачей гидравлического расчета теплопроводов систем отопления является выбор таких сечеиий теплопроводов для наиболее протяженного п нагруженного циркуляционного кольца или ветви системы, по которым, при располагаемой разности давлений в системе, обеспечивается пропуск заданного расхода теплоносителя.
Располагаемая разность давлений выражает собою ту энергию, которая при движении теплоносителя по трубам может быть израсходована на преодоление сопротивлений трения и местных сопротивлений.
Для определения потери давления Арг (Па) на преодоление сопротивлений трения на участке теплопровода пользуются извест* ной из курса гидравлики формулой Дарси-Вейсбаха
Арг=/-^---------р = /~т—Рд> (4.1)
“в А в
где X — коэффициент гидравлического трения — величина безразмерная; I — длина участка теплопровода, м; dB — внутренний диаметр теплопровода, м; v — скорость движения теплоносителя, м/с; р — плотность (объемная масса) теплоносителя, кг/м3.
Основной величиной, характеризующей потери давления на -преодоление сопротивлений трения, является коэффициент гидравлического трения X, значение которого зависит от характера движения теплоносителя и от шероховатости стенок теплопровода.
При современном представлении о движении жидкости в трубах различают четыре наиболее характерные области: область параллельно-струйчатого (ламинарного) течения в гладких трубах, область гидравлически гладких труб, переходную область и область гидравлически шероховатых труб. Три последние области относятся к устойчивому турбулентному режиму движения жидкости.
В технических сооружениях используют только шероховатые трубы. Однако в зависимости от соотношения между толщиной пограничного слоя, присущего любому характеру движения жидкости, и величиной выступов шероховатости и в технически шероховатых трубах все четыре области могут иметь место.
Шероховатые трубы при движении по ним жидкости, которое характеризуется числами Рейнольдса от 0 до 2320, по потерям на трение приравниваются к гладким трубам. Величина коэффициента гидравлического трения в этом случае зависит только от числа Рейнольдса и определяется по формуле Пуазейля
Re
В области шероховатых, но еще гидравлически гладких труб, когда выступы шероховатости полностью закрываются пограничным слоем и практически не оказывают влияния на потери, коэффициент гидравлического трения определяют по формуле Блазиуса . _ 0,3164
Re0-25 ’
Аналогичные результаты дает и формула Мурина: . _ 1.01
(lg Re)2,5 ’
В переходной области при турбулентном движении начинает сказываться влияние шероховатости, так как толщина пограничного слоя уменьшается и становится сравнимой с высотой отдельных выступов шероховатости. В этой области величина коэффициента гидравлического трения зависит и от числа Рейнольдса и от величины относительной шероховатости —, где k3— величина эквива-k3
лентной шероховатости (средняя высота выступов шероховатости, которая для теплопроводов систем отопления выражается величиной k3 — 0,2 мм).
На основе математической обработки исследований, проведенных Г. А. Муриным для труб диаметром до 200 мм, М. И. Кисейным и В. М. Зусмановичем предложена формула
. _ 0,343
К ~ /dB\0,125 0,17 ’
Н~ Re
хорошо согласующаяся с представлением о зависимости коэффициента гидравлического трения в переходной области как от вязкости жидкости, так и от относительной шероховатости труб при значениях Re^4000.
Для области гидравлически шероховатых труб величина коэффициента гидравлического трения определяется по формуле Ни-курадзе:
/ dn / г 2
(‘14+2М (1'74+21ет;)
Из приведенных формул для определения X в каждой из четырех областей не представляется сложным найти предельные значения чисел Рейнольдса, которыми характеризуется переход из одной области в другую, и тем самым определить пределы применения приведенных формул. Эти предельные числа получаются совместным решением двух уравнений для X смежных областей.
Имеющие место расходы и скорости движения теплоносителя в системах отопления показывают, что вся работа теплопроводов систем отопления находится в основном в переходной области, только частично затрагивается область гидравлически гладких и гидравлически шероховатых труб. Ламинарное движение в теплопроводах систем отопления почти невозможно вследствие наличия значительного количества местных сопротивлений и неодинаковой плотности теплоносителя по сечению теплопроводов, вызываемой односторонним или общим охлаждением труб, что неизбежно сказывается на турбулизации потока.
В результате обработки опытных данных, полученных во Всесоюзном теплотехническом институте, Б. Н. Лобаев предложил следующую формулу для определения значений коэффициента гидравлического трения в переходной области:
также дающую хорошее совпадение с данными опытов.
Заменив в этой формуле число Re его развернутым значением и используя уравнение непрерывности потока, Б. Н. Лобаев полу-
Табл. 4.1. Значения скоростей движения теплоносителей на границах переходной области
Скорость, м/с
Вода при /—80° С
Насыщенный пар при р= 0,105... 0,12 МПа
мм I Д--0.2 мм
4Э - 0,1 мм | 6э = 0,2ми
V1
Г'2
0,04
1,62
0,02
0,81
2,24
91
1.12
45,5
чил второе выражение для
А.=
коэффициента
1,42
гидравлического трения
(4-3)
жидкости и для опреде-
\ n3v/
из которого следует, что для конкретной ленного вида труб коэффициент гидравлического трения зависит только от расхода теплоносителя V(m3/c).
В качестве граничных условий переходной области, характеризующих пределы применимости формулы (4.2), Б. Н. Лобаевым предложены следующие зависимости:
для нижней границы Rex = 11 — и vt = 11—;
для верхней границы Re2 — 445— и а, 445—.
(4-4)
(4-5)
Эти выражения также с достаточной точностью отвечают опытным данным ВТИ (рис. 4.1). Пунктирная кривая на рисунке, представляющая собой графическое выражение уравнения (4.5), пересекает места плавного перехода прямых области гидравлически шероховатых труб в кривые, проходящие в переходной области.
В табл. 4.1 приведены значения средних скоростей теплоносителя на верхней и нижней границах переходной области для воды при / = 80°С и для пара низкого давления (р = 0,005...0,02 МПа). Реальные скорости движения воды и пара по теплопроводам систем отопления располагаются между граничными значениями скоростей, приведенных в табл. 4.1, а это еще раз указывает на то, что гидравлический расчет теплопроводов систем отопления необходимо проводить для условий движения воды или пара в переходной области.
Непосредственное использование формул (4.1) — (4.5) для выявления потерь давления в разветвленной сети теплопроводов требует большой затраты времени. Для облегчения и ускорения расчетов следует пользоваться специальными таблицами, в которых приводятся величины потерь давления на 1 м длины труб в зависимости от диаметра трубы и расхода теплоносителя. В расчетных таблицах всегда указываются принятая шероховатость труб и параметры теплоносителя. Для расчета систем отопления
необходимо пользоваться таблицами, в которых эквивалентная шероховатость k3 принята 0,2 мм (см. приложение IX). При составлении вышеуказанных таблиц учитывался характер движения жидкости и соответствующий ему коэффициент трения X.
Так как при расчете систем отопления основными отправными величинами являются тепловые нагрузки, т. е. величины тепловых потоков, которые необходимо доставлять тому или иному потреби-
Рис. 4.1. Зависимость X от числа Рейнольдса по данным ВТИ:
I — область гладких труб; II — переходная область; III — область гидравлических шероховатых труб
телю, то секундный расход теплоносителя (воды) G, доставляющего это тепло, определяется формулой
G =------?----,
С (Zr t0)
где q — тепловая нагрузка на участке теплопровода, Вт; с — удельная теплоемкость воды: с = 4186,8 Дж/(кг-К); tr, t0 — соответственно температура горячей и обратной воды в системе отопления, °C.
Секундный расход теплоносителя в системах водяного отопления является величиной весьма малой, и его при практических расчетах относят к одному часу. Расход теплоносителя (кг/ч) определяется по формуле
G . (4.6)
tr- С
По найденным часовым расходам теплоносителя с помощью таблиц определяют диаметр труб, скорости воды и потери давления.
В расчетах теплопроводов могут быть использованы таблицы, в которых потери давления на трение на 1 м длины выражены в
кгс/м2. При переводе в единицы СИ табличные значения R можно увеличивать в 10 раз. Допускаемая при этом ошибка не превышает 2 % в сторону запаса, который всегда необходим, так как при проектировании точное определение длины теплопроводов затруднительно и обычно замеры производят с точностью до 0,5 м.
Пример. Определить потери давления на трение в теплопроводе £>у32 мм длиной 7,5 м при тепловой нагрузке участка 5300 Вт. Параметры воды в системе 95...70 °C.
Решение. По формуле (4.6) определяем расход теплоносителя, проходящий по трубе:
Согласно приложению IX, при этом расходе (его определяем интерполированием), проходящем по трубе £>у32, потеря давления на преодоление сопротивлений трения на 1 м выражается величиной ^ = 1,44 Па/м. Скорость движения воды v = 0,05 м/с.
Потери давления на преодоление сопротивлений трения на заданном участке Rl= 1,44 -7,5= 10,8 Па.
4.2. ПОТЕРЯ ДАВЛЕНИЯ В МЕСТНЫХ СОПРОТИВЛЕНИЯХ
В системах отопления местными сопротивлениями являются арматура, фасонные части, изгибы теплопроводов, внезапное изменение площади сечения теплопроводов, вызывающее внезапное сужение или расширение потока, и другие элементы, при прохождении через которые жидкость затрачивает энергию. Потери давления в местных сопротивлениях, как и потери на трение, зависят от структуры потока, характеризуемой числом Рейнольдса. При этом влияние числа Рейнольдса особенно проявляется при малых его значениях.
При анализе влияния числа Рейнольдса на потерю давления в местных сопротивлениях различают такие же области, как и для трения, характеризующиеся своими законами гидравлических сопротивлений. Границы чисел Рейнольдса, которые определяют область применения того или иного из этих законов, устанавливаются для каждого местного сопротивления только экспериментально.
Потери давления в местных сопротивлениях Z (Па) определяются по выражению
2=2^д, (4.7)
где £ — коэффициент местного сопротивления; рл — динамическое давление потока жидкости, Па.
Как следует из формулы (4.7), коэффициент местного сопротивления показывает потерю давления, выраженную в долях динамического давления потока того участка, на котором эти сопротивления имеются или к которому они условно отнесены.
Все местные сопротивления делятся на две группы. К первой группе относятся местные сопротивления, до и после которых скорость потока не изменяется (муфты, повороты, краны и др.), ко
второй группе — такие, в которых происходит деление или слияние потоков (тройники, крестовины), и, следовательно, происходит изменение скорости потока. Потери в местных сопротивлениях второй группы относят обычно к тем участкам трубопровода, по которым проходит разделенный поток, т. е. к участкам с меньшим расходом.
При наличии на участке теплопровода нескольких местных сопротивлений коэффициенты этих сопротивлений суммируются.
Обычно значения £ определяют в условиях, когда к местному сопротивлению подходит успокоенный поток. При близких расстояниях между сопротивлениями значения £ для них могут изменяться в большую или в меньшую сторону, но закономерности изменения для таких случаев не установлены.
В практике расчетов систем отопления применяют значения коэффициентов местных сопротивлений, которые были установлены еще в начале развития и внедрения систем отопления. Несколько скорректированные значения коэффициентов местных сопротивлений приведены в приложениях V и VI. Использование этих коэффициентов облегчает расчеты, но приводит к некоторому завышению потерь давления и не всегда правильно ориентирует расчетчика относительно общих потерь давления на отдельных участках теплопроводов.
Исследованиями, проведенными в шестидесятые годы рядом авторов (Зусманович В. М., Татарчук Г. Т., Левин С. Р., Андреевский А. К.), получены более точные значения £ и убедительно доказана зависимость величины £ от скорости (особенно при малых скоростях движения жидкости) для первой группы сопротивлений и зависимость £ от соотношений диаметров и коэффициента затекания для второй группы местных сопротивлений. Коэффициентом затекания в случае слияния или деления потоков называют отношение массы воды, протекающей по рассматриваемому ответвлению, к общей массе воды, протекающей по сборному участку.
Уточненные и обобщенные значения £, полученные при иссле-
Табл. 4.2. Потерн на трение и в местных сопротивлениях в долях от общих потерь давления
Системы отопления Доля ПС на трение >терь х в местных сопротивлениях
Системы водяного отопления с естественной цирку-
ляцией воды 0,5 0,5
То же, с искусственной циркуляцией 0,65 0,35
Наружные теплопроводы районных систем водяного
отопления со средним расстоянием от источника тепло-
снабжения до 50 м 0,8 0 2
То же, при расстоянии 100 м и более 0,9 0,1
Паровые системы отопления низкого давления 0,65 0,35
То же, высокого давления 0,8 0,2
дованиях в Белорусском политехническом институте, и примеры пользования ими приведены в первом издании учебного пособия «Отопление».1 При использовании в расчетах уточненных значений £ распределение потоков отвечает расчетным предположениям и расход труб по массе уменьшается примерно на 5...7 %.
Вследствие значительной разветвленности и специфики прокладки теплопроводов систем отопления на преодоление местных сопротивлений затрачивается значительная часть располагаемого перепада давлений. Ориентировочные доли потерь давления на преодоление сопротивлений трения и в местных сопротивлениях иллюстрируются табл. 4.2.
4.3. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛОПРОВОДОВ СПОСОБОМ УДЕЛЬНЫХ ПОТЕРЬ НА ТРЕНИЕ
Рассчитать теплопровод на заданном участке — это значит подобрать такое его сечение, по которому при использовании располагаемого перепада давления будет обеспечен пропуск требуемой массы теплоносителя.
В разветвленных системах теплопроводов участком называют отрезок теплопровода, по которому проходит постоянная масса теплоносителя.
В большинстве случаев расчета систем отопления располагаемая разность давлений бывает задана. Эта разность давлений расходуется на преодоление сопротивлений трения и в местных сопротивлениях. Общая потеря давления па каком-либо из участков теплопровода с постоянным расходом [с учетом уравнений (4.1) и 4.7)] может быть записана в виде
Аруч = Rl + Z = /А рл + Нрд, (4.8)
«в
где — рд есть не что иное, как потеря давления на трение при
длине трубы 1 м, т. е. удельная потеря на трение R (Па/м).
Способ расчета теплопроводов по удельным потерям на трение заключается в раздельном определении потерь давления на трение и в местных сопротивлениях для каждого участка теплопровода. Приступать к расчету теплопровода можно после подготовки схемы к расчету, а это значит, что должны быть известны длины участков, требуемые расходы теплоносителя на участках и местные сопротивления.
Расчет по способу удельных потерь на трение начинают с определения ориентировочного среднего значения удельной потери на трение по выражению
(4.9)
где Дррасп — общая располагаемая разность давлений для расчета
1 Андреевский А. К- Отопление.— Минск, 1974.
теплопроводов, Па; а — коэффициент, учитывающий долю располагаемой разности давлений, используемую в расчетах: а=0,9; 10 % от располагаемого перепада давлений остается в запас на неучтенные потери; х — доля потерь на трение (см. табл. 4.2); 2/ — сумма длин рассчитываемых участков, для которых ДрРасп является располагаемой разностью давлений.
Найденная величина Rcp является приближенной, но весьма удобной для ориентирования в таблицах. При подборе диаметров труб для конкретных участков могут вводиться в расчет большие или меньшие конечные значения R.
Найдя в приложении IX полученное или близкое по величине значение R и двигаясь от него вправо, следует искать заданный расход теплоносителя (верхняя строка). Вертикальный столбец таблицы, в котором найдено значение требуемого расхода, укажет, какой диаметр трубы следует принять для рассматриваемого участка. Под каждым значением расхода в таблицах приведена скорость движения жидкости в трубе.
Произведение RI дает величину потерь на трение на участке, а по скорости в приложении III находят величину динамического давления и, умножая эту величину на (найденных после определения диаметра трубы участка), получают величину потерь давления в местных сопротивлениях Z. Складывая RI и Z, получают общую потерю давления на участке.
Для удобства ведения расчета все промежуточные и окончательные данные следует заносить в ведомость, форма которой приводится в гл. 5 (см. табл. 5.2). В специальной графе таблицы условными обозначениями показывают местные сопротивления, учтенные на рассчитываемом участке.
Более детальное описание и пример использования рассмотренного способа гидравлического расчета теплопроводов даны в гл. 5.
4.4. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛОПРОВОДОВ СПОСОБОМ ДИНАМИЧЕСКИХ ДАВЛЕНИЙ
Гидравлический расчет теплопроводов способом удельных потерь на трение хотя и раскрывает полностью физическую картину распределения гидравлических потерь в теплопроводах, но является достаточно трудоемким и кропотливым. Применение этого способа оправдывается в том случае, когда доли потерь на трение и в местных сопротивлениях примерно равны.
В ряде случаев более рациональным является расчет теплопроводов способом динамических давлений. Его сущность заключается в том, что потери давления по длине теплопроводов, т. е. потери на трение, заменяют равноценными им потерями в местных сопротивлениях. Это положение можно выразить уравнением Rl = Z3ayi или
I ~~ Рц — ?замрд> ОТКудЭ £зам — ~~ / «В «в
При такой замене потеря давления на расчетам участке определится уравнением
Друч= (£зам + 2£) рд = £прив Рд, (4-10)
где £Прив= (£зам + 2£) —приведенный коэффициент местного сопротивления участка, включающий в себя сумму коэффициентов фактических местных сопротивлений, имеющихся на участке, 2g, и коэффициент местного сопротивления, заменяющий потери на трение, £зам-
Некоторым недостатком этого способа является принятие коэффициента гидравлического трения X постоянным относительно скорости теплоносителя, независимо от того, что в системе водяного отопления скорости теплоносителя лежат в зоне переменных по числу Re значений коэффициентов гидравлического трения. Однако такое допущение оправдывается значительным упрощением расчетов, которые не выходят за пределы точности, допускаемой в инженерной практике.
Для определения величины £зам рекомендуется пользоваться значениями —, приведенными в приложениях VII и VIII.
d
Таблицы для расчета теплопроводов способом динамических давлений отличаются от приведенных в приложении IX. Значения для труб различных диаметров и соответствующих расходов следует определять по таблицам, приведенным в дополнительной литературе.1 Пользуясь таблицами, можно решать и обратную задачу: по рд и расходу определять диаметры теплопроводов участка.
4.5. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛОПРОВОДОВ СПОСОБОМ ПРИВЕДЕННЫХ ДЛИН
Расчеты теплопроводов способом приведенных длин удобно применять в тех случаях, когда основными потерями давления на рассчитываемых участках являются потери па трение, а потери в местных сопротивлениях заменяют равными по величине потерями на трение па некоторой длине теплопровода /зам, величину которой определяют из уравнения Z = RZ3aM
^ЛРя = /зам Рл, ав
Общая потеря давления на участке рассчитываемого теплопровода выражается уравнением
ДРуч = ~ (/ 4“ /зам) ~~ Ря = /пр/?, dB
где /Пр = / + /Зал — приведенная длина участка, включающая в себя
1 Андреевский А. К- Отопление.— Минск, 1974.
или
(4.И)
откуда
(4-12)
(4.13)
фактическую длину участка и некоторую условную длину /зам, ПОТС-pH давления в которой равны потерям в местных сопротивлениях на рассматриваемом участке, м;
—рл — удельная потеря на трение, Па/м. dB
Для расчета по способу приведенных длин используют специальные таблицы. Способ приведенных длин при практических расчетах систем отопления применения не находит. Он более приемлем для гидравлического расчета теплопроводов тепловых сетей.
4.6. ПОНЯТИЕ О ХАРАКТЕРИСТИКЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ И ПРОВОДИМОСТИ УЧАСТКА ТЕПЛОПРОВОДА
Потери давления на любом из участков теплопровода, как это следует их формулы (4.8), выражаются зависимостью
дРуч = /?z + z = /,-L/ + 2^4'p-
Введем в это уравнение величину часового расхода массы теплоносителя G (кг/ч), используя известное из гидравлики уравнение неразрывности, по которому
ndg
G = — црЗбОО. (4.14)
Тогда
Друч = /Л./ + У^ = X /+2ф2(
\ cL / ЗоОО л alp \ аа /
\ в / в* \ в /
16
2 • 36002л2^р
где А =
является величиной постоянной при допу
щении, что р = const. Значения А для применяемых в системах отопления труб приведены в приложениях VII и VIII.
Введем новое обозначение 5 = / + тогДа уравнение
\ dB ]
(4.15) примет вид
Друч = SG2.
(4.16)
Если с определенной степенью допущения, не влияющей на точность расчетов, принять X и для каждого участка постоянными, то S = const. В этом случае потеря давления на участке будет прямо пропорциональна квадрату расхода теплоносителя в нем, а величина S может быть названа характеристикой сопротивления участка.
Уравнение (4.16) дает возможность проследить изменение потерь давления на участке при переменных расходах теплоносителя. С геометрической точки зрения это уравнение представляет собой уравнение параболы с вершиной в начале координат. С определеп-80
ним допущением это уравнение выражает собою и характеристику любой разветвленной сети теплопроводов, в которой потери давления в местных сопротивлениях пропорциональны квадрату скорости движения жидкости.
С помощью уравнения (4.16) можно сравнительно просто решить вопрос о пропускной способности или проводимости участка в определенных условиях.
Известно, что при разделении потока жидкости на несколько параллельных потоков, сливающихся в итоге снова в общий поток, обязательно сохранение следующих зависимостей:
G06ni:= + G2 +... + Gn; (4.17)
Др1 = Др2 = ... = Дрп = Др, (4.18)
где индексы 1, 2, ..., п относятся к соответствующим параллельным участкам.
Из уравнения (4.16) получаем G =
V Ьруч
ГТ
. Введя в это урав-
некие обозначение
получим
1 О = —т=, Г s
G = о Г Др.
(4-19)
Из выражения (4.19) следует, что при Др = 1 Па G = ct, т. е. ст выражает собою расход теплоносителя на участке, вызывающий падение давления Др=1 Па. Величину ст называют проводимостью участка.
Используя уравнения (4.17) и (4.18), представим зависимость (4.19) в виде
О0бщ = стх V\рх 4- о2УДр2 4- ... 4- ст„ V \рп = Цст VЬр, откуда
V Ар = (4.20)
ZjU
.___ Q
Из (4.19) следует, что у Др =—, или [сообразуясь с уравнением (4-18)] z.— Gi Gz G„
I Ар — - — - ... (4.21)
Щ о-, ап
Следовательно,
"h = стх -~У m2 --- ст2 и т. д. (4.22)
Введение понятия о характеристике сопротивления и проводимости участка облегчает решение некоторых задач при расчете и анализе работы систем отопления. В частности, уравнение (4.22) позволяет сравнительно легко определять расходы в параллельных участках теплопроводов, если известны общий расход и проводимости отдельных участков.
4.7. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛОПРОВОДОВ ПО ХАРАКТЕРИСТИКАМ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Основной формулой для проведения гидравлического расчета теплопроводов по характеристикам сопротивления является формула (4.16)
Аруч = SG2, устанавливающая связь между потерей давления на участке теплопровода Друч (Па), часовым расходом теплоносителя G (кг/ч) и характеристикой сопротивления участка S [Па/(кг/ч)2]:
$ = = ^Snp. (4.23)
\ “в /
Выражение, заключенное в скобки в формуле (4.23), есть не что иное, как приведенный коэффициент местного сопротивления участка £ПР, определение которого требуется при проведении расчетов теплопроводов способом динамических давлений [см. формулу (4.Ю)].
Предварительное определение диаметров теплопроводов на отдельных участках систем отопления можно производить с учетом допустимой скорости движения теплоносителя или по характеристике сопротивления участка.
Рассмотрим первый случай. Если в выражении (4.14) для температуры 80° С, являющейся средней температурой при расчетных условиях, принять величину р = 972 кг/м3, то его можно привести к виду
— = 900 • 972 • 3,Шв= 2 746 872^, V
откуда следует, что для каждого диаметра теплопровода отношение — является величиной постоянной. Эти постоянные величины для V
применяемых труб приведены в табл. 4.3.
Используя отношение —, можно по величине расхода на v
участке заданного диаметра находить скорость теплоносителя, а при гидравлическом расчете теплопроводов по расходу и принимаемой скорости определять предварительно диаметр теплопровода.
В табл. 4.3 даны и максимально допустимые расходы теплоносителя по трубам, вычисленные исходя из предельных скоростей, устанавливаемых СНиП П-ЗЗ—75, с помощью которых также можно предварительно определять диаметр теплопроводов.
Во втором случае при известной разности давлений для расчета системы Дррасч находят /?ср по формуле (4.9) и по 7?ср определяют характеристику сопротивления участка, пользуясь выражением
р
Sy« = -F. (4.24)
°уч
Табл. 4.3. Значения величин — и GMaKC для теплопроводов систем V
отопления
гост К b 8^ <<в, ММ G кг/ч и м/с ^макс’ кг/ч при имакс гост £>v, мм ММ G кг/ч U м/с ^МЯКС» кг/ч при умакс
3262—75 10 12,6 425 630 10704—76 50 52 7500 11 250
15 15,7 690 820 8732—70 70 70 13 500 20 250
20 21,2 1250 1250 80 83 18 900 28 350
25 27,1 2000 2000 100 100 27 500 41 250
32 35,9 3500 3500 125 125 43 000 64 500
40 41,0 4650 4650 150 150 61 800 92 700
50 53,0 7800 И 700
70 67,5 12500 18 750
По найденному значению 5уд, используя приложения VII и VIII, в которых даны характеристики сопротивления 1 м трубопровода для каждого диаметра, выбирают соответствующий диаметр теплопровода участка.
Принятые диаметры труб дают возможность подсчитать приведенный коэффициент местного сопротивления для каждого участка, умножение которого на соответствующую величину удельного динамического давления позволяет получить характеристики сопротивления участков. По известным характеристикам сопротивления участков и расходам теплоносителя определяются потери давления на участках.
Если система отопления монтируется из унифицированных узлов, как это имеет место при монтаже однотрубных систем с П-образными стояками, то характеристики сопротивления отдельных узлов могут быть определены заранее и гидравлический расчет системы с применением описанного способа упрощается и оказывается весьма удобным.
При отсутствии данных о характеристиках сопротивления отдельных узлов их можно найти, пользуясь приложениями VII и VIII, в которых приведены характеристики сопротивления отдельных местных сопротивлений и труб. При этом следует помнить, что характеристики сопротивления последовательно расположенных на участке местных сопротивлений или местных сопротивлений, заменяющих потери по длине, суммируются.
При расчете последовательно соединяемых участков системы отопления общая характеристика сопротивления их всегда будет равна сумме характеристик сопротивлений отдельных участков
Si п = 51 + 524-... + 5п-1 + 5п,
а суммарная характеристика сопротивления двух параллельных
участков выражается величиной
5>-2' ' . 1 1....т~у
Для нахождения характеристики сопротивления стояка в целом суммируются характеристики сопротивления узлов и характеристики сопротивления прямых участков труб, соединенных последовательно с узлами:
Sct — S Sya 4~ S STp.
Расход теплоносителя (кг/ч) по каждому из параллельных участков определяется по формулам:
Gt _= --°общ=.-; G2 -=
^общ
где бобщ — масса теплоносителя, подводимая к точке разветвления параллельных участков.
Гидравлический расчет теплопроводов систем отопления по характеристикам сопротивления в настоящее время получил большое распространение вследствие своей простоты, а также потому, что для его проведения требуется малое количество вспомогательных материалов. Применение этого способа расчета показано при рассмотрении примеров гидравлического расчета теплопроводов различных систем отопления.
4.8. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛОПРОВОДОВ СПОСОБОМ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ ЕДИНИЦЫ РАСХОДА
Рассмотренные выше способы гидравлического расчета теплопроводов применимы для случаев, когда по заданным расходам и располагаемой разности давлений требуется определить диаметр теплопроводов на отдельных участках. Такие задачи рассматриваются при решении вопросов нового строительства. Однако в практике иногда требуется определение расходов на отдельных участках существующей сети при возможных изменениях ее путем дросселирования или полного выключения отдельных участков или абонентов.
Задачи подобного рода хорошо решаются способом перемещения единицы расхода, предложенного П. Н. Каменевым.
При этом должны быть известны диаметры участков рассматриваемой сети теплопроводов и приведенные длины участков.
В качестве единицы расхода может быть дринята любая масса воды. Для удобства расчетов единицу расхода следует принимать такой, при пропуске которой по трубопроводу получались бы небольшие удельные потери на трение. Обычно для труб от Ду15 до Оу40 в качестве единицы расхода принимается G = 100 кг/ч, а для труб £>у50 и более — G = 100 т/ч. Значение удельных потерь на трение в зависимости от выбранной единицы расхода можно найти в обычных расчетных таблицах (приложение IX).
Суть способа заключается в том, что на основании неоспоримого положения о равенстве потерь давления в параллельных
участках теплопровода определяются величины расхода жидкости, проходящей по этим участкам.
Рассмотрим сеть теплопроводов, представленную на рис. 4.2. При подходе единицы расхода к узлу а этот расход распределится таким образом, что по участку 1 пойдет расход рь а по участку 2 — остаток, т. е. 1 — Рь
Рис. 4.2. Схема теплопроводов к описанию гидравлического расчета методом перемещения единицы расхода
Если удельные потери на трение на участке 1 при пропуске по нему единицы расхода будут выражаться величиной то характеристика сопротивления участка Si может быть выражена величиной
Si = /?!?] пр>
а характеристика сопротивления участка 2 аналогично будет S2 = /?2^2 пр.
При разделении единицы расхода на Р[ и 1 —р; потери давления на рассматриваемых участках будут:
Ap^S.P? (4.25)
и Др2 = S2(l — рх)2. (4.26)
Так как участки 1 и 2 берут начало в точке а, т. е. включены параллельно, то Дра = Api = Арг или SiPi = S2(l— Pi)2, откуда
Si = /1 —РЛ2 s2 \ Pi / Следует обратить внимание, что значения р относятся к тому участку, характеристика сопротивления которого находится в числителе дроби.
Если обозначить отношение характеристик сопротивления н So через <?1, получим
откуда определяем
а затем, пользуясь уравнениями (4.25) и (4.26), определим давление в точке а:
\ра = \р! = StPi.
Прибавив к Аро величину характеристики сопротивления участка 3 S3=/?3Z3np, получим суммарную характеристику сопротивления рассмотренных участков, отнесенную к точке б:
5б = Дра + 53.
Теперь подведем единицу расхода в точке б и будем считать, что по участку 3 пойдет расход р3, а по участку 4 — расход 1 —р3.
Давление в точке б \рб = \р± или
S4 (1 - р3)2 = S6pl = (Ара + S3) Р23, откуда
ЛРа "Г Ss /1 — Рз\2 = Сз = к Рз / •
Из этого уравнения находят р3, а затем и 1 — р3.
Аналогичным образом решается вопрос относительно разделения единицы расхода в точке в на ₽3 и 1 — ₽3 и затем определяется давление в точке г. Так же производится определение соответствующих коэффициентов р и для сетей с большим количеством ответвлений.
Расход жидкости, имеющий место в начальном участке сети 7, распределяется по всем ее участкам пропорционально найденным коэффициентам р.
Кроме вспомогательных таблиц, составленных для различных способов гидравлического расчета теплопроводов и облегчающих их проведение, в технической литературе можно встретить номограммы, предназначенные для этой же цели. Расчет теплопроводов систем отопления производится и на электронно-вычислительных машинах, что широко практикуется в проектных организациях. Однако правильное использование ЭВМ. в проектной практике требует знания физических процессов, происходящих в системах отопления. Эти процессы рассматриваются в последующих главах пособия.
Вопросы для самопроверки
1. Какие задачи решаются при проведении гидравлического расчета теплопроводов систем отопления?
2. Какие области различаются при турбулентном режиме движения жидкости? Чем характерны эти области?
3. По какой зависимости определяют расчетный часовой расход массы теплоносителя?
4. Какими способами можно производить гидравлический расчет теплопроводов систем отопления и какова специфика каждого из этих способов?
Глава 5
ДВУХТРУБНЫЕ СИСТЕМЫ ВОДЯНОГО ОТОПЛЕНИЯ С ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ
5.1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЕСТЕСТВЕННОГО ДАВЛЕНИЯ, ДЕЙСТВУЮЩЕГО В ДВУХТРУБНЫХ СИСТЕМАХ водяного ОТОПЛЕНИЯ
Системы водяного отопления с естественной циркуляцией теплоносителя весьма удобны для отдельных небольших зданий, получающих тепло от собственной котельной. Радиус действия таких систем не превосходит 30 м. Эти системы надежны, бесшумны, просты в эксплуатации и не требуют затрат механической (или электрической) энергии для повседневной работы. К недостаткам систем следует отнести несколько повышенный расход металла и замедленный прогрев системы в период пуска.
Системы отопления с естественной циркуляцией теплоносителя допускаются (при соответствующем обосновании) для обогрева помещений в верхних зонах высотных зданий.
При естественной циркуляции наиболее целесообразно приме
нение верхней разводки горячих магистральных теплопроводов, которые при прокладке по чердаку должны изолироваться для предотвращения бесполезных потерь тепла. Нижняя разводка горячих теплопроводов применяется редко и в основном в тех случаях, когда отапливаемое здание имеет бесчердачное покрытие.
Причиной возникновения естественного давления в системах водяного отопления является свойство воды, как и всякого физического тела, изменять объем при изменении температуры. Величина коэффициента объемного расширения воды |3 не постоянна и зависит от температуры. При температуре 80 °C [J> 0,0006 К-1. Поэтому плотность (кг/м3) (объемная масса) единицы объема горячей воды всегда будет меньше плотности холодной воды (см. приложение II), а результатом этого является возникпове-
Рис. 5.1. Схема циркуляционного кольца системы водяного отопления с естественной циркуляцией
ние разности давлений, благодаря которой происходит движение воды в теплопроводах системы отопления.
Выясним, какие факторы, кроме температурных, влияют на величину естественного давления. Рассмотрим простейшую схему системы отопления, состоящую из нагревателя 1, отопительного прибора 3 и теплопроводов (рис. 5.1). Как и в любой системе отопления, обязательным элементом является расширительный бак 2, устанавливаемый в наивысшей точке системы и необходимый для вмещения прироста объема нагреваемой воды и удаления воздуха.
При рассмотрении представленной схемы, состоящей из одного циркуляционного кольца, делаем допущение, что остывание воды от температуры /г до t0 происходит только в отопительном приборе. Как в подающем, так и в обратном теплопроводах вода не остывает. Температуру воды в нагревателе и в приборе принимаем равной средней температуре горячей и охлажденной воды:
/ср _ tr -г to При плотпости ее рср _ Рг + Р° .
Для циркуляции воды в рассматриваемом замкнутом контуре необходимо наличие разности давлений по обе стороны какого-либо сечения. Выберем для этого сечение I—I и определим, имеется ли разность давлений по обе стороны его.
Вспомним, что гидростатическим давлением называют отношение силы к той площади, на которую она действует. Следовательно, па любое сечение, выбранное в теплопроводе, действует вес вертикального столба воды, равный массе воды, умноженной на гравитационное ускорение.
При высоте столба воды h н площади его поперечного сечения f масса воды m — hfp, а вес Р — hfpg. Давление, оказываемое стол-
Р бом воды па выбранное сечение, выразится величиной р = — = hpg.
Единицей давления является Паскаль (Па = Н/м2).
Так как в рассматриваемой нами схеме вода на отдельных участках теплопровода имеет разную плотность, то полное давление на сечение I—I выразится суммой давлений, создаваемых каждым из этих столбов воды.
Давление столба воды на сечение 1—1 справа
Рп = Ра + g (Ахр0 -г fhPo -i- h3p0 -I- /i4—-^-Po- + /г5Рг + ДвРг)> (5-1) где р&— атмосферное давление, действующее на поверхность воды в расширительном баке (сечение II — II).
Давление столба воды на сечение I — I слева
Рл = Ра -г g (йхРо -г h2 ~гуР° + h3pr + й4рг -I- й5рг -l йврг). (5.2)
Вычитая уравнение (5.2) из (5.1) и произведя элементарные преобразования, получим
ДРе -=рп — Рл -Из + yj Pog — (у -г Аз + у ! Prg.
Приняв, что /г3 4- ~ =• h, ~ gk (Ро ~~~ Рг)*
окончательно
находим Аре —
(5.3)
Рис. 5.2. Схема циркуляционных колец системы водяного отопления с естественной циркуляцией для многоэтажного здания
Из формулы (5.3) следует, что величина естественного давления равна расстоянию по вертикали от середины нагревателя до середины отопительного прибора, умноженному на гравитационное ускорение и на разность плотностей охлажденной и горячей воды. Атмосферное давление, высота расположения расширительного бака и удаление отопительного прибора от нагревателя по горизонтали не оказывают влияния па величину естественного давления.
При отсутствии непосредственно в здании нагревателя вводится понятие условного центра нагрева воды в системе. В этом случае расстояние по вертикали h принимается от середины отопительного прибора до оси обратного магистрального теплопровода системы.
В двухтрубной системе водяного отопления число циркуляционных колец равно числу отопительных приборов. Из рис. 5.2 следует, что в циркуляционном кольце, проходящем через прибор второго этажа, естественное давление будет больше, чем в кольце, проходящем через прибор первого этажа, па величину /z2g(p0 —Рг) и равно
Дре = hig (ро — Рг) +М(р<)-рг) =g(hi + + Л2) (ро —Рг), (5.4)
где hi — расстояние от середины нагревателя или от условного центра нагрева воды в системе до середины отопительного прибора первого этажа, м; hi— расстояние от середины отопительного прибора первого этажа до середины прибора второго этажа, м.
Для третьего этажа прирост естественного давления выразится величиной A3gr(p0 —рг), для четвертого — й4р-(р0 —рг) и т. д.
Определение естественного давления с точностью, допустимой для инженерных расчетов, может быть упрощено и сведено к оперированию несколькими легко запоминающимися цифрами.
Если правую часть формулы (5.4) умножить и разделить на значение перепада температур tr —10, действующего в системе, и ввести обозначение р -= ———, то получим
Дре = hg (/,. — t0) -=
(5.5)
Табл. 5.1. Значения 3 в зависимости от параметров теплоносителя
Параметры теплоносителя ф—<0, °C ₽, кг/(м’ К)
85.. .65 0,60
95.. ..70 0,64
105.. ..70 0,66
115.. ..70 0,68
130.. ..70 0,72
150.. ..70 0,76
где р — удельное изменение плотности воды при изменении ее температуры на один градус в пределах небольшого, но вполне определенного диапазона температур, кг/(м3-К).
Величину р в пределах небольшого и вполне определенного диапазона температур принимают постоянной и равной ее значению для средней температуры рассматриваемого диапазона. Значение для параметров теплоносителя, принимаемых в практике строительства, приводится в табл. 5.1, а для других случаев, которые могут встречаться при расчетах систем отопления, значения р можно, определять по графику, приведенному на рис. 5.3.
Пример. Определить величину естественного давления в циркуляционном кольце двухтрубной системы отопления при следующих данных: /Г = 95°С; t0 =
Рис. 5.3. График изменения Др в зависимости от температуры
Решение. В приложении II находим: р95=961, 92 кг/м3; р7о=977,81 кг/м3. Гравитационное ускорение g=9,81 м/с2.
По формуле (5.3) получим
Д Pe=ftg(p7o-P95) =3 • 9,81 (977,81-961,92) =467,6 Па.
По формуле (5.5)
A pa=hg ₽A/=3 • 9,81 • 0,64(95-70) =470,9 Па.
Расхождение между величинами А ре, полученными по формулам (5.3) и (5.5), составляет 3,3 Па (0,7 %), что, как будет видно в дальнейшем, практического значения при расчетах систем отопления не имеет.
5.2. ВЛИЯНИЕ ОХЛАЖДЕНИЯ ВОДЫ В ТЕПЛОПРОВОДАХ НА ЕСТЕСТВЕННОЕ ДАВЛЕНИЕ
При выводе формул для определения естественного давления сделано допущение, что горячая вода, двигаясь по теплопроводам системы, не охлаждается. В действительности она охлаждается, отдавая тепло в окружающую среду. Понижение температуры охлаждающейся в трубах воды и связанное с этим увеличение ее плотности неизбежно приводит к изменению естественного давления. С этим явлением приходится считаться при расчетах.
Для определения естественного давления с учетом охлаждения воды в трубах необходимо знать ее фактическую температуру в характерных узловых точках или среднюю температуру воды на участках. Эти данные могут быть получены только после выполнения теплового расчета теплопроводов. Однако для каждого случая проведение такого расчета является достаточно сложной задачей, так как должны быть известны диаметр труб и условия их прокладки, в то время как для определения диаметров теплопроводов нужно знать величину естественного давления.
Тепловой расчет в таких случаях производится только для систем квартирного отопления (см. гл. 10), а для практики пользуются данными ранее проведенных расчетов, которые систематизированы в таблицах и дают уже готовую величину добавочного давления от охлаждения воды в зависимости от этажности здания и протяженности системы (см. приложение IV). Дополнительное давление от охлаждения воды в трубах учитывается всегда только в системах с верхней разводкой при естественной циркуляции. Для систем с нижней разводкой практически допустимо не учитывать давление, возникающее от охлаждения воды в трубах вследствие незначительной его величины.
В системах с искусственной циркуляцией теплоносителя из-за перемещения по теплопроводам большого количества воды с большими скоростями понижение температуры воды оказывается сравнительно малым и поэтому становится малым добавочное давление от охлаждения воды в трубах.
Таким образом, для систем с естественной циркуляцией теплоносителя величину действующей в системе разности давлений всегда следует определять по выражению
АРцеш'.т — &Р е.пр + Д/^е. тр, (5.6)
где Аре. тр — дополнительное давление от охлаждения воды в трубах, Па.
5.3. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛОПРОВОДОВ СИСТЕМЫ ОТОПЛЕНИЯ С ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ, ВЕРХНЕЙ РАЗВОДКОЙ И ТУПИКОВЫМ ДВИЖЕНИЕМ ВОДЫ
В МАГИСТРАЛЯХ
Гидравлическому расчету любой системы отопления должна предшествовать определенная подготовительная работа, которая складывается из следующих этапов.
1. Подсчитываются теплопотери каждого отапливаемого помещения и в соответствии с принятой схемой системы отопления на планах этажей здания расставляются отопительные приборы и стояки (рис. 5.4).
Ст1 Cm2
Рис. 5.4. Элемент плана здания с разме-щением отопительных приборов и стояков
2. Сообразуясь с местом расположения теплового пункта и со схемой системы отопления, намечаются места прокладки магистралей на чердаке здания. Магистральные теплопроводы па чердаке при расположении их по периметру здания должны прокладываться с удалением от наружных стен примерно на 1,5 м (рис. 5.5). Разводящие магистрали целесообразно прокладывать по середине здания, когда ширина последнего меньше 10 м (рис. 5.6). При трассировке магистралей тупиковых систем необходимо стремиться, чтобы отдельные ветви системы имели примерно одинаковую тепловую нагрузку и небольшую протяженность. Для этого главный стояк желательно располагать в середине здания.
Прокладку обратных магистралей предусматривают в подвале, техническом подполье ил в подпольных каналах (рис. 5.7), размеры которых должны позволять удобное размещение и монтаж труб. Обратные магистрали веток должны объединять те же стояки, что и подающие магистрали.
Рис. 5.5. План подающих магистралей иа чердаке при ширине здания больше 10 м
Рис. 5.6. План подающих магистралей на чердаке при ширине здания меньше 10 м
Ст1 Cm2 Cm3 Ст4- Cm3 Стб
Рис. 5.7. План подпольных каналов и обратных магистралей
Каждому стояку присваивается определенный номер, а отдельные ветки системы обозначаются буквами.
3. Вычерчивается схема теплопроводов системы в аксонометрической проекции (допускается развернутая схема), на которой показываются все отопительные приборы и запорно-регулировочная арматура. Уклоны теплопроводов показываются стрелками с указанием их величины и направления. Часть такой схемы представлена па рис. 5.8.
4. На аксонометрической схеме, являющейся одновременно и рабочей расчетной схемой, проставляются тепловые нагрузки приборов и каждого участка теплопровода.
После такой подготовительной работы производят гидравлический расчет теплопроводов, для чего определяют циркуляционное кольцо, являющееся наиболее нагруженным и наиболее удаленным от главного стояка, т. е. находящееся в наиболее неблагоприятных
Рис. 5.8. Развернутая схема ветки тупиковой системы отопления с верхней разводкой подающих магистралей
условиях. Все участки этого циркуляционного кольца нумеруются, начиная с участка, идущего от теплового пункта или места ввода теплоносителя в здание и кончая участком теплопровода, по кото<-рому вода возвращается в тепловой пункт. Номера участков, их тепловую нагрузку и длины заносят в графы 1, 2 и 4 специальной таблицы гидравлического расчета теплопроводов (см. табл. 5.2).
Последовательность и порядок гидравлического расчета теплопроводов системы отопления с естественной циркуляцией теплоносителя при расчетных параметрах его 95...70 °C рассмотрим на конкретном примере. Расчет будем производить способом удельных потерь на трение, которым, как это было отмечено в гл. 4, при определении потерь па трение учитываются условия движения жидкости и соответствующие им X.
Пример. Для расчета принимаем схему (рис. 5.8), на которой нанесены тепловые нагрузки н длина для каждого участка, а номерами участков с 1-го по 13-й обозначено циркуляционное кольцо, находящееся в наиболее неблагоприятных условиях. Отопительные приборы присоединяются к стоякам напрямую без уток. Значения тепловых нагрузок участков и их длину заносим в расчетную таблицу. Пблная длина циркуляционного кольца 85 м.'
Расход воды для каждого участка определяем по формуле (4.6): для первого участка
0,86-80 500 „„„„
01 =“ 95 -70”= 2770 КГ/Ч;
для второго участка
0,86 40 330
°2 ~ 95 — 70
= 1387 кг/ч.
Аналогично находим расходы на каждом участке и заносим их в графу 3 табл. 5.2.
Принимая, что от магистралей, вводимых в тепловой пункт, до середины прибора первого этажа вертикальное расстояние составляет 3 м, естественное давление в выбранном циркуляционном кольце
А Ре.пр=3 • 9,82 • 0,64(95-70) =471 Па.
Определяем дополнительное давление от остывания воды в трубах. Горизонтальное протяжение системы около 25 м. Расстояние по горизонтали от главного стояка до стояка, рассматриваемого нами, 25 м. По приложению IV для двухэтажного здания находим Дре.тр = 150 Па. Следовательно, давление в циркуляционном кольце
А Рдей с т — А Ре. пр 4" А ре.тр —4714-150=621 Па.
Оставляя па неучтенные потери запас в размере 10%, величину располагаемой для расчета теплопроводов разности давлений получим равной Дрр=0,9-621 = = 559 Па.
Определим удельную потерю давления на трение R, которая поможет нам ориентироваться в таблицах для расчета теплопроводов. Применяя формулу (4.9) и учитывая, что доля потерь на треиие х=0,5 (см. табл. 4.2), получаем .
0,5 559
7? =----—----= 3,3 Па/м.
85
Пользуясь таблицами для расчета теплопроводов (см. приложение IX) н полученной величиной R, находим в таблицах величину расхода первого участка, равную 2770 кг/ч. Так как то^но такого значения в таблицах не встречаем, то, интерполируя, находим, что для пропуска этого расхода по трубе -Оу80 мм удельная потеря на трепне будет 3,7 Па/м прн скорости теплоносителя 0,146 м/с. Эти данные заносим в графы 5, 6 и 8 табл. 5.2.
Аналогичным образом поступаем со всеми участками н получаем значения диаметров труб для всех участков циркуляционного кольца. Проведенный подбор диаметров является предварительным.
Так как известны скорости теплоносителя на всех участках, то, пользуясь приложением III, заполняем графу 9 табл. 5.2. Значения рд для скоростей, точных значений которых в таблице нет, получаем интерполяцией.
Следующий этап расчета — выявление местных сопротивлений на участках и определение коэффициентов местных сопротивлений для них.
Имеющиеся на участках местные сопротивления, учтенные при расчете, следует заносить в графу 13 табл. 5.2 условными обозначениями. При этом следует помнить, что местные сопротивления в узловых точках относятся к тем участкам, по которым идут меньшие расходы теплоносителя (имеют меньшие тепловые нагрузки).
Для первого участка учитываем следующие местные сопротивления:
задвижка параллельная Ру>50 мм
отвод 90° при Ьу>50 мм
£=0,3
2£=0,8
Местным сопротивлением второго участка будет тройник на повороте £=1,5.
На третьем участке:
тройник на повороте £=1,5
кран пробковый Ду40 £=1,5
2£=3,0
Аналогично учитываем местные сопротивления для последующих участков. Учтенные местные сопротивления показаны условными обозначениями в графе 13 табл. 5.2.
Как было отмечено в § 4.2, значения коэффициентов местных сопротивлений являются величинами, зависящими либо от скорости воды, либо от соотношений диаметров ствола и прохода или ствола п ответвления, и от величины коэффициента затекания. При решении настоящего примера пользуемся усредненными значениями £, которые даны в приложениях V н VI.
Попутно рассмотрим вопрос о месте расположения кранов двойной регулировки, устанавливаемых у отопительных приборов в целях регулирования их теплоотдачи.
Обычно эти краны устанавливаются иа горячей подводке. Однако при таком расположении крана регулирование теплоотдачи отопительного прибора осуществлено быть не может, так как даже при полном закрытии крана циркуляция теплоносителя будет происходить через нижнюю обратную подводку и отопительный прибор будет в достаточной мере снабжаться водой из обратного стояка.
При установке крана на нижней обратной подводке можно достичь регулирования теплоотдачи прибора вплоть до полного его отключения. Но даже н в этом случае циркуляция воды будет происходить через верхнюю подводку, и верх отопительного прибора, хотя и в незначительной степени, но прогреется. Поэтому для обеспечения возможности регулирования теплоотдачи радиаторов запорно-регулировочную арматуру следует устанавливать на нижней подводке радиатора вне зависимости от того, будет эта подводка горячей или обратной.
После определения коэффициентов местных сопротивлений по участкам находят величину потерь давления в местных сопротивлениях, суммарные потери давления на участках н в целом по циркуляционному кольцу. В результате этих расчетов в табл. 5.2 оказываются заполненными все графы.
Общая потеря давления в циркуляционном кольце оказалась равной 547,8 Па, т. е. потеря давления в кольце меньше располагаемого перепада давления на 11,2 Па, нлн на 2,0 %.
Такой результат получается не всегда. Зачастую оказывается, что потерн давления в кольце бывают значительно больше или меньше располагаемого давления. В этих случаях следует изменить диаметр теплопровода на одном илн нескольких участках и путем таких изменений всегда можно достичь требуемого результата, который должен выражаться зависимостью
АРр.пот—S (l?/-f-Z) ц.к«
Подводки к отопительному прибору, присоединенному параллельно с прибором рассмотренного циркуляционного кольца, принимаем такими же, как и на участках 7 и 8, гак как тепловые нагрузки одинаковы.
Для окончания расчета теплопроводов стояка 6 рассмотрим циркуляционное кольцо через отопительный прибор второго этажа.
Естественное давление для прибора второго этажа, середина которого расположена на 6 м выше точки отсчета, выразится значением
Др”пр = 6 1 9>8 • 0,64 (95 — 70) — 942 Па.
Добавочная разность давления от остывания воды в трубах будет такая же, как и для первого этажа,— горизонтальное протяжение системы и расстояние от главного стояка те же. Следовательно, Дре.тр=150 Па и располагаемая разность давлений для расчета рассматриваемого циркуляционного кольца выразится величиной
Д Рдейст = Д Ре-пр + Д Ре-тр = 9424-150= 1092 Па.
Располагаемая разность давлений с учетом запаса в 10 % на неучтенные потери
Д рр = 0,9 • 1092=984 Па.
В циркуляционное кольцо прибора второго этажа входят участки с 1 по 5, затем идут участки 14, 15, 16 и участки с 9 по 13. Диаметры труб участков /—5 и 9—13 определены, н потерн давления в них известны. В этом циркуляционном кольце требуется определить только диаметры участков 14, 15 и 16.
Располагаемая разность давлений для расчета этих участков определится разностью между располагаемым перепадом давления для расчета всего кольца н суммарной потерей давления в теплопроводах рассчитанных участков.
Это положение можно записать уравнением вида
Д Рр14—16 — (Rl + Z)l4-16 = &pp-(Rl + Z)l—5 9-13-
Подставляя в уравнение цифровые величины, получим
(RI+Z) 14-16=984-489,0=495,0 Па.
Располагаемую разность давлений для расчета участков 14, 15 и 16 можно найти иным путем. Интересующие нас участки включены в системе отопления параллельно с уже рассчитанными участками 6, 7 и 8, а значит, и потеря давления в них должна быть равна потере давления на участках 6, 7 и 8, которая выражается величиной 58,8 Па.
Вследствие того что прибор второго этажа расположен на 3 м выше прибора первого этажа, в циркуляционном кольце прибора второго этажа располагаемая разность давлений увеличится па естественное давление, соответствующее этой высоте, т. е. на величину (с учетом запаса 10 %)
ДР'е.пр = 3 • 9>81 ' °>64 ' 25 • °>9 = 424 Па> которую тоже надо погасить на этих участках.
Следовательно, располагаемая разность давлений для расчета участков 14, 15 и 16 может быть определена по выражению
bpf14-16 + Z)6_8 + Дре.пр = 58,8 + 424 = 482,8 Па.
Значение &pvi4—i6 н принимаем для расчета участков 14, 15 и 16.
Величина R для рассматриваемых участков 0,5 • 482,8 ,
7? =------—-----= 24,2 Па/м.
Расчет этих участков приведен в табл. 5.2. В итоге расчета имеем, что при указанных в таблице диаметрах теплопроводов потеря давления на участках 14, 15 н 16 составляет 310,1 Па, т. е. затраченное давление меньше располагаемой разности давлений на 172,7 Па. Эта невязка устраняется в период пуска и наладки системы крапом двойной регулировки, устанавливаемым у прибора.
Переходим к расчету стояка 5.
Рассмотрим циркуляционное кольцо через прибор первого этажа, в которое входят участки с 1 но 4, с 17 по 21 и с 10 по 13.
Естественное давление для циркуляционных колец приборов первого этажа подсчитано ранее: 471 Па. Дополнительное давление от охлаждения воды в трубах с учетом горизонтального расстояния от стояка 5 до главного стояка Дре тр = = 100 Па.
Разность давлений, которой располагаем для расчета коаьца, с учетом запаса па неучтенные потерн
Дрр= (471+ 100)0,9 = 514 Па.
Так как участки 1—4 и 10—13 рассчитаны, то остающийся для расчета участков 17—21 перепад давлений выразится величиной
дРр/7_21 ~ &Рр — (Rl + Z)j_ю—13 = 514 — 390 = 124 Па.
4 А. К. Андреевский
97
Табл. 5.2. Гидравлический расчет теплопроводов
Номер участка <7, Вт G, кг/ч Z, м Dv. ММ Я, Па/м Щ, Па V, м/с Рд, па 2g Z, Па RI-IZ, Па Примечание
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
Расчет циркуляционного кольца отопительного прибора первого этажа стояка 6; Дрр = 559 Па
1 80 500 2770 14 80 3,7 51,8 0,146 10,5 0,8 8,4 60,2 ixiH
2 40 330 1387 4 70 3,0 12,0 0,11 5,98 5,0 29,9 41,9 1г
3 20 330 699 5 50 2,6 13,0 0,092 4,3 6,5 28,0 41,0
4 14 950 514 7 40 5,1 35,7 0,109 5,1 0,3 1,5 37,2
5 9120 314 11 32 4,1 48,4 0,086 3,7 0,9 3,3 51,7
6 4400 151 3 25 4,5 13,5 0,074 2,8 2,8 7,8 21,3 14е ?
7 2200 76 3,5 20 3,4 11,9 0,06 1,77 2,7 4,8 16,7
8 2200 76 3,5 20 3,4 11,9 0,06 1,77 5,0 8,9 20,8
9 9120 314 9 32 4,4 39,6 0,086 3,7 2,4 8,9 48,5 IF
10 14 950 514 7 40 5,1 35,7 0,109 5,1 1,2 6,1 41,8 ♦и
> 1 2 1 з | 4 | 5 1 в 1 7 । 8 1 9 1 ю 1 11 1 12 | 13
11 20 330 699 5 40 9,5 47,5 0,148 10,8 4,5 49,6 96,1
12 40 330 1387 6 70 3,0 • 18,0 0,11 5,98 3,0 18,0 36,0 —
13 80 500 2770 7 80 3,7 25,9 0,147 10,9 0,8 8,7 34,6 547,8 [Ж1<
Стояк 6; прибор второго этажа; Дрр—482,8 Па
14 2360 81 3,5 15 22 77 0,119 6,95 4,6 32,0 109,0 +гП
15 2360 81 3,5 15 22 77 0,119 6,95 7,0 48,7 125,7
16 4720 162 3 20 16 48 0,126 7,83 3,5 27,4 75,4 310,1 Н-J
Стояк 5, : прибор первого этажа; Дрр=124 Па
17 5830 200,8 4 25 8,0 32 0,097 4,6 5,5 25,3 57,3
18 2570 88 3 25 1,5 4,5 0,04 0,8 3,8 3,0 7,5 1-4- Ь
1 1 2 1 3 1 4 ' 1 5 1 6 1 7 1 8 1 * 1 10 1 ” 1 12 | 13
19 1410 48,5 1 15 7,0 7,0 0,069 2,4 3,1 7,4 14,4 ЬлО
20 1410 48,5 1 15 7,0 7,0 0,069 2,4 7,0 16,4 23,8
21 5830 200,8 1 15 8,0 8,0 0,097 4,6 2,1 9,7 17,7 120,7
Стояк 5; прибор второго этажа; &рр ,=474,2 Па
22 1980 68 1 15 15 15 0,101 5,0 4,6 23,0 38,0
23 1980 68 1 15 15 15 0,101 5,0 7,0 35,0 50,0
24 3260 112 3 15 40 120 0,164 13,2 5,0 66,0 186,0 274,0 ♦+ J
Стояк 4; прибор первого этажа; Ьрр = 204,2 Па
25 5380 185 4 20 20 80 0,142 9,9 6,0 59,4 139,4
26 2350 81 3 20 3,7 П,1 0,063 4,8 3,5 6,3 17,4 14- S
Окончание табл. 5.2
I 1 1 3 1 4 1 5 1 6 1 1 7 1 8 1 9 1 ‘° 1 11 1 12 1 13
27 1250 43 1 15 5,8 5,8 0,061 1,8 3,1 5,6 11,4 If-LI
28 1250 43 1 15 5,8 5,8 0,061 1,8 7,0 12,6 18,4 НН
29 5380 185 1 25 7,0 7,0 0,09 4,0 2,1 8,4 15,4 202,0
Стояк 4; прибор второго этажа; Дрр = 473,4 Па
30 1750 60 1 15 11,0 11,0 0,09 4,0 4,6 18,4 39,4 +л
31 1750 60 1 15 11,0 11,0 0,09 4,0 7,0 28,0 39,0
32 3030 104 3 15 37,0 111 0,156 12,0 5,0 60,0 171,0 249,4
Удельная потеря на трение
„ 0,5 • 124
R = —io-
= 6 Па/м.
Руководствуясь величиной /?, по таблицам подбираем диаметры участков.
Полный расчет участков 17—21 приведен в табл. 5.2. Потеря давления на этих участках составляет 120,7 Па, что меньше располагаемой разности давления на 3,3 Па. Уточнения расчета не требуется.
Переходим к расчету циркуляционного кольца через прибор второго этажа этого же стояка.
Располагаемая разность давлений для кольца прибора второго этажа, сообразуясь с подсчетами, проведенными для прибора второго этажа стояка 6,
Дрр= (942+100) -0,9=938 Па.
В рассматриваемом кольце, состоящем из участков 1—4, 17, 22, 23, 24, 21, 10—13, потери давления на участках 1—4, 17, 21 и 10—13 известны и равны 463,8 Па. Следовательно, на участках 22, 23 и 24 должно быть погашено давление Дрр = 938-463,8=474,2 Па.
Как видно из расчетной табл. 5.2, при принятых на этих участках минимальных диаметрах труб D^15 потери на трех участках составляют всего лишь 274,0 Па. Остаток давления, равный 474,7 — 274 = 200,2 Па, необходимо гасить краном двойной регулировки или использовать трубы Ру 10.
Так как отопительные приборы стояка 5 присоединены параллельно рассмотренным и имеют меньшие нагрузки, то подводки к ним следует делать таких же диаметров, как и у рассмотренных приборов, а получающееся избыточное давление у этих приборов должно быть также погашено краном двойной регулировки.
Рассмотрим циркуляционное кольцо прибора первого этажа стояка 4, состоящее нз участков 1—3, 25—29, 11—13.
Располагаемая разность давлений для расчета этого циркуляционного кольца будет такою же, как и для кольца прибора первого этажа стояка 5, так как высота расположения этих приборов над точкой отсчета одинакова и одинакова надбавка на остывание воды в трубах: Дрр = 514 Па.
Разность давлений для расчета участков 25—29
&Рр 25—28 = &Рр S (.№ Ч- з, ti—13 = 514 309,8 = 204,2 Па.
Расчет участков 25—29 приведен в табл. 5.2. Невязка расчета выражается величиной 204,2—202,0 = 2,2 Па, что не требует корректирования расчетов.
Для расчета циркуляционного кольца через прибор второго этажа стояка 4 величина располагаемой разности давлений будет такою же, как и для прибора второго этажа стояка 5 (высота расположения прибора и добавочное давление одинаковы): Дрр=938 Па.
Из этой разности давлений вычитаем потери в рассчитанных участках 1—3, 25, 29 и 11—13 кольца, величина которых 464,6 Па.
Для расчета участков 30, 31 и 32 располагаем разностью давлений
ЛРрда—32 = Арр S %)i—з, 25, 29, it—13 = 938 464,6 = 473,4 Па.
которая, как это видно из расчетной таблицы, не погашается при применении для этих участков минимальных диаметров труб £)у15. Остаток разности давления, равный 224,0 Па, необходимо гасить краном двойной регулировки, устанавливаемым у отопительного прибора, или использовать трубы £>у10.
Произведенный расчет ветки системы водяного отопления с естественной циркуляцией и тупиковым движением теплоносителя в магистралях является в определенной степени приближенным, так как при определении действующих давлений в кольцах принималось ориентировочное усредненное значение дополнительного давления от охлаждения воды в трубах и усредненные значения коэффициентов местных сопротивлений.
В действительности, после проведения такого расчета, когда определены диаметры труб на каждом участке, следовало'бы про
вести тепловой расчет теплопроводов, определив тем самым температуру воды в характерных точках и точное значение дополнительного давления, вызванного ее охлаждением, а также уточнить значения коэффициентов местных сопротивлений с учетом скоростей движения теплоносителя и количественного распределения его в местах разделения или слияния потоков и пр.
Однако практика эксплуатации систем отопления показывает, что проведенный выше расчет вполне достаточен для нормальной работы системы отопления и выполнения ею тех задач, для которых она предназначается, если осуществлена надлежащая монтажная регулировка в период запуска системы. Необходимо также иметь в виду, что системы отопления с естественной циркуляцией имеют возможность саморегулирования, багодаря чему небольшие неточности расчета не отражаются на работе системы.
5.4. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛОПРОВОДОВ СИСТЕМЫ ВОДЯНОГО ОТОПЛЕНИЯ с ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ, НИЖНЕЙ
РАЗВОДКОЙ И ТУПИКОВЫМ ДВИЖЕНИЕМ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ
В МАГИСТРАЛЯХ
Система отопления с нижнец разводкой применяется в тех случаях, когда здания имеют бесчердачные покрытия или подвал, проходящий под всем зданием и дающий возможность прокладывать магистральные теплопроводы без дополнительных затрат на сооружение подпольных каналов.
Системы отопления с нижней разводкой обладают следующими положительными качествами: монтаж и пуск системы может производиться поэтажно по мере возведения здания; уменьшаются потери тепла подающими магистралями; по сравнению с системами с верхней разводкой эти системы имеют большую гидравлическую устойчивость.
Недостатками таких систем следует считать: необходимость устройства специальной воздушной линии для удаления воздуха из системы в период ее пуска и эксплуатации (воздушную линию прокладывают под потолком верхнего этажа здания); устанавливаемые вместо воздушной линии воздуховыпускные краны на каждом из приборов верхнего этажа требуют периодической проверки путем обхода всех помещений; для присоединения расширительного бака нужна прокладка отдельного стояка.
Гидравлический расчет теплопроводов системы производят обычно способом удельных потерь на трение. Этот расчет иллюстрируется примером, для которого взята ветка рассмотренной в § 5.3 системы с теми же параметрами воды и тепловыми нагрузками, но с изменениями в схеме разводки теплопроводов (рис. 5.9).
Пример. Наиболее неблагоприятным циркуляционным кольцом в системе является кольцо отопительного прибора первого этажа, имеющего тепловую нагрузку 2200 Вт.
Разность естественных давлений, действующих в этом кольце, так же как и в предыдущем примере,
Аре. пР = 3 • 9,81 0,64 • 25=471 Па.
Рис. 5.9. Развернутая схема ветки тупиковой системы отопления с нижней раз водкой подающих магистралей
Увеличения давления за счет выстывания воды в трубах при нижней разводке не учитываем.
При запасе на 10 % на неучтенные потери располагаемая разност. давлений
Дрр = 0,9-471=424 Па.
Гидравлический расчет циркуляционного кольца приведен в табл. 5.3. Ка: видно из таблицы, потери давления в кольце Api—12=406,9 Па, что на 17,1 Гк меньше располагаемой разности давлений. При такой невязке расчет никаког корректировки не требует и может считаться окончательным. Небольшой избыто: давления всегда может быть погашен краном двойной регулировки, установлен ным на участке 7.
Для обеспечения горячей водой приборов второго этажа этого же стояке слеДует определить диаметры труб 13, 14, 15 и 16 участков.
Эти участки присоединены параллельно с рассчитанными подводками при бора первого этажа и должны иметь такую же потерю давления, т. е.
2 (Rl + = 2 (Rl + Z)e 7 = 38,6 Па.
К этому давлению необходимо добавить величину естественного давления возникающего вследствие превышения расположения приборов второго этажа над приборами первого этажа на 3 м.
Таким образом, располагаемая разность давлений для определения диаме тров участков теплопроводов с 13 по 16
^Рр/3-16 = 2 (Rl + + °>9АР”пр + Рнев =
= 38,6+ (0,9 • 3 9,81 0,64 - 25)+ 17,1 = 479,5 Па.
При подборе диаметров труб для этих участков потеря давления в них рат на 375,3 Па. Попытки достигнуть меньшей разницы между располагаемой разностью и затрачиваемым давлением с помощью уменьшения диаметров участков 13 или 16 к положительному результату не приводят. Полученная разность даь
а а J - Э . >. 11 , auiiii'icuuih ж асч U 1 LU.KlipUB ЛсЬ UK1 С ill . 1 11IU НН Я U itjii i:h разв щк й i>ai 11 ап_и
Комер Участка q, Вт G, кг/ч /, м мм К, Па/м RI, Па V, м/с p-р Па Z, Па Rl-\ Z, Па Примечания
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
Стояк 6; прибор первого этажа; &р0 — 424 Па
1 80 500 2770 8 80 3,7 29,6 0,147 10,6 0,8 8,5 38,1 си/"
2 40 330 1387 6 70 2,8 16,8 0,106 5,5 5 27,5 44,3
3 20 330 700 5 50 2,6 13,0 0,091 4,1 6,5 26,7 39,7 (ьСМ
4 14 950 515 7 40 5,0 • 35,0 0,107 5,6 0,3 1,7 36,7 II-
5 9120 314 9,5 32 4,5 42,8 0,074 2,7 1,8 4,9 47,7 ♦К" w
6 2200 76 3,5 20 3,4 11,9 0,06 1 3,2 5,8 17,7 4Ш
7 2200 76 3,5 20 3,4 11,9 0,06 1,8 5,0 9,0 20,9 4г1 lh/Л
8 9120 314 9 40 2,2 19,8 0,067 2,2 2,4 5,3 25,1
9 14 950 515 7 40 5,0 35,0 0,107 5,6 1,2 6,7 41,7 II-
о сл
о
1 1 2 1 з 1 4 1 5 1 6 1 7 1 1 8 1 9 | 10 | 11 1 12 1 13
10 20 330 700 5 50 2,6 13,0 0,091 4,1 3,5 14,4 27,4
11 40 330 1387 6 70 2,8 16,8 0,106 5,5 3,0 16,5 33,3
12 80 500 2770 7 80 3,7 25,8 0,147 10,6 0,8 8,5 34,3 406,9 PKl/*"
Стояк 6; прибор второго этажа; &рр = 479,5 Па
13 4720 162 3 20 16 48,0 0,126 7,8 3,5 27,3 75,3 |+>
14 2360 81 3,5 15 22 77,0 0,119 7,0 3,1 21,7 98,7
15 2360 81 3,5 15 22 77,0 0,119 7,0 7,0 49,0 126,0
16 4720 162 3 20 16 48,0 0,126 7,8 3,5 27,3 75,3 375,3 |+>
Стояк 5; прибор первого этажа; bppt7_20 = Дрр — S(2?z + Z) - 424—295,5= 128,5 Па
17 5830 201 1,5 25 8 12,0 0,097 4,6 6,4 29,4 41,4 Ь-h J
18 1410 49 1 15 7 7,0 0,069 2,4 5,0 12,0 19,0 К П
Jp J'J J 1ЖМ.: JUiU J J
1 1 2 1 3 1 4 | 5 1 6 1 7 1 8 1 9 1 1° 1 11 1 12 | 13
19 1410 49 1 15 7 7,0 0,069 2,4 7,0 16,8 23,8 IHI 4^
20 5830 201 1 25 8 8,0 0,97 4,6 2,1 9,7 17,7- 101,9
> = 128,5— 101,9 = 26,6 Па
Стояк 5; прибор второго этажа; Ар р2/—24 = = S(/?Z + Z)18J9 + О.ЭДр^р + рнев = 42,8 + 424 + 26,6 = 493,4 Па
21 3260 112 3 15 40,0 120 0,164 13,2 5,0 66,0 186,0
22 1980 68 1 15 15,0 15 0,101 5,0 3,5 17,5 32,5 ^[j
23 1980 68 1 15 15,0 15 0,101 5,0 7,0 35,0 50,0
24 3260 112 3 15 40,0 120 0,164 13,2 5,0 66,0 186,0 454,5 1+ ?
Стояк 4; прибор Рнев первого этажа; Др = 493,4 — 454,5 = 38,9 Па 125—28 = ^Рр ~ = 424 — 217,1 = 206,9 Па
26 5380 185 1,5, 20 20,0 30 0,142 9,9 3,7 36,6 66,6
26 1250 43 I 15 15,0 15 0,091 4,1 5,0 20,5 35,5 If. d
о 00
Окончание табл. 5.3
1 1 2 1 3 1 < 1 5 1 6 1 7 1 8 1 9 1 ю 1 11 1 12 1 13
27 1250 43 1 15 15,0 15 0,091 4,1 7,0 28,7 43,7 II-» 4^
28 5380 185 1 20 20,0 20 0,142 9,9 3,0 29,7 49,7 195,5
Рнев — 206,9— 195,5= 11,4 Па
Стояк. 4; прибор второго этажа; &Рр29—32 — 2(^1 + 2)ге27 + 0,9Др’ 11 + р е.пр“ Hi 1ев = 79,2+424+ 11,4 = 514,6 Па
29 3030 104 3 15 35,0 105 0,153 11,5 5,0 57,5 162,5
30 1750 60 1 15 11,0 11 0,09 4,0 3,5 14,0 25,0
31 1750 60 1 15 11,0 И 0,09 4,0 7,0 28,0 39,0
32 3030 104 3 15 35,0 105 0,153 11,5 5,0 57,5 162,5 389,0 1+ >
р11ев = 514,6 —389 = 125,6 Па
лений, составляющая 479,5—375,3=104,2 Па, должна быть погашена краном двойной регулировки, устанавливаемым у отопительного прибора.
Расчет теплопроводов стояков 4 и 5 проводится в такой же последовательности: вначале считаются участки, подводящие воду к приборам первого этажа, а затем —к приборам второго этажа с учетом соответствующих невязок и величины естественного давления для второго этажа. Все данные по определению расчетной разности давлений и подбору соответствующих участков приведены в табл. 5.3.
На рис. 5.9 показана воздушная линия, которую следует прокладывать строго горизонтально и соединять с трубой, идущей к расширительному баку. Место присоединения воздушной трубы к расширительной трубе бака должно быть ниже расположения воздушной трубы на 400...500 мм. Образующаяся петля необходима для обеспечения заполнения воздушной трубы воздухом и предотвращения тем самым нежелательной циркуляции воды между стояками по воздушной линии.
Из приведенных расчетов теплопроводов систем отопления с естественной циркуляцией, верхней или нижней разводкой и тупиковым движением воды в магистральных теплопроводах видно, что при расчете циркуляционных колец приборов, установленных на ближних стояках, получаются такие расчетные разности давлений, которые затруднительно погасить имеющимся сортаментом труб и приходится избытки давления гасить кранами двойной регулировки.
В рассмотренных примерах § 5.3 и 5.4 отдельные ветки системы короткие и имеют малое количество стояков при сравнительно небольшой нагрузке. При длинных ветках и большем количестве стояков этот недостаток систем с тупиковым движением воды проявляется более резко. Поэтому, проектируя эти системы с естественной, а тем более с искусственной циркуляцией, следует избегать длинных веток с большим количеством стояков и распределять потери давления в ветках таким образом, чтобы гасить большую часть располагаемой разности давлений на начальных участках магистралей.
5.5. РАСШИРИТЕЛЬНЫЙ БАК И ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЕГО РАЗМЕРОВ
Расширительный бак, как было отмечено в § 1.4, предназначается для восприятия прироста расширяющейся при нагревании воды, которой заполнена система отопления. Вторая функция расширительного бака — централизованное удаление воздуха из систем водяного отопления с естественной циркуляцией воды.
Расширительный бак изготавливают сварным цилиндрическим с плоскими днищами. Материал — листовая сталь. Верхнее днище бывает съемным, а если оно наглухо приваривается к боковым стенкам, то в днище делается съемный люк для возможности осмотра и окраски бака изнутри. Расширительный бак имеет патрубки для присоединения к нему трубопроводов — расширительного 4, сигнального 5, переливного 1 и циркуляционного 3 (рис. 5.10), а при автоматической подпитке системы отопления водой и патрубки 2 для присоединения реле уровня.
Расширительная трубка связывает бак с системой отопление и для большинства баков имеет диаметр Dy32. Перед пуском систе мы в эксплуатацию до уровня присоединения ее наполняют водок Сигнальную трубу диаметром Dy20 отводят в тепловой пункт к раковине и на ее конце устанавливают кран. Переливная труба £)у5( предохраняет расширительный бак от переполнения. Эту труб' также отводят в тепловой пункт здания к раковине, в kotodvio ’
Рис. 5.10. Цилиндрический расширительный
// — полная высота; Hi — высота полезного объема
сливаются избытки воды. Через переливную трубу расширительнь бак соединяется с атмосферой, что обеспечивает свободный дост>. воздуха в него. Это необходимо из-за непостоянства уровня водь в баке вследствие изменения ее температуры.
Циркуляционную трубу устанавливают в тех случаях, когде имеется опасение, что вода в расширительном баке замерзает. Ча ще всего при строительстве в средних и южных районах европейской части СССР в циркуляционной трубе нет необходимости, таг как расширительный бак покрывают тепловой изоляцией и поме щают в высшей точке системы на опорах в утепленной будке, устанавливаемой па чердаке или под потолком лестничной клетки при бесчердачном покрытии здания. Циркуляция воды через расширь тельную трубу обеспечивает поддержание положительной темпера туры воды в расширительном баке.
Полезным объемом расширительного бака является объем, заключенный между сигнальной и переливной трубами. Его величине определяется из следующих положений. Если для заполнения си стемы водой при ее температуре /Нач требуется объем воды, равный Ес (л), то при нагревании этой воды до температуры tK0H, объем et увеличится на
AV—VcPoGkoh—^нач), (5.7)
где p0 — коэффициент объемного расширения воды,
Принимая /нач = 20 °C, tK0H = 95 °C и р0 = 0,0006 К-1, получим, что полезный объем расширительного бака в литрах должен быть не менее
VP.e = 0,0006 (95 — 20) Vc = 0,045Vc. (5.8)
При tv = 105 °C Vp б = 0,051Vc; при tt = 130 ... 150 °C Vp.6 = = 0,06Vc.
Объем воды в системе (л) определяют по выражению
Vc =—— (а + б+в+ ...), 1000 k '
где q — тепловая мощность системы отопления, Вт; а, б, в, ... — объем воды, содержащийся в отдельных элементах системы на каждые 1000 Вт ее тепловой мощности, л (табл. 5.4).
По найденному полезному объему расширительного бака определяют его геометрические размеры или же подбирают ближайший больший по объему расширительный бак, изготавливаемый заводами сантехдеталей по типовым рабочим чертежам.
Пример. Подобрать расширительный бак для системы отопления с естественной циркуляцией воды, тепловая нагрузка которой 93 000 Вт. Отопительные приборы в системе — чугунные радиаторы.
Решение. По табл. 5.4 находим, что на каждые 1000 Вт тепловой мощности системы в ее элементах содержится следующее количество воды: радиаторы чугунные 8,6 л
теплопроводы 13,8 л
Табл. 5.4. Объем воды в элементах систем отопления на 1000 Вт тепловой мощности
Элементы систем отопления Объем воды при перепаде ее температуры в системе, л
95...70 °C 1 105...70 °C
Чугунные радиаторы высотой 500 мм при подаче воды сверху вниз 8,6 8,0
то же, снизу вверх 10,3 9,6
Радиаторы стальные панельные 7,1 6,7
Греющие бетонные панели 1,7 1,6
Ребристые трубы чугунные 5,6 5,2
Пластинчатые калориферы 0,43 0,4
Конвекторы «Комфорт» 0,69 0,64
Теплопроводы местных систем с искусственной циркуляцией 6,9 5,2
То же, с естественной циркуляцией Наружные сети (на 1 м) 13,8 .
0,02 0,02
Объем воды, заполняющий систему отопления,
93 000
Vc=-iooo'(8’6 + 13,8) = 2083 л>
Для такой системы отопления требуется бак с полезным объемом
Vp.c = 0,045-2083 = 94,0 л.
К установке следует принять ближайший по размеру расширительный бак типа 2Е010 с полезным объемом 101 л. Диаметр бака 570 мм, полная высота 710 мм, масса бака 45,9 кг (см. табл. III. 44 в «Справочнике по теплоснабжению и вентиляции). 1
Для восприятия прироста объема расширяющейся воды в системе может устанавливаться и закрытый расширительный бак, свободный объем которого заполняют воздухом (что нежелательно, так как воздух растворяется в воде) или другим газом. На таком баке обязательно следует устанавливать предохранительный клапан, через который может выйти часть воды в случае повышения давления свыше допустимого. Это случается при малом объеме бака или чрезмерном переполнении его при заполнении системы водой. Присоединять такой бак к системе отопления с естественной циркуляцией воды можно в любой точке, а в системе с искусственной циркуляцией — вблизи от всасывающего патрубка насоса.
Вопросы для самопроверки
1. Что является основной причиной возникновения разности давлений, благодаря которой происходит движение воды в системах отопления?
2. Сколько циркуляционных колец имеет система водяного отопления?
3. Как определяется располагаемая разность давлений для расчета промежуточных стояков какой-либо нз веток системы отопления?
4. Назначение расширительного бака, место его установки и определение размеров. Какой объем расширительного бака называют полезным?
Глава 6
ОДНОТРУБНЫЕ СИСТЕМЫ ВОДЯНОГО ОТОПЛЕНИЯ С ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ
6.1. ЕСТЕСТВЕННОЕ ДАВЛЕНИЕ, ДЕЙСТВУЮЩЕЕ В ОДНОТРУБНЫХ СИСТЕМАХ ВОДЯНОГО ОТОПЛЕНИЯ
С ЗАМЫКАЮЩИМИ УЧАСТКАМИ
Принципиальная схема вертикальной однотрубной системы отопления с верхней разводкой для трехэтажного здания представлена на рис. 6.1. Рассматривая эту схему, предположим, что вода в теплопроводах не охлаждается. Из схемы следует, что горячая вода, идущая от нагревателя, в точке 1 должна разделиться на два
1 Справочник по теплоснабжению и вентиляции/Щекин Р. В., Коренев-ский С. М., Бем Г. Е. и др,—Киев, 1976. Ч. 1. Отопление и теплоснабжение.
потока. Часть воды идет по замыкающему участку, а часть — через отопительный прибор, охлаждается в нем и в точке 2 вливается в общий поток. При этом неизбежно понижение температуры общего потока, так как в точке 2 происходит смешивание горячей воды, прошедшей замыкающий участок, с водой, охладившейся в отопительном приборе. Общий поток, подойдя к точке 3, вынужден снова разделиться на два потока, а в точке 4 произойдет слияние с одно
временным понижением температуры общего потока, следующего к точке 5, и т. д.
Таким образом, в вертикальной однотрубной системе отопления в каждый нижележащий отопительный прибор вода поступает с более низкой температурой, но, несмотря на это, общий перепад температуры воды в системе, а следовательно, и в стояке, принимается таким же, как и для двухтрубных систем отопления в соответствии с назначением здания (см. табл. 1.1).
Рассмотрим движение воды по пути, проходящем через замыкающие участки.
Изменение температуры воды, движущейся в этом направлении, происходит в точках 2, 4 и 6, расстояния между которыми по вертикали обозначены высотами hi и /12-Температуру воды на этих участках принимаем равной ti и t2. Вертикальное расстояние от точки 6 до условного уровня середины нагревателя обозначим через h2, а температуру воды на этом участке через t0- В главном стояке в пределах высоты /i = /ii+ /12 + /13 вода
Рис. 6.1. Принципиальная схема вертикальной однотрубной системы отопления с осевыми замыкающими участками
имеет постоянную темпера-
туру /г- Определение естественного давления, возникающего вследствие различной плотности воды в пределах определенной вы-
соты участков теплопровода замкнутого циркуляционного кольца, подробно рассмотрено в § 5.1 и приемлемо для данного случая. В пределах высот hi, h2 и 7i3 также возникают разности естественных давлений, величина которых в соответствии с уравнением (5.3) может быть написана в виде:
hig (pi - рг); h2g (р2- рг); /i3g(po~pr).
Так как эти разности давлений возникают в одном и том же циркуляционном кольце, то общая разность давлений, действующая в циркуляционном кольце стояка вертикальной однотрубной систе-
мы отопления, является суммой частных разностей давлений и для рассматриваемой схемы трехэтажного стояка равна
Ape. np = /llg'(pl—рг) +^2g'(p2 — рг) +hzg(p0 — рг) . (6.1)
В общем виде для стояка, обслуживающего п этажей, формула (6.1) примет вид
Аре. пр = hig (pi — рг) +hzg (р2~ рг) + ... + hng (ро — Рг) • (6.2)
Из формулы (6.2) следует, что для определения плотности воды требуется знание ее температуры на участках стояка после смешивания потоков. ,
Так как температура воды изменяется от tr до t0, то при тепловой нагрузке стояка, представляющей собою сумму тепловых нагрузок всех приборов и равную <7ст = рг + 711 + ... + qn, через стояк должна быть пропущена масса воды
0,86<7ст Gct -
*Г *0
При слиянии потоков, прошедших через замыкающий участок и отопительные приборы самого верхнего этажа, понижение температуры от tr до ti происходит вследствие того, что от общего количества тепла, передаваемого массой воды GCT, отнимается количество тепла рщ, соответствующее тепловой нагрузке приборов самого верхнего этажа. Исходя из этого можно написать
0,867111= Ост (^г~ Л),
(6.3
откуда получим
(6.4а)
Температура воды в стояке после прохождения ею приборов нижележащего этажа определится аналогичным уравнением
_ 0,867„
г2 — Ч 7
GCT
Эту же температуру можно определить, базируясь не на температуре вышележащего участка, а используя начальную температуру /г. В этом случае надо учитывать нагрузку не только вышележащего этажа, а всю тепловую нагрузку приборов, находящихся выше рассматриваемого участка. Уравнение (6.4а) в этом случае примет вид
Z2 = Zr_°^.^n + 4 (6.46)
GCT
Подобным образом определяется температура воды на остальных участках многоэтажных стояков.
Если в формулах (6.4), (6.4а) и (6.46) заменить Ост его значением из формулы (6.3), то для определения температуры воды 114
на участках стояка после присоединения потоков, прошедших через отопительные приборы, получим формулу вида
Л
tn = tr-~(tr-t0), (6.4в)
^ст
где tn — температура воды на n-м участке стояка после замыкающего участка, °C; qn — суммарная тепловая нагрузка всех отопительных приборов стояка от его начала (по направлению движения теплоносителя) до n-го участка стояка, Вт; 7СТ — тепловая нагрузка стояка, Вт.
q —
Отношение — = а называют коэффициентом падения темпера-?ст
туры в стояке, который показывает, какая доля общего перепада температуры в стояке потеряна в результате охлаждения воды в пройденных теплоносителем отопительных приборах.
После введения коэффициента а формула (6.4в) примет вид
tn = tr a {tr to)- (6.4г)
При использовании величины удельного изменения плотности воды [см. формулу (5.5)] и при допущении (не влияющем на точность расчетов), что для любых диапазонов изменения температуры в пределах от tr до /° удельная плотность воды является величиной постоянной и равной 0 = ———, формула (6.2) может быть запи-tp— tg
сана в виде
Лре.пр=h-igfi (^г t\) + /22^,0 (tr t%) +... + /ln§0 (tr—to) (6.2a)
Из формулы (64г) следует
tp — Л. “ (tr — to)', tr —1% = а2 (tp — t0) и T. Д.
Подставив полученные значения разностей температур в уравнение (6.2а), после элементарных преобразований получим
Аре.пр = £0 (tp —10) (hiai + /12CI2 + ••• + hn—ictn—i + hn). (6-5)
Величина 0 для температуры —г io - находится из графика (рис. 5.3) или принимается по табл. 5.1.
При определении разности давлений, действующих в циркуляционных кольцах стояков однотрубных систем отопления с естественной циркуляцией, необходимо учитывать дополнительную разность давлений, возникающую вследствие охлаждения воды в трубах. Величина дополнительной разности давлений зависит от этажности здания и от расстояния по горизонтали между рассматриваемым и главным стояками. Величина АрТр принимается по приложению IV, но в половинном размере, потому что вода, проходящая по однотрубным стоякам, теряет меньше тепла из-за более низкой, чем в стояках двухтрубных систем, температуры.
Для определения величины действующей разности давлений в циркуляционных кольцах стояков однотрубных систем отопления следует руководствоваться общей формулой (5.6), учитывая при этом особенности определения величины Артр для однотрубных систем.
6.2. МАЛЫЕ ЦИРКУЛЯЦИОННЫЕ КОЛЬЦА ОДНОТРУБНЫХ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ, ЕСТЕСТВЕННОЕ ДАВЛЕНИЕ, ВОЗНИКАЮЩЕЕ В НИХ, И РАСПРЕДЕЛЕНИЕ РАСХОДОВ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ
Малыми циркуляционными кольцами в однотрубных системах отопления называют радиаторные узлы, в которые входят замыкающий участок, подводки к отопительному прибору и сам прибор. Такой радиаторный узел с односторонним присоединением прибора изображен на рис. 6.2.
Рис. 6.2. Малое циркуляционное кольцо однотрубной системы отопления
Для решения вопроса о распределении проходящей по стояку воды между замыкающим участком и отопительным прибором рассмотрим, что происходит в этом узле системы. Будем считать, что в отопительный прибор поступает Опр, а в замыкающий участок — G3.y= Ост — Опр воды (кг/ч).
Вода, поступившая в отопительный прибор с температурой /З.у, т. е. с такою же температурой, как и в замыкающем участке, отдает воздуху помещения через стенки прибора количество тепла, равное цПр, и охлаждается при этом до температуры t[.
Температуру t\ находим из уравнения теплового баланса 0,86<7Лр — Опр (^З.у — t\}, решая которое относительно tlt получим
0.86?пр Gnp
(6.6)
, ^3 'J I
Средняя температура воды в приборе /Ср.пр = —------- всегда
будет ниже температуры воды, поступающей в прибор, т. е. ниже температуры воды, проходящей по замыкающему участку.
Если /ср.пр<^з.у, то рПр> рз.у, т. е. столб воды, заполняющий прибор, всегда будет тяжелее равного ему по высоте и сечению столба воды, заполняющего замыкающий участок. Это приводит к возникновению естественной разности давлений, величина которой определится выражением
Дре = ^пр£(рпр~рз.у) (6.7)
или
Аре = (^з.у ^ср.пр), (6.7а)
Р^з.у ”Ь ^ср.пр соответствует температуре ——%——
При принятых выше расходах воды, проходящих через замыкающий участок и отопительный прибор, потери в замыкающем участке должны быть равны потерям давления в подводках к отопительному прибору:
(/?(+И)з.у= (/?/+2)поДВ.
Однако возникновение в рассматриваемых теплопроводах дополнительной разности естественных давлений может изменить принимаемое нами распределение воды стояка на данном участке. Чтобы этого не произошло, должно соблюдаться равенство
(/?^ + 2)пОДВ= (/?/ + 2)з.у + /1пр£ (рпр Рз.у), (6.8)
из которого следует, что возникающая в малом циркуляционном кольце дополнительная разность давлений должна быть погашена в подводках к отопительному прибору.
Если при определении диаметров теплопроводов замыкающего участка и подводок руководствоваться уравнением (6.8), то это может привести к получению самых разнообразных комбинаций диаметров труб радиаторного узла, что усложняет монтажные работы и увеличивает их стоимость. В целях повышения индустри-альности монтажа систем отопления радиаторные узлы однотрубных систем отопления собирают из труб определенных комбинаций диаметров. Этим заранее предопределяется и распределение воды в радиаторном узле. Подробнее этот вопрос рассмотрен в § 6.4.
6.3. РАЗНОСТЬ ЕСТЕСТВЕННЫХ ДАВЛЕНИЙ, ДЕЙСТВУЮЩИХ В ВЕРТИКАЛЬНЫХ ОДНОТРУБНЫХ ПРОТОЧНЫХ СИСТЕМАХ ОТОПЛЕНИЯ
В проточных однотрубных системах отсутствуют замыкающие участки у подводок к отопительным приборам, и вода, поступающая в стояк, проходит последовательно через все отопительные прибо
ры. В случае двустороннего присоединения отопительных приборов к стояку вода распределяется поровну по обоим отопительным приборам, завися не от тепловой нагрузки, а от проводимости участков.
Недостатком проточных систем является невозможность регулирования теплоотдачи отдельных приборов, так как любое измене-
ние расхода воды через один из приборов неизбежно скажется на
работе всех остальных приборов стояка, а выключение приборов на
Рис. 6.3. Принципиальная схема вертикальной однотрубной проточной системы отопления
любом из этажей полностью прекращает движение воды по стояку. Поэтому проточные системы применяют только в зданиях, где не требуется местное регулирование теплоотдачи отопительных приборов.
Разность естественных давлений в таких системах оказывается несколько больше, чем в системах с замыкающими участками, и сама система обладает высокой гидравлической устойчивостью.
Рассмотрим принципиальную схему проточной системы (рис. 6.3), при этом допускаем, что в нагревателе и отопительных приборах по всей их высоте температура воды равна средней между температурами входа и выхода.
Так же, как и при определении естественного давления для двухтрубной системы, выбираем в замкнутом контуре сечение I—I и определяем разность давлений по обе стороны этого сечения.
Давление столба воды на
сечение I—-I справа
Рпр — h10gpo + h9gp0 + hagpe + h7g рг p0—F hegPz 4- hbg P1 + —1_
4- htgp! + h3g-^~^— + h^gpr + fhgpr. (6.9)
Давление столба воды на сечение /—/ слева
Рлев — hiogPo 4" hsg-^r ~Ро—|- (Л8 4- hi 4- h3 4- h5 4" ht 4-
4- h3 4- h2 4- th) gpr.
(6.10)
Вычитая уравнение (6.9) из (6.10) и произведя элементарные преобразования, получим
Ар* = Рпр Рлев = + hB + -у- ) (ро — рг) + + &e +
+ -у)(р2 —Рг) + (у + Л« + -^-)(Р1 —Рг)- (6.11)
Суммы высот, стоящие в скобках, представляют собою расстояния по вертикали между центрами отопительных приборов верхних
этажей и центром нагревателя и самым низкорасположеппым прибором. Заменяя эти суммы соответствующими обозначениями, уравнение (6.11) запишется в окончательном виде так:
Дре = #1£(р1~Рг)+#2g(p2 - рг) +
+ ^ЗЙ'(Ро —рг). (6.12)
Полученное уравнение по характеру построения похоже на уравнение (6.1) для стояка с замыкающими участками. Разница заключается в отсчете высот, которые для стояков с замыкающими участками принимаются между точками присоединения обратных подводок к стояку, а для проточных стояков — между центрами отопительных приборов. Поэтому при всех прочих равных условиях высота, на которую умножается самая большая разность плотностей, оказывается большей и соответственно боль
Рис. 6.4. Определение высот для различных схем однотрубных стояков. Знаком О помечены условные места изменения температуры воды в стояках или приборах
шей получается разность естественных давлений.
Формуле (6.12), определяющей разность естественных давлений для однотрубного стояка, можно, помимо вида (6.5), придать и несколько иной вид, записываемый более кратко.
Сообразуясь с рис. 6.4, а, на котором изображен проточный стояк, разность давлений, создаваемую столбом воды высотою 7i3, можно выразить величиною g^hz(tr—/3) и затем добавить величины g^h2(tz — /2) и g^>hi (t2 —10), которые будут отражать прирост разности естественных давлений вследствие большего выстывания воды. Тогда
^Pe = g^[h3(tr~h) +h2(t^-t2) +h\{t2 — fo)],
f 4. 0,8693. , , 0,8692. z , 0,8691
но ir — is — ---, i3 —-----—i0 — ---
UCT UCT CT
поэтому
* 0,86gP , , , , .
Дре — (^з7з + Аг?2 4"
ист
или в окончательном виде
Аре-=0-^₽^(Ш (6-13)
СТ
где S (hiqi) — сумма произведений тепловой мощности каждого из отопительных приборов стояка на вертикальное расстояние от оси теплообменника или оси обратного теплопровода до условной точки изменения температуры в стояке или приборе.
Из рис. 6.4,6 следует, что формула (6.13) приемлема не только для однотрубных проточных систем отопления, по и для систем отопления с замыкающими участками. Следует лишь правильно определять значение высот, отсчитываемых от точек изменения температуры в стояке.
Для определения полной величины разности давлений, действующей в циркуляционных кольцах проточных систем, необходимо к разности естественных давлений, определяемой формулой (6.12) или (6.13), прибавлять дополнительную разность давлений от остывания воды в теплопроводах с учетом особенностей определения ее величины для однотрубных систем (см. примечание 2 приложения IV).
6.4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА ЗАТЕКАНИЯ ДЛЯ РАДИАТОРНЫХ УЗЛОВ ОДНОТРУБНЫХ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ
С переходом на индустриальную заготовку отдельных элементов и целых узлов систем отопления и с внедрением в практику строительства новых конструктивных схем изменяются и методы расчета однотрубных систем.
Если прежде в однотрубных системах отопления диаметры труб замыкающих участков и подводок в каждом случае определялись расчетом с задачей увязки потерь давления в радиаторном узле, то теперь в целях унификации заготовки элементов систем рекомендуется заранее принимать определенные комбинации диаметров радиаторных узлов однотрубных систем с замыкающими участками (табл. 6.1). Для всех радиаторных узлов стояка комбинации диаметров принимают одинаковыми.
Предварительным назначением диаметров труб радиаторного узла определяется расход теплоносителя через отопительные приборы, величина их греющей площади и исключается монтажная регулировка кранами у приборов.
В этих случаях расход воды через прибор определяется зависимостью
Спр = аПр<?ст, (6.14)
Табл. 6.1. Рекомендуемые диаметры труб дли вертикальных и горизонтальных радиаторных узлов однотрубных систем, мм
Стояк Замыкающий участок Подводка Диаметр регулирующего крана
15 15 15 15
20 20 20 20
20 15 20 20
25 25 20 20
25 20 25/20 20 (при отсутствии
трехходовых кранов—
25 мм)
25 20 25 25
25 25 25 25
где аПр — коэффициент затекания, показывающий, какая доля расхода воды стояка проходит через отопительный прибор.
Величина аПр зависит от конструкции радиаторного узла, комбинации диаметров стояка, замыкающего участка и подводок, от тепловой нагрузки прибора и расхода воды в стояке.
Наиболее экономичной и эффективной считают ту систему отопления, для которой коэффициент затекания воды в приборы будет наибольшим. Расход отопительных приборов в этом случае наименьший.
В связи с тем что суммарный коэффициент местного сопротивления малого кольца циркуляции отопительного прибора не равен алгебраической сумме единичных коэффициентов местных сопротивлений этого кольца (тройника, крана, радиатора, уток) и что вследствие этого расчетным путем затруднительно определить фактическую величину разности естественных-давлений в кольце циркуляции прибора и фактическое значение потерь на трение, во Всесоюзном научно-исследовательском институте гидромеханизации, санитарно-технических и специальных работ (ВНИИГС) были проведены обстоятельные экспериментальные исследования по определению коэффициента затекания радиаторных узлов.
В результате обработки экспериментальных данных во ВНИИГСе и Ленгипроинжпроекте для определения коэффициентов затекания радиаторных узлов со смещенными замыкающими участками односторонне нагруженных стояков была предложена эмпирическая формула вида
, , °>86?ПР
а +—-3------
^СТ
У , °’86?ПР ° ~Г
®пр —
(6.15)
мст
где ^пр — тепловая нагрузка прибора, Вт; а', Ь' — коэффициенты, получаемые опытным путем и имеющие постоянные значения для соответствующей комбинации диаметров труб в радиаторном узле (табл. -6.2).
_Табл. 6.2. Значения а' и Ь' в формуле (6.15) дня различи ых диаметров подводок к приборам и замыкающего участка
Условные проходы Оу, мм a'-10’ Ь'Ю» “min (Д™ х°-лодиой воды, ког-да <7пр = 0)
ПОДВОДОК замыкающего участка
15 15 1270 3270 0,39
20 15 162 310 0,52
20 20 142 429 0,33
25 20 107 224 0,48
Рис. 6.5. Радиаторный узел 15X15X15 со смещенным замыкающим участком
Следует, однако, отметить, что и расчетным путем можно определить величину коэффициентов затекания различных конструкций радиаторных узлов, если потери давления в подводках и замыкающем участке определять с учетом значений коэффициентов местных сопротивлений в зависимости от характера движения и расхода жидкости. Для этого следует подсчитать изменение потерь давления в замыкающем участке и подводках при различном распределении общего расхода стояка и путем графического сопоставления найденных результатов можно полу-
чить значении аПр. Минимальное значение коэффициента затекания (при отсутствии влияния разности естественных давлений в малом циркуляционном кольце) можно определить, пользуясь понятием проводимости (см. § 4.6). Определение amin таким путем иллюстрируется примером, приведенным ниже. Как видно из итогов примера, полученное расчетным путем значение ccmm мало отличается от значения, найденного по формуле (6.14).
Пример. Пользуясь понятием проводимости, определить коэффициент затекания апр для радиаторного узла 15X15X15 со смещенным замыкающим участком при односторонней загрузке стояка и прохождением по стояку массы воды бст = 300 кг/ч без учета естественной разности давлений, возникающей в малом циркуляционном кольце. Подводки к радиатору с утками, длина каждой подводки от замыкающего участка до прибора 0,35 м (рис. 6.5).
Решение. Для определения проводимости участков найдем характеристи-/ X \
ки сопротивления S = А —--1 -J- S£|, принимая значении коэффициентов местных \ а )
сопротивлений по приложениям V и VI.
Для замыкающего участка имеем:
два тройника на повороте £=1,5 -2=3,0
1
^="7 /в-у= 2,7 0,5=1,35.
Характеристика сопротивления замыкающго участка, принимая значение А по приложению VII:
S3.y = 10,6-10~4- 4,35=46,11 • 10-4 Па/(кг/ч)2.
Проводимость замыкающего участка
СТЗ У = у 46.И-Ю-< “ 1473 КГ/(Ч ' Па°’5)-
На подводках учитываем следующие местные сопротивления:
два тройника проходных £=1-2 =2
кран двойной регули-
ровки £=4
отопительный прибор 5=1,6
две утки £=0,8-2 =1,6
X
5"°£В = ~^1 = 2’7 ' 0,35 2=1-89-
Характеристика сопротивления
$П0Дв = 10>6 ' Ю~4 • Н,09 = 117,6 10—* Па/(кг/ч)2. Проводимость подводок
%>дз = =9,22 кг/(ч Па°’5)-
Суммарная проводимость замыкающего участка и подводок
2<т = 14,73 + 9,22=23,95 кг/(ч • Па0-5).
Количество воды, проходящей через отопительный прибор,
G„ 300
Gnp = стподв = 9’22 23,95 = 115,5 кг/4-
Коэффициент затекания получаем равным
что несколько меньше значения, приведенного в табл. 6.2 и равного 0,39. Разница в расходах массы воды, подсчитанных по обоим значениям и коэффициентов затекания, составляет всего лишь 0,5 % (1,5 кг/ч) от общей массы воды, протекающей по стояку, что находится в пределах точности, допускаемой при расчетах систем отопления.
Величина коэффициента затекания зависит от нагрузки приборов и стояка. Величины коэффициентов затекания, принимаемые при подборе площади отопительных приборов однотрубных систем, приведены в приложении X.
6.5. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛОПРОВОДОВ ВЕРТИКАЛЬНОЙ ОДНОТРУБНОЙ СИСТЕМЫ ОТОПЛЕНИЯ С ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ И ТУПИКОВЫМ ДВИЖЕНИЕМ ВОДЫ
В МАГИСТРАЛЬНЫХ ТЕПЛОПРОВОДАХ
Гидравлическому расчету теплопроводов должна предшествовать такая же подготовительная работа, как и для расчета любой системы отоплення, результатом которой является схема теплопроводов с показанными на ней тепловыми нагрузками и длинами участков.
Схема теплопроводов одной из веток однотрубной системы отопления изображена на рис. 6.6. Расчет теплопроводов проведем способом характеристик сопротивления.
В качестве наиболее неблагоприятного циркуляционного кольца принимаем циркуляционное кольцо, включающее стояк 10. Учитывая размеры по высоте и тепловые нагрузки отопительных приборов стояка 10, определяем разность естественных давлений, действующих в выбранном кольце с помощью формулы (6.5).
Принимая параметры теплоносителя 95...70 °C, в табл. 5.1 находим [} = = 0,64 кг/(м& • К).
Рис. 6.6. Схема теплопроводов рассчитываемой ветки вертикальной тупиковой однотрубной системы отопления
Коэффициенты падения температуры на отдельных участках стояка:
1750 , - 1750 + 1100 Л е<
а1=-------= 0,31; а2 =-------~----=0,51;
5650 5650
1750+ 1100+ 1250 „ „ “з =----- ----------- =0,73.
5650
При найденных значениях а разность естественных давлений для выбранного циркуляционного кольца
Дре/0 = 9,81 • 0,64 (95 — 70) (3,1 • 0,31 +3,1 0,51 +3,1 • 0,73+ 3) = 1225 Па.
Дополнительную разность давлений от остывания теплоносителя в теплопроводах определяем, пользуясь данными приложения V, учитывая необходимость
уменьшения ее для однотрубных систем, расстояние по горизонтали н этажность
здания:
Д ртр = 300 • 0,5= 150 Па.
Располагаемая разность давлений для проведения расчета теплопроводов циркуляционного кольца при учете запаса 10 % на неучтенные потери будет: Д рР/й=( 1225+150) -0,9=1238 Па.
Сразу же определим располагаемые разности давлений для циркуляционных колец стояков 9 и 8.
Для стояка 9 имеем:
а! =
1670
5350
= 0,31;
а2 =
2720
5350
= 0,51;
3900
5350
= 0,73;
«з =
а2 =
Лре9 = 9,81 • 0,64 - 25 (3,1 • 0,31 4 3,1 • 0,51 + 3,1 • 0,73 + 3) = 1220 Па; Дртр = 250 • 0,5 = 125 Па; Дрр5 = (1220 + 125) • 0,9 = 1211 Па.
Для стояка 8 находим:
1700 „ - 2850 „ - 4090
ах =------= 0,30; а2 = -------= 0,51; а2 =---------= 0,72;
5650 5650 5650
Дре8 = 9,81 0,64 • 25 (3,1 - 0,30+ 3,1 • 0,51 + 3,1 • 0,72 + 3) = 1215 Па; Дртр = 250 0,5 = 125 Па; Дрр8 = (1215 + 125) • 0,9 = 1206 Па.
Для стояка 8 определим располагаемую разность давлений по формуле (6.13):
/14=3,1 3 + 3 = 12,3 м; <7 4=1700 Вт; Й4Р4=20910 м • Вт;
h.3 =3,1 • 2 + 3 = 9,2 м; q3 = 1150 Вт; Нззрз = 10 580 м • Вт;
Й2 =3,1+3 = 6,1 м; <72 = 1240 Вт; Й2Р2=7564 м • Вт;
ht = 3 м; qi = 1560 Вт; hiqi = 4680 м Вт;
„ 0,86-5650
G, — —--------“— = 194,4 кг/ч;
8 95 — 70 ‘ ’
0,86 • 9,81 0,64
Др^ =---------’---------(2091 + 10 580 + 7564 + 4680) = 1215 Па.
Результат, как видим, получен такой же, как и при расчете по формуле (6.5). Сопоставляя располагаемые разности давлений для рассматриваемых циркуляционных колец, убеждаемся, что они незначительно отличаются друг от друга (1238—1211—1206). При таких расхождениях можно без ущерба для практической точности расчетов допустить, что Д ррго=ДрР9=Дрр8, и расчет циркуляционных колец стояков проводить одновременно, соблюдая следующее условие:
Ш + Z)CtS = (Rl + Z)Ct9 + (Д/ + Z)s_g> 8,_9, =
= (RI + Z)ctI0^(^1 + Z')8-9, 9-!0, S'—9', 9'—10''
которое, как видно из последующих расчетов, при решении рассматриваемого примера выполнено. В уравнении, приведенном выше, индексами с цифрами через тире обозначены участки магистралей между стояками.
Определим характеристики сопротивления участков рассчитываемого циркуляционного кольца стояка 10, принимая ориентировочно их диаметры и учитывая средние значения приведенных коэффициентов трения —, которые для систем во-ci
дяного отопления с естественной циркуляцией даны в приложениях VII и VIII по Е. А. Белинкому (см. литературу). Данные, при которых определяются характеристики сопротивления, занесены в табл. 6.4.
Расчет теплопроводов кольца начинаем со стояка 10 и примыкающих к нему участков подающей и обратной магистралей. Диаметр труб стояка и радиаторных узлов принимаем £)у20. Замыкающий участок смещенный, подводки
с утками длиной 0,35 м каждая, на нижних подводках устанавливаются краны двойной регулировки. В местах присоединения стояка к магистралям устанавливаются краны пробковые проходные для включения стояка на случай ремонта. Находим характеристику сопротивления радиаторного узла, имеющего параллельные участки для прохода теплоносителя. Определим S3 y. Приведенный коэффициент местных сопротивлений для замыкающего участка:
два тройника на повороте £=1,5-2 = 3,0 труба I = 0,5 м; ~~ I = 2,1 0,5=1,05
Спр = 4.05
5э у = Л • 10—4£пр = 3,19 • 10—4 • 4,05 = 12,9 • 10—4 Па/(кг ч)а.
Местные сопротивления на подводках: два тройника проходных £=1-2 =2,0
отопительный прибор 5=1,2
две утки $=0,7 -2 = 1,4
кран двойной регулировки 5=2,0
X трубы I = 0,35 2 = 0,7 м; —— 1 = 2,1 -0,7 = 1,47
5ПОДВ = 8,07 • 3,19 • 10—4 = 25,7 • 10~4 Па/(кг/ч)а.
Характеристику сопротивления радиаторного узла, имеющего два параллельных потока теплоносителя, определяем по формуле
1 _______________________________1________________
5РУ = / 1 1 У ~ f 1 _______1 у ~
\ КХГК’ ^12,9-10-4 ' /25,7- 10-4 ]
= 4,42 • 10 —4 Па/(кг/ч)2.
Характеристику сопротивления стояка в целом получим, сложив характеристики сопротивления отдельных, последовательно расположенных его элементов — отводов //, отступов /, радиаторных узлов 4, тройников проходных на подающей и обратной магистралях и труб общей длиной 29 м. Принимая коэффициенты местных сопротивлений по приложениям V и VI, получим:
S/0 = 3,19 10-4(Ь11 >0,7 >0,2 >0,5 > 2) • 2,1) > 4,42 • 10-1 4 = = 251,5 10—4 Па/(кг/ч)2.
При /г—/<> = 95—70 = 25 °C масса теплоносителя, проходящая по стояку, должна быть
Потеря давления в стояке и прилегающих к нему участках магистралей выразится величиной
Др/0 = S10m2l0 = 251,5 10-4 • 194,42 = 950,5 Па.
Данные проведенного расчета занесены в табл. 6.3.
Переходим к расчету стояка 9, потеря давления в котором должна быть такою же, как и в стояке 10 и на прилегающих к нему участках магистралей 10—9 и 10'—О', так как стояк 10 и эти участки соединены параллельно со стояком 9.
Потеря давления в стояке 9 должна быть Дрз = 950,5 Па.
Табл. 6.3. Расчет теплопроводов ветки однотрубной системы водяного отопления с естественной циркуляцией теплоносителя
Номер участка <7, Вт 6, кг/ч 1, м Dy’ мм X d ’ 1/м 4 2; ^пр ЛЮ* | S10* Па/(кг/ч)’ АРуч, Па
Стояк 10 5650 194,4 29,0 20 — — 251,5 950,5
Стояк 9 5350 184 1 11,8 15 20 — — — — — 273,9 927,3
8-9 11 000 378,4 7 32 1,1 7,7 0,3 8,0 0,392 3,14 45,0
8'—9' 11000 378,4 7 32 1,1 7,7 1.5 9,2 0,392 3,61 51,7
1 15
Стояк 8 5650 194,4 12,5 20 __ — 273,9 1035,1
3 16 650 572,8 5 50 0,65 з,з 2,0 5,3 0,082 0,44 14,4
3' 16 650 572,8 5 50 0,65 3,3 3,5 6,8 0,082 0,56 18,4
2 29 780 1024,4 5 70 0,45 2,3 1,5 3,8 2,68 10,2 10,7
2' 29 780 1024,4 7 70 0,45 3,2 3,0 6,2 2,68 16,6 17,4
1 54 200 1864,5 17,0 70 0,45 7,7 0,8 8,5 2,68 22,8 79,3
1' 54 200 1864,5 5 70 0,45 2,3 0,8 3,1 2,68 8,3 28,9
в таблице приведены значения А- 10е и
S10’.
Примечание. Для труб £)у70
При тепловой нагрузке стояка 5350 Вт масса теплоносителя, которая на проходить по стояку, выразится величиной „ 0,86 • 5350
Gg = ------—------= 184 кг/ч.
zd
При проходе такой массы воды и необходимости потери давления в 950,5 Па характеристика сопротивления стояка 9 должна быть равной
Др 950,5
S9 ' Ю* = 10* = 280>4 Па/(кг/ч)2.
Up 1о4
Принимаем, что стояк 9, так же как и стояк 10, будет монтироваться из труб £)у20 и только узел присоединения к обратной магистрали будет выполнен из трубы Dy 15. При такой конструкции стояка приведенный коэффициент местного сопротивления части стояка, состоящей из труб Dy20, выразится величиной (без радиаторных узлов):
восемь отводов кран проходной пробковый тройник на повороте на подающей X
трубы I = 12,5 м; — I = 12,5 • 2,1
5=1-8 =8
Приведенный коэффициент местных сопротивлений обратной магистрали:
три отвода
кран проходной пробковый
тройник на повороте иа обратной X
трубы I = 1,2 м; —— I = 1,2 • 2,8 а
долж-
стояке
5=1,5
5=5
=26,25
5пр = 40,75
узла присоединения к
5=1,5 -3 =4,5 5=3,5 5=0,5
=3,4
£пр=И.9
Характеристика сопротивления стояка
S9 104 = 40,75 3,19 • 104+ 11,9 10,6 • 104 + 4,43- 104 • 4 = 237,9 Па/(кг/ча).
При полученном значении Ss потери давления в стояке 9 выразятся величиной А р9 = 273,9 • 10~4 • 1842 = 927,3 Па, что всего лишь на 2,4 % меньше требуемой величины потерь. При допускаемом расхождении в 15 °/о такая невязка внесения корректив в расчет не требует. Данные расчета занесены в табл. 6.3.
После расчета участков между стояками 8 и 9 на подающей и обратной магистралях, по которым проходит суммарный расход теплоносителя стояков 9 и 10, равный 378,4 кг/ч, получаем, что потери давления в стояке 9 должны быть
Арр=950,5+45+51,7= 1047,2 Па.
При тепловой нагрузке стояка 5650 Вт масса теплоносителя, проходящая по нему, выразится величиной
При таком расходе теплоносителя по стояку и заданной разности давлений, которая должна быть погашена в стояке, характеристика сопротивления стояка должна быть
ДР« 1047,2
Sa ' Ю4 = 72-Ю4 = — 10* = 277,1 Па/(кг/ч)2.
О & 1 vi । тг
Требуемая характеристика сопротивления стояка 8 почти не отличается от характеристики сопротивления стояка 9, а длины труб и схема присоединения приборов на обоих стояках одинаковы. Поэтому для стояка 8 принимаем такие же диаметры труб, как и для стояка 9, и характеристика сопротивления стояка 8
Ss =273,9 • 10—4 Па/(кг/ч)2.
Как видно из табл. 6.3, потеря давления в стояке 8 меньше располагаемой разности давлений на 1,2 %, что вполне допустимо.
Расчет остальных участков выбранного циркуляционного кольца приведен в табл. 6.3. Значения удельного динамического давления принимались по приложениям VII и VIII, а -А_—по приложению VII как для систем с естественным дав-а
леиием.
Общая потеря давления в рассматриваемом циркуляционном кольце, состоящем из участков 1, 2, 3, 8—9, 9—10, стояк 10, 9'—10', 8'—9', 3’, 2' и Г, оказалась равной Ар= 1216,3 Па, что на 21,7 Па, или на 1,8 %, меньше располагаемой разности давлений. При такой невязке исправления в расчет не вносятся.
В случаях, когда при принятых диаметрах труб стояка потери давления не увязываются с располагаемой разностью давлений, производят изменения диаметров труб на участках, соединяющих стояк с магистралями. При этом уменьшать диаметры рекомендуется сначала в узле присоединения и на участках, расположенных ближе к обратной магистрали, а увеличивать — в узле присоединения к подающей магистрали и на участках, следующих за ним, что и было выполнено при нахождении характеристики сопротивления стояка 9.
Вопросы для самопроверки
1. Почему в однотрубных системах температура воды на отдельных участках стояков неодинакова? Что необходимо знать для определения температуры на отдельных участках стояка?
2. Что называют малым кольцом циркуляции в однотрубных системах?
3. Что называют коэффициентом затекания и какое значение имеет этот коэффициент для расчета теплопроводов и подводок к отопительным приборам? Можно ли определить коэффициент затекания расчетным путем?
4. Какова последовательность расчета однотрубных систем?
Глава 7
СИСТЕМЫ ВОДЯНОГО ОТОПЛЕНИЯ С ИСКУССТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ
7.1. ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ И НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ С ИСКУССТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ
Для наиболее неблагоприятного циркуляционного кольца системы отопления с естественной циркуляцией теплоносителя располагаемая разность давлений для преодоления сопротивлений по длине и местных сопротивлений выражается величиной порядка 500...600 Па. При такой разности давлений устройство систем с радиусом действия более 30 м экономически не оправданно из-за необходимости применения труб больших диаметров и увеличения в связи с этим расхода металла и бесполезных потерь тепла. Поэтому в зданиях большой протяженности устраивают системы отопления с искусственной циркуляцией теплоносителя, побудителем которой являются насосы. Установку насосов производят в местах с наиболее низкой температурой теплоносителя — на обратных магистралях.
С помощью насосов возможно получение любых давлений для обеспечения циркуляции. Ограничением в этом случае являются предельные скорости движения теплоносителя в трубах по условиям бесшумности и возможность увязки гидравлических потерь по отдельным кольцам и ветвям системы. В случаях присоединения систем отопления к тепловым сетям через элеватор разность давлений в системе зависит от коэффициента смешивания, а регламентируемое СНиП минимальное давление на вводе должно быть не менее 100—120 кПа.
Увеличение скоростей движения воды приводит к уменьшению диаметров труб и связанному с этим уменьшению затрат иа устройство систем, снижению транспортных потерь тепла и увеличению радиуса действия систем. Поэтому насосные системы нашли широкое применение не только для отопления отдельных зданий, но и групп зданий, обслуживаемых из одной котельной, и целых районов городов и поселков.
Применение искусственной циркуляции в системах отопления не исключает возникновения естественного давления, которое при гидравлическом расчете должно учитываться наряду с искусственным в размере не менее 40 % от максимальной его величины. Этим учитываются условия работы систем отопления при некоторых средних температурных условиях отопительного периода.
Дополнительная естественная разность давлений, вызванная остыванием воды в отопительных приборах и трубах, учитывается
5 А, К. Андреевский
129
в тех случаях, когда величина ее оказывается более 10 % от разности давлений, создаваемой насосом.
В насосных системах отопления расширительный бак присоединяют перед всасывающим патрубком насоса или на небольшом удалении от него. При наличии нескольких абонентов присоединение расширительного бака должно осуществляться таким образом, чтобы при выключении любого или нескольких абонентов расширительный бак оставался присоединенным к действующей системе или части ее.
Чем вызвано требование о присоединении расширительного бака в определенной точке насосной системы отопления?
Система отопления представляет собой замкнутый контур теплопроводов, и поэтому работа насоса никакого влияния па уровень воды в расширительном баке не оказывает. Отсюда следует, что в точке присоединения открытого расширительного бака к системе отопления во всех случаях (при работе насоса или его бездействии) будет поддерживаться постоянное давление, складывающееся из атмосферного давления и гидростатического давления столба воды gho, где h— расстояние по вертикали от точки присоединения расширительного бака к системе до уровня воды в нем.
Точка, в которой поддерживается постоянное давление, называется нейтральной точкой или точкой постоянного давления.
Давление, создаваемое насосом, распространяется только до нейтральной точки, а за этой точкой по ходу движения воды насос создает разрежение. На участке от точки присоединения расширительного бака, на котором потери давления достигают величины ghp, давление будет понижаться, но останется атмосферным, а после точки А (рис. 7.1, а), в которой
(RI + Z)o-a = ghp, (7.1)
давление в трубах будет ниже атмосферного, что неизбежно приведет к вскипанию воды, парообразованию, разрыву потока и гидравлическим ударам. Кроме того, в местах с давлением ниже атмосферного возможны нарушения плотности соединения труб и подсасывание воздуха в теплопроводы. На рис. 7.1, а жирными линиями обозначены теплопроводы, в которых давление ниже атмосферного.
Во избежание подобных явлений расширительный бак в системах с искусственной циркуляцией теплоносителя должен присоединяться только перед всасывающим патрубком насоса. При таком присоединении теплоноситель во всех наиболее высоко расположенных теплопроводах всегда будет находиться под давлением выше атмосферного, как это видно из рис. 7.1,6, где показаны эпюры давлений в теплопроводах системы отопления с верхней разводкой. Для систем с нижней разводкой магистралей эпюры давлений будут аналогичными.
В случае вынужденного присоединения расширительного бака на значительном расстоянии от всасывающего патрубка насоса не
обходимо соблюдать условия, выраженные формулой (7.1), где под потерями на участке 0—А следует понимать потери давления на участке теплопроводов от места присоединения расширительного бака до всасывающего патрубка насоса.
Присоединение расширительного бака не к верхней точке главного стояка, а перед насосами исключает возможность использования его для централизованного удаления воздуха из систем.
Рис. 7.1. Распределение давлений в теплопроводах системы водяного отопления с искусственной циркуляцией в зависимости от места присоединения расширительного бака
В целях беспрепятственного удаления воздуха из систем с верхней разводкой магистральные теплопроводы следует прокладывать с подъемом в сторону движения воды, чтобы пузырьки воздуха уносились током воды, а в концах магистралей устанавливать проточные воздухосборники, из которых периодически производить выпуск воздуха. К воздухосборникам можно присоединять вантузы — устройства для автоматического выпуска воздуха. При невозможности придания уклона теплопроводам магистралей их можно прокладывать горизонтально, но для обеспечения удаления воздуха скорость движения теплоносителя в них должна быть не менее 0,25 м/с, независимо от диаметра теплопровода.
В случае присоединения системы отопления к тепловым сетям через элеватор побудителем циркуляции воды в системе является перепад давления на выходе горячей воды из элеватора и перед камерой смешивания элеватора.
Если система отопления присоединяется непосредственно к тепловым сетям без элеватора, разность давлений, обеспечивающая циркуляцию воды в системе, принимается в зависимости от располагаемой разности давлений на вводе теплоносителя в здание. При этом учитываются возможность использования этой разности давлений в системе при допустимых скоростях движения воды в теплопроводах и возможности увязки потерь давления в циркуляционных кольцах системы.
7.2. ДВУХТРУБНЫЕ СИСТЕМЫ ВОДЯНОГО ОТОПЛЕНИЯ С ИСКУССТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ
Основной нормативный документ — Строительные нормы и правила (СНиП) —рекомендует отдавать предпочтение однотрубным системам отопления. Эта рекомендация основывается на недостатках, присущих двухтрубным системам, которые по сравнению с однотрубными обладают меньшей тепловой и гидравлической устойчивостью и менее индустриальны.
Двухтрубные системы с нижней разводкой могут находить применение в зданиях с переменной этажностью при наличии в последних подвалов и отсутствии чердаков. Во всех случаях применения двухтрубных систем отопления в зданиях с числом этажей более двух требуются технико-экономические обоснования.
К применению рекомендуются системы с тупиковым движением теплоносителя при небольшом количестве стояков в отдельных ветках. Схемы с попутным движением воды следует применять лишь при невозможности увязки потерь давления в отдельных кольцах и ветках системы при тупиковой разводке. Такая рекомендация основывается на сложившемся мнении, что протяженность магистральных теплопроводов в системах с попутным движением воды оказывается всегда большей, чем в системах с тупиковой разводкой.
Это положение оказывается не всегда состоятельным и зависит в основном от принимаемой конструктивной схемы системы отопления. Бесспорным является то, что в системах с попутным движением воды благодаря одинаковой длине циркуляционных колец для всех стояков достигается хорошая увязка потерь давления.
Если для двухтрубных тупиковых систем отопления допускается невязка в потерях давления в параллельных участках до 15 %, то в двухтрубных системах с попутным движением теплоносителя эту невязку всегда можно довести до 5 %, хотя и для них величина невязки допускается также 15 %.
Следует иметь в виду, что хорошая увязка потерь давления в отдельных циркуляционных кольцах при проектировании устраняет трудоемкую работу по регулированию систем при пуске их в эксплуатацию.
Системы отопления с попутным движением воды не всегда применимы в тех случаях, когда в зданиях приходится предусматривать отдельные системы или ветки систем для обогрева помещений, ориентированных основными ограждениями на различные стороны сгзета и имеющих резко меняющиеся теплопотери в результате воздействия на них ветра, солнечной радиации и других факторов.
Максимальная протяженность теплопроводов циркуляционных колец систем отопления с искусственной циркуляцией теплоносителя, как правило, нс должна превышать 200 м. При большей протяженности циркуляционных колец следует предусматривать устройство нескольких раздельных систем.
Циркуляционные кольца отопительных приборов первых эта
жей системы отопления с искусственной циркуляцией рассчитывают на падение давления
ЛРрасч = Лрн+ (0,4...0,5)Дре (7.2)
или
ЛРрасч—Дрц+ (0,4...0,5)g7?p (Zr to),
(7.2а)
где Дрн — искусственная разность давлений, создаваемая насосом,
элеватором или имеющаяся на вводе в здание при присоединении системы отопления к тепловым сетям, Па; Дре — разность естественных давлений, возникающая в расчетном, циркуляционном кольце вследствие остывания воды в отопительных приборах и трубах, Па; h—расстояние по вертикали от середины теплообменника или элеватора до середины отопительного прибора нижнего этажа, м; (0,4...0,5) — коэффициент, учитывающий необходимость приведения величины Дре к значениям плотностей теплоносителя при наиболее длительном режиме работы системы отопления в течение отопительного периода.
Теплопроводы, подводящие воду к отопительным приборам вышележащих этажей (так называемые поэтажные кольца), рассчитываются на потерю давления:
ДРр — Ъ (RI + ^)подв ~г
+ Дриеп + 0,4§/г, (ро-рг) (7.3)
или
Арр — S (Rl-pZ) подв + Др пев +
+ 0,4£/1,Ж-/о), (7.3а)
Середина Водоподогрева- ' 7РЛЯ или ЭЛРвПТОЛП
Рис. 7.2. Измерение высот при определении естественного давления для расчета поэтажных колец в системах
водяного отопления с нижней разводкой магистралей и искусственной циркуляцией теплоносителя
где S (/?/+/)подв — потеря давления в подводках к прибору нижележащего этажа, Па; hi — расстояние по вертикали между серединами отопительных приборов рассматриваемого и нижележащего этажей, м (рис. 7.2); для верхнего этажа при присоединении подводок к нижним пробкам радиаторов величину hi принимают до осей нижних пробок радиатора; Арпев невязка между располагаемой расчетной разностью давлений кольца нижележащего этажа и поте-рями давления в трубах этого кольца, которая должна гаситься краном, установленным на подводке к прибору нижележащего этажа.
Ориентировочно удельные потери на трение в трубах определяются так же, как и для систем с естественной циркуляцией по формуле (4.9).
Для систем с искусственной циркуляцией, рассчитываемых методом удельных потерь на трение, в качестве первого приближения можно принимать /?Ср=60...100 Па/м и при выборе по расчетным таблицам диаметров теплопроводов необходимо следить за тем,
Ст!
Рис. 7.3. Расчетная схема двухтрубной системы водяного отопления с нижней разводкой магистралей, искусственной циркуляцией и попутным движением теплоносителя
чтобы скорость движения теплоносителя в них не превышала допустимой по условиям бесшумности.
При гидравлическом расчете теплопроводов по характеристикам сопротивления, пользуясь величиной /?Ср и зная массу теплоносителя, которая должна быть пропущена по участку, находят характеристику сопротивления 1 м трубы по выражению
п
Sy4=-F-, (7.4)
°уч
и по ее значению, пользуясь приложением VII или VIII, определяют диаметр теплопровода участка.
Методы гидравлического расчета теплопроводов систем с тупиковым движением и искусственной циркуляцией теплоносителя ничем не отличаются от методов, применяемых при расчете систем отопления с естественной циркуляцией при верхней или нижней разводке магистральных теплопроводов — приходится оперировать лишь большими величинами располагаемых разностей давлений и
учитывать разность естественных давлений в размере 40...50 %. Гидравлический расчет систем с попутным движением теплоносителя отличается некоторой спецификой, которую рассмотрим на примере.
Пример. Произвести гидравлический расчет теплопроводов системы отопления, схема которой приведена на рис. 7.3, где показаны магистральные теплопроводы, крайние и часть предпоследнего стояка. Расчет произвести с использованием характеристик сопротивления участков. Располагаемая разность давлений 4000 Па.
Решение. Так как в системе с попутным движением воды длина циркуляционных колец стояков одинаковая, то задача гидравлического расчета теплопроводов состоит в обеспечении таких расчетных разностей давлений для каждого стояка, которые давали бы возможность получить одинаковые потери давления во всех циркуляционных кольцах системы.
В качестве определяющих примем два циркуляционных кольца через отопительные приборы первого этажа первого и последнего (десятого) стояков по ходу движения теплоносителя. Соответственно этому производим нумерацию участков и подсчет тепловых нагрузок для каждого участка. Участкам магистралей обратной воды присваиваем тот же номер, что и для горячих магистралей между теми же стояками, но со штрихом.
Естественную разность давлений при расчете колец через приборы первого этажа не учитываем, считая, что эта разность явится запасом па неучтенные потери. Выбор диаметров теплопроводов на участках производим, пользуясь значением 7?ср и характеристикой сопротивления для 1 м трубы.
При общей длине каждого из выбранных циркуляционных колец около 80 м
4000 • 0,9 • 0,65
*ср=---------------- =30 Па/м.
Для первого участка, являющегося общим для обоих циркуляционных колец, ^CD 30
S • 10’ = -Qi = ~2938'2~ • 104 = 0,034 Па/(кг/ч)2.
По приложению VII находим, что характеристику сопротивления, близкую к найденной, имеет труба £>у50 по ГОСТ 3262—75, которая и принята в расчете.
Таким же путем определялись диаметры труб для каждого участка. В целях увязки потерь давления в рассчитываемых кольцах некоторые диаметры приходилось изменять па большие или меньшие.
Полный расчет выбранных основных колец приведен в табл. 7.1. Коэффициенты местных сопротивлений определялись по приложениям V и VI, а величины приведенных коэффициентов трения для системы с искусственной циркуляцией н удельного динамического давления — по приложению VII.
Табл. 7.1 отличается от аналогичных расчетных таблиц добавлением графы 13, в которой потери давления в циркуляционных кольцах через стояки первый и десятый суммируются нарастающим итогом от первого до четырнадцатого участка. Такое суммирование облегчает определение располагаемых разностей давлений для расчета остальных стояков.
В графе 14 табл. 7.1 приведены условные обозначения учтенных при расчете местных сопротивлений.
Проведя расчетные операции для обоих выбранных колец, убеждаемся, что суммарные потери давления в этих кольцах разнятся незначительно, всего лишь на 3667 — 3622,6 — 44,4 Па, что составляет 1,2 %. Полученные потери давления в обоих кольцах мало чем отличаются от заданной располагаемой разности давлений, п „ 4000 — 3644,8
Запас на неучтенные потери вместо 10 % составляет ----4Q00----- 100 = 8,9 %,
что вполне допустимо.
При расхождении потерь давления в обоих кольцах на величину более 5 % (хотя по СНиП 11-33—75 допускается невязка до 15 %) необходимо было бы
произвести корректирование некоторых участков путем замены диаметров труб на большие или меньшие. В исключительных случаях, в целях выравнивания потерь в циркуляционных кольцах, можно допустить применение па одном участке труб различных диаметров.
В итоге после произведенного расчета циркуляционных колец через приборы первого этажа стояков / п 10 определялись диаметры всех участков магистралей.
Если рассматривать циркуляционные кольца через приборы первого этажа остальных стояков, то в этих кольцах оказываются не рассчитанными участки стояков от магистралей до подводок к отопительным приборам первого этажа и сам)! подводки.
Располагаемую разность давлений для расчета этих участков в каждом стояке следует определять, имея в виду, что нормальная циркуляция в стояке будет обеспечена в том случае, если давление на подающей магистрали в месте присоединения к ней стояка будет больше давления в месте присоединения этого же стояка к обратной магистрали. Разность давлений в этих точках и будет располагаемой разностью давлений для расчета соответствующих участков стояка.
Для достижения этого потери давления на пути от элеватора, теплообменника пли распределительного коллектора до места присоединения стояка к подающей магистрали должны быть меньше потерь давления на пути от элеватора, теплообменника или распределительного коллектора до места присоединения стояка к обратной магистрали, т. е. должно существовать неравенство вида
2(Z?/4-Z)i...i<12(Z?Z4-Z) 1,../,
где 1...Z— потери давления па пути от подающей распределительной гребенки до присоединения i-ro стояка к подающей магистрали; 1...Г — потери давления на пути от подающей распределительной гребенки до присоединения i’-то стояка к обратной магистрали.
Располагаемая разность давлений для расчета стояка выразится, таким образом, формулой
Ap<=2(W+Z)i...i,-2(/?Z+Z))...i. (7.5)
В нашем случае, чтобы найти располагаемую разность давлений для стояка 3, необходимо для определения величины 2 (Rl + Z) i...j подсчитать величину потерь давления на участках 1, 2 и 3, а для определения 2(Z?Z+Z)i...i'— подсчитать величину потерь давления на участках 1, 15, 16, 17, 2' и 3'.
Для удобства нахождения располагаемых разностей давлений для стояков и производится суммирование потерь давления нарастающим итогом, записываемое в графе 13 расчетной таблицы.
Используя данные графы 13 табл. 7.1, находим располагаемые разности давлений для стояков.
Располагаемая разность давлений для стояка 2\
Дрр2=2 (Z?Z+Z)-2 (Z?Z+Z)1_2= 1042,1-681,0=361,1 Па.
Для остальных стояков получаем:
ЛРрз=1154,1- 865,7 = 288,4;
Дрр4= 1339,8- 997,9 = 341,9;
Дрр5 = 1706,3 - 1369,3 = 337,0;
Дрре = 2080,6 — 1743,3 = 337,3;
Дрп7=2646,5-2221,0=425,5;
Дррз=2788,0-2405,9=382,1;
Др pg=2971,5 - 2488,7=4 82,8.
Приведенное определение располагаемых разностей давлений для стояков следует вести одновременно с расчетом обоих основных колец и при необходимости вносить по ходу расчета изменение диаметров соответствующих участков.
Прежде чем перейти к расчету стояков, для которых найдены располагаемые разности давлений, следует закончить определение диаметров для всех участков первого и десятого стояков.
Табл. 7.1. Гидравлический paciui сн внн.. m,iij ihhi.iihuj ,ол-Ц
Номер участка q, Вт G, кг/ч Z, м Dr мм 7. d ’ 1/м 4 flip А-101 | S 10* Па/(кг/ч2) Др, Па 2Др, Па Примечание
1 2 3 4 5 G 7 8 9 10 | 11 12 13 , 14
Расчет циркуляционного кольца через прибор первого этажа стояка 1 1 85 420 2938 10 50 0,55 5,5 1,6 7,1 0,082 0,58 500,6 500,6 15 8860 305 1,5 20 1,8 2,7 10 12,7 3,19 40,51 376,8 877,4 U 1 16 1140 39 1 15 2,7 2,7 4,6 7,3 10,7 77,38 11,8 889,2 ' s „ -К О: 17 1140 39 1 15 2,7 2,7 7 9,7 10,6 102,82 15,6 904,8 — Iя 2' 8860 305 7 25 1,4 9,8 2,2.12,0 1,13 14,76 137,3 1042,1 3' 17660 607 6 32 1 6 1,8 7,8 0,39 3,04 112,0 1154,1 4' 24 410 837 5 32 1 5 1,8 6,8 0,39 - 2,65 185,7 1 339,8 . ^СГ 5' 32210 1146 6 32 1 6 1,2 7,2 0,39 2,81 366,5 1706,3 ♦И 6' 42060 1442 8,5 40 0,8 6,8 1 7,8 0,23 1,79 374,3 2080,6 .« Т 51710 1778 8,5 40 0,8 6,8 1 7,8 0,23 1,79 565,9 2646,5 . „ Се 8' 60210 2071 6 50 0,55 3,3 0,7 4,0 0,082 0,33 141,5 2788,0 th 9' 68 560 2358 6 50 0,55 3,3 0,7 4,0 0,082 0,33 183,5 2971,5 10 76900 2646 6,5 50 0,55 3,6 0,5 4,1 0,082 0,34 238,0 3209,5 14 85420 2938 8 50 0,55 4,4 2,1 6,5 0,082 0,53 457,5 3667,0 kizi
Продолжение табл. 7.1
1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 1 7 1 8 1 9 1 10 1 11 1 12 1 13 1 14
1 85 420 2938 Расчет 10 циркуляционного 50 0,55 5,5 кольца 1,6 через прибор 7,1 0,082 первого 0,58 этажа стояка 10 500,6 500,6
2 76 5G0 2634 5,5 50 0,55 3 0,2 3,2 0,082 0,26 180,4 681,0
3 67 760 2331 6 50 0,55 3,3 0,8 4,1 0,082 0,34 184,7 865,7 tk/V
4 61 010 2099 5 50 0,55 2,8 0,8 3,6 0,082 0,30 132,2 997,9
5 52 210 1797 6 40 0,8 4,8 0,2 5,0 0,23 1,15 371,4 1369,3 th
G 43 360 1492 8,5 40 0,8 6,8 0,5 7,3 0,23 1,68 374,0 1743,3 th Г
7 33 710 1160 8,5 32 1 8,5 0,6 9,1 0,39 3,55 477,7 2221,0 11-г
8 25 210 867 6 32 1 6,0 0,3 6,3 0,39 2,46 184,9 2405,9 th
9 16 860 580 6 32 1 6,0 0,3 6,3 0,39 2,46 82,8 2488,7 th
10 8520 293 8 20 1,8 11,2 5,7 16,9 3,19 53,9 402,7 2951,4 th \ M
11 ИЗО 39 1 15 2,7 2,7 4,6 7,3 10,G 77,4 11,8 2963,2
12 ИЗО 39 1 15 2,7 2,7 7 9,7 10,6 102,8 15,6 2978,8 + i
13 8520 293 1 20 1,8 1,8 5 6,8 3,19 21,7 186,3 3165,1 r ГГ XI
14 85420 2938 8 50 0,55 4,4 2,1 6,5 0,082 0,53 457,5 3622,6
u. J *. / z. taciu.1 ьимлиц к num ci япа
<?, Вт G, кг/ч /, м Оу, мм 4 i/M 4 2; 'пр А|0‘ | S-101 Др, Па Примечание
Па/(кг/ч)2
1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 10 н 12
Стояк 7; этаж второй; Др*1 — 203,2 Па
6580 226 2,8 20 1,8 5,0 3,5 8,5 3,19 27,1 138,4 н-
1045 36 ! 15 2,7 2,7 4,6 7,3 10,6 77,4 То,о О
1045 36 1 15 2,7 2,7 7 9,7 10,в 102,8 13,3
6580 226 2,8 25 1,4 3,9 2,8 6,7 1,23 8,2 41,9
203,6
Стояк 1; этаж третий; Лр™ = 10 -|- 13,3 0,4 • 2,8 • 9,81 • 0,64 25 = 199,1 Па
4490 154 2,8 20 1,8 5,0 3,5 8,5 3,19 27,1 64,3 i+ ь
965 39 1 15 2,7 2,7 4,6 7,3 10,6 77,4 8,4 г 4^ С
965 39 1 15 2,7 2,7 7 9,7 10,6 102,8 11,2 V L
4490 154 2,8 20 1,8 5,0 3,5 8,5 3,19 27,1 64,3 14- Ь
148,2 ” г
со со Дрнев = 199,1 — 148,2 = 50,9 Па
Окончание табл. 7.2
> 1 2 1 3 1 4 1 3 1 6 | 7 | 8 | 9 | '° 1 11 1 12
Стояк 1; этаж V А IV четвертым; ар^ = 8,4-|- 11,2-1-50,9 + 0,4 2,55 9,81 • 0,64 • 25 = 230,6 Па
2560 88 2,3 20 1,8 4,1 3,5 7,6 3,19 24,2 18,7 1+
1280 44 1 15 2,7 2,7 3,1 5,8 10,6 61,5 11,9 +г°
1280 44 2 15 2,7 5,4 10 15,4 10,6 163,2 31,6 *
2560 88 2,8 15 2,7 7,6 5 12,6 10,6 133,6 103,5 165,7 }>
Ap,iCB = 230,6— 165,7 = 64,9 Па
Рассмотрим стояк 1. Тепловая нагрузка стояка симметрична. Диаметры подводок правого и левого отопительных приборов будут одинаковы. Располагаемую разность давлений для расчета поэтажного кольца второго этажа подсчитываем по формуле (7.3а):
Дрр = 11,8+15,6+0,4-2,8-9,81 • 0,64(95—70) =203,2 Па.
Ориентируясь па эту величину, рассчитываем теплопроводы участков стояка, подводящие воду к отопительным приборам второго этажа.
Расчет участков поэтажных колец второго, третьего и четвертого этажей стояка 1 приведен в табл. 7.2. Аналогично проводится гидравлический расчет участков стояка 10 и других.
Гидравлический расчет теплопроводов системы отопления с попутным движением теплоносителя можно выполнить и несколько иным методом. Для этого в качестве расчетного кольца принимают кольцо через средний или другой, но наиболее нагруженный стояк. После расчета выбранного стояка рассчитывают соседний стояк с соответствующим участком магистрального теплопровода, горячего пли обратного, в зависимости от того, как ведется расчет последующих стояков — по ходу теплоносителя или против него. Располагаемая разность давлений при этом определяется исходя из потерь давления в известных и параллельно присоединенных участках.
ЛрНСв = 230,6-165,7=64,9 Па.
Для гашения избыточного давления на обратных подводках к приборам третьего и четвертого этажей у кранов двойной регулировки ставим дроссельные шайбы, отверстия каторых должны быть:
4 / ЗЗ2 / 442
- 3,56 у -5Щ9- = 7,7 мм; d’J = 3,56 ]/ = 8,3 мм.
7.3. ОДНОТРУБНЫЕ СИСТЕМЫ ВОДЯНОГО ОТОПЛЕНИЯ С ИСКУССТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ
Рассмотренные в гл. 6 вертикальные однотрубные системы отопления с естественной циркуляцией — с обходными участками или проточные, при включении в сеть их теплопроводов насоса становятся системами с искусственной циркуляцией. Гидравлический расчет таких систем может производиться любым из методов, изложенных в гл. 4.
Вследствие большей экономичности, большей тепловой и гидравлической устойчивости и большого радиуса действия однотрубные системы отопления широко используются. Массовое внедрение получили впервые разработанные в Советском Союзе новые конструктивные решения и новые научно обоснованные методы расчета однотрубных систем с нижней разводкой магистральных теплопроводов, П-образными стояками, унифицированными узлами, в частности проточно-регулируемые однотрубные системы с трехходовыми крапами у отопительных приборов.
Расположение стояков у откосов оконных проемов и одностороннее присоединение смещенных относительно оси окна отопительных приборов с подводками стандартной длины (380+20 мм) позволяют обезличенно заготавливать радиаторные узлы таких систем без предварительных замеров. Подобные конструктивные решения этих систем обеспечивают их высокую индустриальность, а за счет повышения сборности снижается трудоемкость работ.
Табл. 7.3. Минимально допустимые расходы теплоносителя по стоякам, обеспечивающие удаление воздуха из отопительных приборов в однотрубных системах отопления с П-образиыми стояками
Диаметр труб стояков D , мм
Минимальный расход теплоносителя G, кг/ч
15 20 25 170 300 500
П-образные стояки однотрубных систем с нижней разводкой магистралей имеют подъемную и опускную части. К обеим частям стояка отопительные приборы присоединяются только с одной стороны. При пуске системы отопления воздух удаляется через краны, установленные на отопительных приборах верхних этажей, а для удаления воздуха из отопительных приборов верхних этажей в период работы системы необходимо обеспечивать скорость движения воды в стояках не менее 0,25 м/с. Минимальные расходы теплоносителя по стоякам для соблюдения этого условия приведены в табл. 7.3, а допустимые максимальные скорости теплоносителя в теплопроводах системы и отвечающие им расходы его даны в табл. 7.4.
Такие системы могут осуществляться в виде проточных регулируемых с трехходовыми кранами или с замыкающими участками и регулирующими кранами КРП, устанавливаемыми на нижних подводках. Замыкающие участки могут быть осевыми или смещенными. Последние применяются в многоэтажных зданиях, так как при этом хорошо обеспечивается компенсация тепловых удлинений стояков.
Табл. 7.4. Допустимые максимальные скорости воды в теплопроводах зданий и максимальные расходы теплоносителя при этих скоростях
Диаметр труб £>у, мм Основные помещения жилых и общественных зданий Вспомогательные помещения жилых и общественных зданий
'’маке м/с Смакс’ кг/4 ’''.макс- м/с Смакс- кг''4
10 1,5 650 1,5 650
15 1,2 800 1,5 1000
20 1,0 1200 1,5 1800
25 1,0 2000 1,5 3000
32 1,0 3500 1,5 5250
40 1,0 4600 1,5 6900
50 1,0 7700 1,5 И 550
70 1,0 13 400 1,5 20 100
80 1,0 18 800 1,5 28 200
100 1,0 27 400 1,5 41 100
125 1,0 42 800 1,5 64 200
150 1,0 62 500 1,5 93 750
Табл. 7.5. Унифицированные радиаторные узлы
Наименование узла
Эскиз узла
УСЛОВНЫЙ Проход £>у,
мм
Вертикальный со смещенным обходным '"участком^и трехходовым крапом
Вертикальный со смещенным замыкающим участком и регулирующим краном КРП
Горизонтальный с осевым обходным участком и трехходовым краном
Горизонтальный с осевым замыкающим участком и регулирующим краном КРП
15 15 15 15
20 20 20 20
25 20 25/20 20
25 25 25 25
15 15 15 15
20 15 20 20
25 20 25 25
15 15 15 15
20 20 20 20
25 20 25/20 20
25 25 25 25
15 15 • 15 15
20 20 20 20
25 25 20 20
Для создания единой технологии изготовления и монтажа, обезличенного и централизованного изготовления радиаторных узлов, еще большего снижения трудоемкости и повышения качества монтажно-сборочных работ ВНИИГС предложены унифицированные радиаторные узлы, данные о которых приведены в табл, 7.5, Схемы этажестояков с разными диаметрами подводок показаны на рис. 7.4, Такие схемы следует применять только для увязки потерь давления в стояках.
Схемы стояков, собираемых из рекомендуемых узлов, даны на рис. 7.5.
Схемы стояков на рис. 7.5, а, в имеют подъемные, горизонтальные и опускные участки. Стояки по схемам рис. 7.5, б, г, д состоят из транзитного подъемного (холостого) и нагруженных опускных участков. Отопительные приборы, указанные на транзитных стояках пунктиром, устанавливают в тех случаях, когда температура горячей воды при входе в отопительный прибор верхнего этажа с учетом теплоотдачи транзитного стояка превышает 100 °C. Теплоотдачу этих приборов определяют из условия снижения температуры воды до необходимых пределов. Для компенсации тепловых удлинений на транзитных стояках предусматривают компенсаторы. Стояки с транзитными подъемными участками применяют при больших тепловых нагрузках, а также и по конструктивным условиям расстановки стояков в помещениях. Подъемную часть Т-образного стояка
можно прокладывать в помещениях, для обогрева которых достаточно тепловыделений самого стояка. Для увеличения тепловыделений стояк можно выполнять диаметром до 50 мм или изгибать в виде змеевиков, располагаемых под окнами (рис. 7.5, д').
На рис. 7.5 показаны стояки с трехходовыми крапами. При отсутствии последних можно применять регулирующие краны КРП, изготавливаемые в соответствии с ГОСТ 10944—75, используя соответствующие радиаторные узлы.
Рис.
а —с
7.4. Схема этажестояков с разными диаметрами подводок:
трехходовыми кранами: б — с кранами двойной регулировки
При проектировании рекомендуется в основном применять стояки со сближенной прокладкой подъемного и опускного участков (схемы на рис. 7.5, а, б, е). По схеме рис. 7.5, в стояки применяют лишь в случаях, когда невозможна их сближенная прокладка. Горизонтальный участок таких стояков прокладывают над полом или в полу верхнего этажа па сварке.
Для зданий повышенной этажности (9 и более этажей) в целях уменьшения гидравлических потерь в стояках их рекомендуется выполнять с перемычками, устраиваемыми примерно на 2/3 высоты стояка. Схемы таких стояков показаны на рис. 7.5, е, ж.
Установка арматуры на узлах присоединения П-образпых стоя
ков к магистральным теплопроводам показана па рис. 7.6. В зданиях до 8 этажей устанавливают пробковые краны и тройники с пробками. При температуре горячей воды в стояке более 95 °C на его подъемных участках необходимо ставить вентили, а вместо тройников с пробками — краны. При числе этажей более восьми на обоих стояках — подъемном и опускном — для спуска воды устанавливают пробковые краны.
Рис. 7.6. Установка запорной арматуры па узлах присоединения П-образггых стояков к магистралям:
а — для зданий до 8 этажей при ?г<90°С; б — для зданий до 8 этажей при /Г>95°С; в — для зданий с числом этажей 8 и более
Для устранения горизонтальной разрегулировки систем отопления с П-образными стояками и повышения их* гидравлической устойчивости потери давления в стояках должны быть не менее 70...80 % от располагаемой разности давлений в циркуляционных кольцах без учета потерь давления в тех участках, которые являются общими для группы стояков или ветвей.
Для увязки потерь давления в циркуляционных кольцах допустимо выполнять стояки с разными диаметрами подъемного и опускного участков, а также изменять диаметры на участках между горячими и обратными магистралями и нижней подводкой к отопительному прибору первого этажа.
При определении расчетной разности давлений в системе для подбора элеватора или насоса необходимо учитывать разность естественных давлений от остывания воды в отопительных приборах и трубах в размере 40 % от максимального его значения при расчетных температурах теплоносителя. При гидравлической увязке смежных стояков естественную разность давлений учитывают в размере 40 % от максимальной только в тех случаях, когда разница в высотах смежных стояков превышает 30%. По вопросам определения естественной разности давлений для однотрубных систем см. главу 6.
Для систем с П-образными стояками наиболее целесообразной являет-
Рис. 7.5. Схемы стояков однотрубной системы водяного отопления с нижней разводкой магистральных теплопроводов
Рис, 7.7. Схема стояка для домов с техническими этажами
2-й этаж
ся тупиковая схема с ветвями небольшой длины. В случае невозможности увязки потерь давления в ветках применяют схему с попутным движением воды.
В многоэтажных зданиях с техническим чердаком можно устраивать однотрубные системы отопления с верхней разводкой магистралей. В таких системах благодаря увеличению расхода теплоносителя в стояках уменьшается число радиаторов при одностороннем их присоединении. В угловых комнатах и в комнатах с большими теплопотерями устанавливают по два стояка, к которым отопительные приборы присоединяют через этаж. В комнате один стояк будет проточным нерегулируе-12-й этаж мым и при необходимости может выполняться из труб большого диаметра (рис. 7.7).
Так как П-образные стояки при применении трехходовых кранов являются проточными и выполняются на всем протяжении из труб одного диаметра, представляя собою участок с одним расходом теплоносителя, то гидравлический расчет таких систем удобно проводить методом динамических давлений или методом характеристик сопротивления. Эти же методы оказываются весьма удобными для расчета систем отопления с неравными перепадами температур теплоносителя по стоякам, что дает возможность осуществлять полную увязку гидравлических потерь в параллельно соединенных участках и избавляет от необходимости монтажного регулирования систем при пуске.
Идея расчета систем отопления с неравными перепадами температур по стоякам принадлежит А. И. Орлову и заключается в том, что для увязки потерь давления в параллельно присоединяемых стояках подбираются такие расходы теплоносителя в них, которые обеспечивают равенство потерь давления вне зависимости от тепловой нагрузки стояков. Падение температуры теплоносителя в стояках определяется полученными расходами и оказывается различным для разных стояков.
При расчетах систем отопления с неравными перепадами температур в стояках не следует допускать отклонение перепадов температур в отдельных стояках более ±15 % от общего перепада температур в системе.
Следует отметить, что в отопительных приборах, присоединенных к подъемной части П-образного стояка с замыкающими участками, в случае их выключения и последующего включения после длительного остывания возможно опрокидывание циркуляции. Такое явление происходит, когда потери давления в замыкающем участке радиаторного узла при пропуске по нему расхода стояка 146
1-й этаж
Табл. 7.6. Значения t,' и GMHII для вертикальных радиаторных узлов со смещенными замыкающими участками при высоте отопительного прибора 500 мм
Условные проходы труб узла г' СМИН- кг/4 Тепловая нагрузка стояка, Вт, при перепаде температуры в стояке, °C
стояк замыкающий участок подводка 25 30 35
15 15 15 4 200 5800 7000 8100
20 15 20 7 275 7900 9550 11 150
25 20 25 5 535 16 000 18 600 21 700
будут меньше противодавления, создаваемого охлажденной в радиаторе водой до 25 °C и ниже.
Во избежание возникновения подобного явления расход воды в П-образных стояках должен быть не менее величины, определяемой по приближенной формуле
0мии > 0,0125^ ~Рг)Рг (7.6)
где Омин — минимальная масса воды, проходящая по стояку, кг/ч; </в — внутренний диаметр трубопровода стояка, мм; h — высота отопительного прибора, м; р0, рг — соответственно плотность воды, остывшей в отопительном приборе и горячей в стояке, кг/м3; £' — приведенный коэффициент местного сопротивления замыкающего, участка радиаторного узла при отключенном от стояка приборе.
Значения для радиаторных узлов со смещенными замыкающими участками, значения ОМИп, вычисленные по формуле (7.6), и отвечающие этим расходам тепловые нагрузки стояков при различных перепадах температуры воды в стояке приведены в табл. 7.6, из которой следует, что минимальный расход теплоносителя в стояке из условий препятствия опрокидыванию циркуляции приводит почти к таким же скоростям, которые рекомендуются и для обеспечения выноса воздуха (см. табл. 7.3).
Пример 1. Произвести гидравлический расчет теплопроводов одной из веток системы отопления, представленной на рис. 7.8, методом характеристик сопротивления и при неравных перепадах температуры теплоносителя по стоякам. Система отопления присоединена к тепловым сетям города по зависимой схеме. Параметры теплоносителя в системе 105...70 °C.
Решение. Помимо общей подготовительной работы, предваряющей гидравлический расчет теплопроводов, для расчета по характеристикам сопротивления необходимо определить характеристики сопротивления каждого стояка.
При применении трехходовых кранов П-образный стояк является проточным регулируемым и выполняется, по возможности, из труб одного диаметра, в пределах стояка допускается только один переход с диаметра на диаметр, в первую очередь за счет участков присоединения к магистралям. При рассмотрении, например, стояка 3 (рис. 7.8) видно, что он собирается из четырех элементов — этажестояков с отопительными приборами, узла присоединения стояка к горячей магистрали, узла присоединения стояка к обратной магистрали и узлов отопительных приборов верхнего этажа. Эти элементы и их размеры указаны на рис. 7.9.
Определим характеристики сопротивления S для каждого элемента стояка, Л ,
принимая значения А, характеристики сопротивления местных сопротивлений
и труб по приложениям VII и VIII, а коэффициенты местных сопротивлений тройников при ответвлении стояков от горячих и обратных магистралей— по приложению VI.
Рис. 7.8. Расчетная схема ветки системы отопления с нижней разводкой магистралей и П-образпыми стояками
Рис. 7.9. Элементы П-образпого стояка: а — этажестояк; б — узел отопительного прибора верхнего этажа; в — узел присоединения к горячей .магистрали; г — узел присоединения к обратной магистрали
Определение S проведем для элементов стояка, выполненных из труб Ру 15. I. Этажестояк.
Два отвода 3 = 15,9 2=31,8-10—4
Радиатор 3= 17,0 10—4
Трехходовой кран на проходе з =21,2 • 10—4
Теплопровод S = (0,4 2 + 0,5 + 2,0) - 28,6 • IQ—1^ 94,4 10-“ S - 164,4 • 10—4
II. Узел отопительного прибора верхнего этажа.
Отвод S = 15,9 • 10~4
Трехходовой кран на проходе S = 21,2 • 10 —4
Радиатор S = 17,0 • 10 —4
Теплопровод S = (0,4 2 -|- 0,5 0,9) 28,6 10 —4 —62,9 10—<
S = 117,0 • 10—1
III. Узел присоединения к горячей магистрали.
Тройник на повороте S = ;ирА 5 • 10,6 • 10—1 — 53 • 10—4
Вентиль с прямым шпинделем S = 170 • 10—4
Теплопровод 0,8 • 28,6 • 10—4 = 22,9 • 10~4
S “ S= 245,9 10-4
IV. Узел присоединения к обратной магистрали.
Тройник на повороте S = 1,5 • 10,6 • 10—4 =15,9-10=4
Край проходной пробковый S = 37,l • 10 —4
Теплопровод 0,8 • 28,6 • 10—4 = 22,9 10 —4
S = 75,9 • 10—4
Так как стояк 3 состоит из восьми этажестояков, двух узлов отопительного прибора верхнего этажа и узлов присоединения к магистралям, то полная характеристика сопротивления стояка 3 и других, составленных по этой схеме, и £>у15:
Ss = (164,4 • 8-|- 117 - 2 -J- 245,9 -J- 75,9) 10~4 = 1870 • 10“4 Па/(кг/ч)2.
Необходимо отметить, что найденная характеристика сопротивления справедлива для всех подобных стояков, кроме концевых стояков веток, у которых в узлах присоединения к магистралям вместо тройников— отводы.
Величина характеристики сопротивления для узла присоединения к горячей магистрали у такого стояка следующая:
отвод ,S— 15,9 • 10 1
вентиль с прямым шпинделем S- -170 • 10—’
теплопровод S —0.8 • 28,6 • 10 ’ — 22.9 • 10-4 ,
S-208,8- 10-4 “
а характеристика сопротивления узла присоединения к обратной магистрали останется в данном случае такою же, так как S тройника на повороте для Dy 15 по величине равна S отвода.
Полная характеристика сопротивления концевого стояка ветки, составленного по схеме стояка 3, получит значение:
S= (164,4 • 8+117 • 2 + 208,8 + 75,9) • 10-4= 1833,9-10—1 Па/(кг/ч)2.
Подсчитывая аналогичным путем характеристики сопротивления элементов стояка при других диаметрах труб и определяя характеристику сопротивления не только для пятиэтажного стояка, по и для стояков другой этажности, а также и для других схем стояков, все данные можно представить в таблицах (табл. 7.7 и 7.8), откуда можно взять необходимые величины для расчета или для определения характеристик сопротпплВппя стояков, составленных по иным схемам.
Табл. 7.7. Характеристики сопротивления отдельных элементов П-образиых стояков
Элемент стояка Величина S-104 при условных проходах труб
15 1 20 | 25
Этажестояк с трехходовым краном 164,4 41,9 26,1
Приборы верхнего этажа 117,0 35,5 24,2
Участок присоединения к горячей ма- 245,9 52,5 18,7
гистрали 208,8 39,7 13,1
Участок присоединения к обратной ма- 75,9 14,2 5,1
гнстрали 75,9 12,6 3,9
Табл. 7.8. Характеристики сопротивления П-образных стояков
Эскиз стояка Число этажей в здании Величина S-104 при условных проходах труб стояка
15 | 20 | 25
4
• '1 1 1212,5 305,3 176,6 3 1175,4 290,9 169,8 1541-3 389,1 228,8 4 1504,2 374,7 222,0
— I v е 1871,0 472,9 281,0 О — 1833,9 458,5 274,2 6 2198,9 556,7 333,2 2161,8 542,3 326,4
г*
л £ — 3 967,8 226,2 112,1 930,7 211,8 105,3 4 1218,0 285,3 143,4 1180,9 270,9 136,6 5 1468,2 344,4 174,7 1431,1 330,0 167,9 6 1718,4 403,5 206,0 1681,3 389,1 199,2
В табл. 7.7 и 7.8 величины в знаменателе дроби представляют собой характеристику сопротивления для концевых стояков веток системы отопления. Данные табл. 7.7 удобно использовать при изменении диаметров отдельных узлов стояка.
Переходя непосредственно к расчету рассматриваемой ветки системы отопления, следовало бы учесть величину разности естественных давлений, развивающейся в каждом из стояков. Однако эта величина, как было сказано выше, учитывается только в случае подбора насоса или элеватора, требуемое давление которых уменьшается на величину 0,4 Дре.
Проектирование системы отопления с ветками, имеющими различные по высоте стояки, при расчете которых учет Дре обязателен (кроме стояков лестничных клеток), вообще не рекомендуется, так как они могут иметь значительную разрегулировку при эксплуатации. В этих случаях следует стремиться к тому, чтобы части здания, имеющие стояки различной высоты, обслуживались отдельными ветками системы с обратными теплопроводами, самостоятельно выведенными в тепловой центр здания.
В рассматриваемом нами примере производим расчет ветки без учета разности естественных давлений.
Расчет ветки начинаем с концевого стояка 1, имеющего тепловую нагрузку 9060 Вт. Для стояка принимаем Dy 20 и в табл. 7.8 находим его характеристику сопротивления Sj Ю4 = 458,5 Па/(кг/ч)2.
В концевых стояках перепад температуры рекомендуется принимать несколько больше общего перепада температур в системе. Задаваясь перепадом Д/; = 39 °C,
находим массу теплоносителя, которая должна протекать по стояку: 0,86? 0,86 • 9060
G, = —г;— =-----------------= 199,8 кг/ч.
1 39
При таком расходе теплоносителя потери давления в стояке Др, —SjGj = 458,5 • 10~4 199,82 = 1830,3 Па.
Все эти данные заносим в таблицу гидравлического расчета теплопроводов (табл. 7.9).
Для участков 1—2 и Г—2', по которым проходит тот же расход, что и по стояку, принимаем трубы £>у20, находим £Пр, характеристики сопротивления и потери давления.
Суммируя потерн давления в стояке 1 и потери давления на участках 1—2 и V—2', получаем Др=2150 Па. Такие же потери давления должны быть и в стояке 2, так как он присоединен параллельно с рассмотренными участками.
Перед выбором диаметра стояка обычно определяют ориентировочное значение SOp:
Sop Др/Gp, SMaKC 1 > 15Sop и
Smhh = Sop /1,15, а затем подбирают стояк по вспомогательным таблицам.
Принимая диаметр труб стояка 2 Dy 15 в соответствии со схемой стояка, находим в табл. 7.8 S2 • 10-4 = 1468,2 Па/(кг/ч)2. При такой характеристике сопротивления стояка необходимое падение давления в нем можно получить, если по стояку будет проходить масса теплоносителя
Др / гТбб
S2 Ю~4 = ]/ 1468,2 • 10-4 ~ 121 КГ/Ч'
Перепад температуры в стояке при таком расходе
Отклонение перепада температуры в стояке от общего перепада в ветке со-35 — 30,6
ставляет ---—----- 100= 12,6 % и находится в допустимых пределах. Все данные
проведенных расчетов занесены в таблицу расчета ветки.
СП t-o
Табл. 7.9. Гидравлический расчет ветки однотрубной системы водяного отепления с tjпиковым движением теплоносителя, нижней разводкой и неравными перепадами температур теплоносителя в стояках
Номер участии q, Вт /, м D ., мм 4 1/м 4 -пр ЛЮ1 | S ю* Лр, Па G, кг/ч М, °C
Па/(1 ;г/ч )2
Ст 1 9060 — 20 — — — — — 458,5 1830,3 199,8 39
Участок 1—2 9060 6 20 1,8 10,8 0,5 11,3 3,19 36,1 144,1 199,8
Участок 1'—2' 9060 6 20 1,8 10,8 3,0 13,8 3,19 44,0 175,6 199,8
СТ 2 4300 — 15 — — — — — 1468,2 2150,0 121,0 30,6
Участок 2—3 13 360 6 25 1,4 8,4 1,5 9,9 1,23 12,2 125,6 320,8
Участок 2'—3' 13 360 6 25 1 ,4 8,4 1,5 9,9 1,23 12,2 125,6 320,8
Ст 3 9700 — 20 — — — — — 472,9 2401,2 225,3 37J
Участок 3—4 23 060 8 32 1,0 8,0 0,5 8,5 0,392 3,33 99,3 546,1
Участок 3'—4' 23 060 8 32 1,0 8,0 3,0 11,0 0,362 4,31 128,5 546,1
Ст 4 8800 — 20 — — — — — 472,9 2629,0 235,8 32, 1°
Участок 4—А 31 860 5 32 1,0 5,0 3,0 8,0 0,392 3,14 191,9 781,9
Участок 4'—А’ 31 860 3 32 1,0 3,0 4,5 7,5 0,392 2,94 179,7 781,9
3000,6
После определения потерь давления в теплопроводах на участках 2—<3 н 2'—получаем, что в стояке 3 потери давления должны составлять 2401,2 Па. Принимая для стояка 3 диаметр труб 7)у20 и сообразуясь со схемой стояка, находим в подготовленных нами данных (см. табл. 7.8) характеристику сопротивления стояка
S3 = 472,9 • 10~4 Па/(кг/ч)2,
как для стояка промежуточного и по величине S и Лр определяем
2401,2
472,1 • 10~4
= 225,3
кг/ч.
При таком расходе
0,86 • 9700
ДЛ, =-------——
3 225,3
= 37 СС.
Отклонение от общего перепада температуры в системе находится в допустимых пределах.
Аналогично, как на рассмотренных участках, определяются потери на участках магистралей 3—4, 3'—~4', 4—А и 4'—А' и в стояке 4. Все данные расчета внесены в соответствующие графы табл. 7.9.
В итоге расчета получаем, что при различных перепадах в стояках общий перепад температуры теплоносителя для ветки составляет 35,0 °C, т. е., что и требовалось. При получении перепада, не равного 35 °C, расчет следует прокорректировать, приняв для стояка 1 перепад несколько меньшим или большим. Корректирование можно проводить также путем умножения всех расходов на поправочный коэффициент /г---= G’/Gj-,.
Для другой ветки, примыкающей к точкам А и А' магистралей, расчет проводится аналогичным путем, ио общий перепад температуры для ветки также не должен отличаться от перепада 35 °C или другого заданного перепада.
Следующей операцией по расчету ветки системы отопления является определение потребной греющей площади отопительных приборов, которое проводится методом, рассматриваемым в гл. 8, с учетом соответствующих перепадов температуры в стояках и тепла, отдаваемого в помещения теплопроводами.
Пример 2. Определить потери давления в П-образном стояке с перемычкой и распределение массы теплоносителя по отдельным участкам стояка, изображенного на рис. 7.10. В стояк подается теплоноситель при температуре tr = 105 С. Температура обратной воды t0 = 70 С. Общая тепловая нагрузка стояка q = 22 490 Вт. Высота этажа 3 м.
7зоо /ооо
760 Ц5О
800 7200
5500
820 7200
ООО 7300
Решение. Данную задачу решаем, пользуясь характеристиками сопротивления отдельных участков стояка.
Участок стояка до перемычки в подъемной и опускной частях имеет 12 этажестояков и 2 узла присоединения стояка к магистралям. Для этих участков принимаем трубы условного прохода £>у20. Характеристику
7200 2000
Рис. 7.10. Схема П-образпого стояка с перемычкой (к примеру расчета)
сопротивления отдельных элементов стояка получаем из табл. 7.7. Для этаже-стояка 3=41,9 • 10-4, для узла присоединения к горячей магистрали 3 = 52,5- 10—4 и к обратной магистрали 3=14,2-10-4. Полная характеристика участка стояка до перемычки
Si = (41,9-12 4- 52,5 4- 14,2) • 10~4 = 569,5 • 10~4 Па/(кг/ч)2.
Диаметр участка стояка выше перемычки принимаем также из труб £>у20. Этот участок имеет 4 этажестояка, 2 горизонтальных радиаторных узла, прямые участки теплопроводов, не входящих в радиаторные узлы, общей длиной 1=5,5+3,24-+ 0,2-2=11,9 м, 2 отвода на стояке в верхнем этаже и 2 тройника проходных.
Горизонтальный радиаторный узел имеет: тройник на повороте два отвода радиатор кран трехходовой на повороте потока теплопровод
3 = 4,8- 10-4
3 = 2-3,19- 10-4=6,4 • IO-4
S = 3,8- 10-4
S=9,6 • 10~4
3 = 5,74-1,3- 10~4=7,5- IQ-4
S=32,l • 10~4
Для прямых участков теплопровода и местных сопротивлений характеристика сопротивлений следующая: теплопровод два отвода два тройника проходных
3=11,9-5,74- 10-4 = 68,3- 10-4 S = 2 • 3,19-10-4 =6,4-10-“ S = 2-3,19-10-“ =6,4-10-“
3 = 81,1 • JO-4
Полная характеристика сопротивления участка выше перемычки S2 = (41,9 • 4 4- 32,1 4- 81,1) 10~4 = 312,9 • 10~4 Па/(кг/ч)2.
Перемычка имеет 2 горизонтальных радиаторных узла, прямой участок теплопровода длиной 5,5 м и 2 тройника на повороте. Перемычку принимаем из труб £>у15. При этом диаметре характеристика сопротивления горизонтального радиаторного узла: тройник на повороте два отвода радиатор трехходовой кран на повороте потока теплопроводы
3=15,9- 10~“
S = 2- 15,9- 10~4=31,8 • 10-4
S=17,0- 10-4
3=31,8 • 10-4
S = l,3 • 28,6 • 10-4=37,2 • 10-“
S= 133,7 • 10-4
Характеристика сопротивления прямой трубы и местных сопротивлений на ней S= (5,5 • 28,6+2 • 15,9) • 10'“= 189,1 • 10~4 Па/(кг/ч)2.
Полная характеристика сопротивления перемычки
S3= (133,7 4- 189,1) • 1(Г4 = 322,8 • 10~4Па/(кг/ч)2.
При заданных параметрах теплоносителя и тепловой нагрузке стояка масса теплоносителя, проходящая по стояку, выражается величиной
„ 0,86-22 490 „ „
GCT = —ГХ------= 552,6 кг/ч.
ст 105 — 70 '
Определим, какое количество теплоносителя будет проходить по перемычке и по участку стояка, находящемуся выше ее.
На основании того, что потери давления в параллельных участках должны быть равны, можем написать:
ЗгС| = З.,о| и Gct = Ga 4~ Оз-
Решая эту систему уравнений, получаем: Ой=278,5 кг/ч и G3=274,l кг/ч. При расчете распределения теплоносителя по отдельным участкам стояка разность естественных давлений не учитывается, так как перемычка расположена на высоте, большей 2/3 высоты стояка.
Потеря давления на участке стояка до перемычки
ДР1 = SiG^ = 569,5 • 10—4 • 552,62 = 17 390 Па.
Потеря давления в стояке выше перемычки
Др2 = S2G2 = 312,9 • 10~4 • 278,52 = 2426,0 Па.
Потеря давления в перемычке
Др3 = S3G| = 322,8 • 10~4 • 274,12 = 2426 Па.
Общая потеря давления в стояке
Дрст = Др1+Лр2=ЛР1+Лрз= 17 390+2426=19 816 Па.
7.4. ПОСТРОЕНИЕ ГРАФИКОВ ПАДЕНИЯ ДАВЛЕНИЯ В МАГИСТРАЛЬНЫХ ТЕПЛОПРОВОДАХ
И СТОЯКАХ СИСТЕМЫ ОТОПЛЕНИЯ
Все изменения давления в теплопроводах системы отопления, особенно в магистральных теплопроводах, могут быть наглядно показаны в виде графиков, представленных на рис. 7.11 —для си-
Рис. 7.11. Падение давлений в системе водяного отопления с попутным движением теплоносителя
стемы с попутным движением теплоносителя и на рис. 7.12 — для ветки системы с тупиковым движением теплоносителя, расчет которой приведен в табл. 7.9.
Для построения графиков по оси абсцисс следует откладывать длины участков магистралей с указанием мест присоединения стояков, а на оси ординат — падение давления на участках. Находя на координатном поле соответствующие точки и соединяя их прямыми линиями, получаем график падения давления в магистралях. Отрезки ординат между линиями давления в подающих и обратных магистралях показывают располагаемую разность давлений для расчета соответствующих стояков.
Установка дроссельных шайб на стояках позволяет погашатг избыточную разность давлений, и это тоже может быть отраженс на графиках.
По построенным графикам падения давления в магистральны: теплопроводах тупиковых систем можно судить о правильности ра< чета системы отопления, который в целях обеспечения гидравлической устойчивости системы должен быть произведен таким оог-
Рис. 7.12. Падение давления в тупиковой одн<-трубной системе водяного отопления
зом, чтобы потеря располагаемой разности давлении в стояка: составляла не менее 70 % от общей потери давления в циркуляционном кольце. График падения давления в системе отопления рассчитанной в соответствии с этими требованиями, показан нг рис. 7.11.
Линии падения давления в подающей и обратной магистраля: двухтрубной системы водяного отопления с попутным движением теплоносителя при идеальном расчете должны быть параллельны Непараллсльность их на отдельных участках свидетельствует i резко разнящихся нагрузках соседних стояков или о невозможное™ достичь равномерного падения давления вследствие недостаточной разнообразия по диаметрам сортамента выпускаемых труб. Нераь пая величина располагаемой разности давлений для отдельных стояков может быть погашена при расчете самих стояков. Пересе чепие линий давления указывает па то, что в обратной магистрал! давление выше, чем в подающей, и теплоноситель будет двигаться в обратном направлении, т. е. произойдет опрокидывание циркуляции в тех стояках, которые попадут в зону, где давление в обрат ной магистрали больше давления в горячей магистрали.
7.5. ГОРИЗОНТАЛЬНЫЕ ОДНОТРУБНЫЕ СИСТЕМЫ ОТОПЛЕНИЯ
В промышленных и общественных зданиях, гостиницах, а ини гда и в" жилых домах находят применение однотрубные горизонтальные системы отопления, принципиальные схемы и краткое опь санис которых приведены на рис. 1.5.
Достоинством горизонтальных однотрубных систем сравнительно с вертикальными следует считать простоту монтажа и меньшую стоимость. Недостатками являются: необходимость установки компенсирующих устройств при большой протяженности отдельных горизонтальных веток, перерасход отопительных приборов из-за подачи в некоторых системах теплоносителя в приборы по схеме снизу вниз и усложнение эксплуатации при установке воздушных кранов на каждом отопительном приборе. В проточных системах в ряде случаев отсутствует возможность регулирования теплоотдачи отдельных отопительных приборов.
Длину прямых участков поэтажных веток рекомендуется принимать не более 12 м. При большей длине необходимо предусматривать установку компенсаторов тепловых удлинений.
Циркуляционное кольцо в горизонтальных системах отопления включает в себя участок вертикального подающего стояка от нагревателя до любой из горизонтальных веток системы, горизонтальный разводящий теплопровод и участок обратного стояка от этого горизонтального теплопровода до нагревателя.
Считается, что в вертикальных стояках, по которым подводится теплоноситель к отдельным горизонтальным веткам системы и отводится от них, температура теплоносителя не изменяется (остывание воды в этих участках не учитывается) и соответствует параметрам системы tv и /0.
При расчете горизонтальных однотрубных систем отопления с естественной циркуляцией величину разности естественных давлений (Па), возникающей в циркуляционных кольцах отдельных веток системы, следует определять по формулам:
для циркуляционного кольца горизонтальных теплопроводов первого этажа
Аре = /llg(Po —рг); (7.7)
для второго этажа
А,о” —• h2g (ро — рг) (7.7а)
и так для каждого из последующих этажей.
В формулах (7.7) и (7.7а) h[ и h2 — высоты от середины нагревателя или от условного уровня (обычно от оси обратного магистрального теплопровода) до горизонтальных веток соответствующего этажа (рис. 7.13).
В горизонтальной системе отопления с замыкающими участками (рис. 7.13,6) подводки к отопительным приборам должны рассчитываться на разность давлений
Арподв = А7+Z3.y + hg (р ВЫХ Рбх), (7.8)
где 7?/+Z3.y — потери давления в замыкающем участке, Па; h — расстояние по вертикали от оси горизонтальной разводящей трубы до оси подводки в месте присоединения ее к отопительному прибору, м; рЕХ— плотность воды при температуре входа ее в отопитель
ный прибор (^вх=4.у), кг/м3; рвых — то же, при температуре выхода ,воды из отопительного прибора, кг/м3.
Для определения потребной греющей площади отопительны: приборов температуру воды на участке между отопительными при борами или замыкающими участками горизонтальных разводящих труб (ti, t2 и т. д.) определяют по формулам (6.4), (6.4 а, б, в)
Рис. 7.13. Принципиальные схемы веток горизонтальной однотрубной системы водяного отопления
Гидравлический расчет горизонтальных однотрубных систем отопления производится аналогично расчету вертикальных двухтрубных систем с нижней разводкой. Сначала рассчитывается циркуляционное кольцо приборов горизонтальной ветки первого этажа, а затем — часть стояков и горизонтальные ветки приборов каждого из вышележащих этажей (поэтажные кольца). Определение расчетного перепада давлений для циркуляционного кольца приборов первого этажа при искусственной циркуляции следует производить по формулам (7.2) или (7.2а), а для приборов горизонтальных веток вышележащих этажей по формулам (7.3) или (7.3а).
При расчете циркуляционных колец горизонтальных однотрубных систем необходимо предварительно определять потребную греющую площадь отопительных приборов, так как расчетная длина участков в горизонтальных ветках зависит от длины отопительных приборов.
Необходимость предварительного определения длины отопительных приборов исключается при устройстве горизонтальной системы с редукционными вставками, которая предложена А. В. Мазо.
Эта система характеризуется тем, что роль замыкающего участка выполняет редукционная вставка постоянной длины с установленной в ней эксцентричной шайбой (рис. 7.14), благодаря которой обеспечивается постоянный коэффициент затекания в однотипные отопительные приборы. Редукционная вставка и подводки к отопительным приборам выполняются из труб £)у20 вне зависимо-
сти от типа приборов. Такая система, помимо чугунных радиаторов, допускает применение любых отопительных приборов с односторонним расположением присоединительных патрубков. Движение теплоносителя по схеме сверху вниз увеличивает их теплоотдачу. Недостатком, как и в других горизонтальных системах отопления, является необходимость установки кранов для выпуска воздуха из
Рис. 7.14. Редукционная вставка:
/ — прокладка; 2 — шайба; 3 — муфта; 4 — точечная наплавка металла; 5 — контргайка
каждого прибора. Необходимые для расчета горизонтальных веток
систем с редукционными вставками характеристики сопротивления узлов отопительных приборов различных типов и коэффициентов затекания приведены в приложении XVI.
При применении в горизонтальных системах в качестве отопительных приборов гладких труб схема систем становится весьма простой (рис. 7.15), удобной для монтажа и сравнительно дешевой.
Рис. 7.15. Принципиальная схема однотрубной горизонтальной проточной системы водяного отопления с отопительными приборами из гладких труб (стрелками показано направление движения теплоносителя):
а — разомкнутая; б —замкнутая
Необходимость использования стальных труб больших диаметров вместо чугунных радиаторов для обеспечения потребной греющей площади и некрасивый внешний вид являются недостатками вышеуказанной системы. Число труб в отдельных ветках таких систем должно быть кратно двум, а поэтажные кольца следует присоединять к стоякам так, чтобы движение воды в каждой паре труб было противоточным.
7.6. НЕКОТОРЫЕ ПРЕДЛОЖЕНИЯ ПО УСТРОЙСТВУ КОМБИНИРОВАННЫХ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ С ДЕЦЕНТРАЛИЗОВАННЫМ СМЕШЕНИЕМ
Во всех рассмотренных системах отопления применялся теплоноситель определенных параметров, который при использовании высокотемпературной воды приготавливался в тепловых пунктах с использованием специальных теплообменников или в смесительных установках с водоструйными элеваторами.
Стремление к удешевлению систем отопления путем непосредственного использования высокотемпературного теплоносителя с одновременным сохранением температуры поверхности отопительных приборов на требуемом санитарном уровне приводит к появлению предложений по децентрализованному получению требуемых параметров теплоносителя.
Одним из них является комбинированная однотрубная система отопления с нижней разводкой и П-образными стояками, предложенная Л. И. Рохлецовым, которая предполагает использование высокотемпературной воды без применения элеватора. 3ta система удобна для применения и в тех случаях, когда давление в тепловой сети на вводе не обеспечивает нормальной работы элеватора.
Как видно из рис. 7.16, стояки системы (условно показанные без отопительных приборов) разделены на несколько последова-
Рис. 7.16. Безэлеваторпая система отопления жилых зданий с попутным подмешиванием сетевой воды
Рис. 7.17. Схема системы отопления, состоящая из двух частей с разным перепадом теплоносителя в каждой пз частей
тельпо соединенных групп, а стояки, входящие в каждую из групп, соединены параллельно.
Сетевая вода, имеющая температуру 150 °C, после ввода в здание делится на два потока. Один поток проходит через рециркуляционные воздухоподогреватели лестничных клеток, охлаждается в них до 105 °C и поступает в первую группу стояков, в которой охлаждается до заданной температуры и направляется во вторую группу стояков. За счет подмешивания сетевой воды из второго потока обратная вода первой группы стояков доводится до температуры 105 °C и поступает во вторую группу стояков, где она снова охлаждается до заданной температуры. При переходе в третью группу стояков к этой воде снова подмешивается порция высокотемпературной воды и т. д.
Число стояков в каждой группе, необходимое количе
ство точек подмешивания, температура воды и ее количество на отдельных участках определяются на основе теплового и количественного балансов теплоносителя. Для увязки потерь давления в отдельных кольцах системы на подмешивающих перемычках устанавливают дросселирующие шайбы.
По данным автора, в описанной системе по сравнению с обычными элеваторными системами достигается экономия на радиаторах до 15 % и трубопроводах до 45 %. Это происходит за счет повышения скоростей теплоносителя в трубах и повышения температуры обратной воды в начальных группах стояков системы. Общая стоимость системы уменьшается на 20 %.
Несколько иным является предложение М. Т. Ральчука, также направленное па повышение эффективности и удешевление систем отопления. По этому предложению, система отопления должна быть разделена на две части (рис. 7.17), в которые от общего элеватора подается теплоноситель с определенной заданной температурой (105, 115, 130 °C).
В первой части системы теплоноситель охлаждается до температуры в пределах 80,85, 90, 95 °C и возвращается в элеватор. В связи с этим в этой части системы средняя температура теплоносителя в отопительных приборах повышается, теплоотдача приборов увеличивается, а число их сокращается.
Во второй части системы теплоноситель охлаждается до более низкой температуры (55, 60, 65, 70°C), с которой он и возвращается в тепловые сети города.
Целесообразность принятия тех или иных значений температур обратной воды в каждой части системы обосновывается целесооб-
G А. К. Андреевский
161
разностью уменьшения расхода отопительных приборов и труб. Экономичность системы отопления в целом зависит от распределения тепловых нагрузок различных ее частей, которые устанавливаются не произвольно, а сообразно с количеством теплоносителя, получаемого от ТЭЦ.
7.7. ОТОПЛЕНИЕ ВЫСОТНЫХ ЗДАНИЙ
При решении вопросов отопления зданий высотой более 60 м, когда статическое давление в нижней части системы превышает давление, допустимое для отопительных приборов, применяют по-зонные системы отопления. Для этого здание делят по высоте на зоны таким образом, чтобы статическое давление в нижней части каждой зоны допускало применение выбранных типов отопительных приборов. Между зонами предусматриваются технические этажи, которые используют для прокладки различных инженерных коммуникаций, в частности подающих и обратных магистралей системы отопления, расширительных баков и другого оборудования.
Системы отопления отдельных зон присоединяют к тепловым сетям по независимой схеме. Такое присоединение вызывается необходимостью предотвращения передачи статического давления местных систем в наружные сети. Узлы присоединения располагают обычно в подвалах здания, откуда горячая вода насосами подается в каждую из позонных систем отопления. Для надежности в узлах присоединения каждой зоны устанавливают по два теплообменника.
Для позонного отопления высоких зданий применимы любые-из рассмотренных в предыдущих главах системы отопления. Предпочтение следует отдавать однотрубным системам как наиболее индустриальным.
Обогрев отдельных зон высотных зданий осуществляется обычно не одной, а двумя или четырьмя системами, располагаемыми вдоль ограждений, имеющих одинаковую ориентацию по сторонам света. Это делается для возможности централизованного регулирования подачи тепла в помещения в зависимости от воздействия солнечной радиации, направления и скорости ветра. Каждая из отдельных систем зоны имеет главный горячий и обратный стояки, идущие непосредственно от узла управления. Для прокладки главных стояков отдельных систем предусматривают специальные шахты, располагаемые обычно рядом с лифтами.
Отдельные системы каждой зоны в зависимости от объема здания могут представлять собою мощные системы с нагрузкой до 0,6 ГВт.
В высотных зданиях могут применяться и пароводяные системы отопления. В этом случае теплообменники могут устанавливаться не внизу здания, а на технических этажах каждой из зон. При установке емкостных пароводяных теплообменников не исключено применение паровоздушных систем отопления, как это было осу-
4
Рис. 7.18. Схема позошюго отопления высотного здания; — • ——паропровод; —--------конден-
сатопровод
ществлено в самой верхней (четвертой) зоне главного корпуса Московского государственного университета.
Для уменьшения проникновения в здания холодного воздуха через входы предусматриваются турникетные входы, смещение осей входных дверей и воздушно-тепловые завесы. В общественных зданиях организуется отдельно отопление вестибюлей и создание в них подпора воздуха приточной вентиляцией.
На рис. 7.18 показан разрез части главного корпуса Московского государственного университета. Из рисунка видно, что здание разбито по высоте на четыре зоны. Три нижние зоны оборудованы однотрубными проточными системами водяного отопления, а четвертая, верхняя зона — системой паровоздушного отопления. Для каждой системы в подвале здания установлен водоводяной теплообменник 1, в котором вода системы отопления подогревается высокотемпературной теплофикационной водой (водоводы тепловых сетей на рисунке не показаны). Главные стояки систем поднимаются до технических этажей 2 соответствующих зон, где прокладываются подающие и обратные теплопроводы соответствующих зон (обратные магистрали на рисунке показаны пу-пктиром). Расширительные баки 3 установлены в технических этажах соответствующих зон. Каждая система отопления имеет свои циркуляционные насосы 5, размещенные в подвале здания.
Теплообменники и насосы на рис. 7.18 показаны условно по одному на систему. В натуре каждая позопная система отопления оборудована двумя теплообменниками и двумя циркуляционными насосами.
Питание паром калориферов 4 воздушного отопления четвертой зоны производится из подвала, в который введены паровые магистрали от паровой котельной.
Вопросы для самопроверки
1. Когда следует применять системы отопления с искусственной циркуляцией теплоносителя?
2. В каких случаях рекомендуется применять системы с попутным движением теплоносителя и чем они отличаются от систем с тупиковым движением теплоносителя?
3. В каком месте системы отопления должна присоединяться расширительная труба расширительного бака и почему?
4. Как следует учитывать разность естественных давлений в системах с искусственной циркуляцией теплоносителя? Что будет происходить в системе, если эту разность давлений не учитывать?
5. Что необходимо предусматривать для удаления воздуха из системы отопления с нижней разводкой и искусственной циркуляцией теплоносителя?
6. Какими достоинствами обладает однотрубная проточно-регулируемая система отопления с П-образными стояками? Какие схемы стояков такой системы рекомендуются для применения?
7. Чем характеризуется однотрубная горизонтальная система водяного отопления с редукционными вставками?
8. Почему в высотных зданиях применяют позонные системы отопления и как эти системы присоединяют к тепловым сетям?
Глава 8
ОТОПИТЕЛЬНЫЕ ПРИБОРЫ СИСТЕМ ЦЕНТРАЛЬНОГО ОТОПЛЕНИЯ
8.1. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К ОТОПИТЕЛЬНЫМ ПРИБОРАМ
Отопительные приборы предназначаются для передачи тепла от теплоносителя в окружающую среду. Этим определяется конструкция отопительного прибора, внутри которого должны быть полости или каналы для прохода теплоносителя, и развитая внешняя поверхность для передачи тепла в окружающую среду путем конвекции и излучения.
Вследствие того что отопительный прибор является предметом оборудования зданий различного назначения, он должен отвечать ряду требований.
Отопительные приборы должны допускать открытую установку их при различных решениях интерьеров, гармонировать с обстановкой и отделкой помещений, их конструкция должна быть легкой и изящной. Вся поверхность прибора должна быть доступна для очистки ее от пыли, паутины и других загрязнений.
Любая по величине греющая площадь отопительного прибора должна компоноваться из отдельных элементов без излишних запасов при минимальном количестве соединений. Присоединение прибора к системе отопления должно быть простым, без излишнего гнутья труб, сам отопительный прибор не должен занимать полезной площади помещения.
Технология изготовления отопительных приборов должна быть простой при минимальном расходовании как основных, так и вспомогательных материалов. Ежегодная потребность в отопительных приборах — примерно 60 млн. экм, из них примерно 65 °/о составляют чугунные радиаторы. Для производства такого количества приборов требуется около 1,2 млн. т чугуна. Поэтому даже небольшое сокращение расхода металла на единицу поверхности отопительного прибора в целом по стране сэкономит тысячи тонн металла.
Отопительный прибор должен иметь возможно большее тепловое напряжение металла (величину отдачи тепла, приходящуюся на 1 кг металла) и возможно больший коэффициент теплопередачи.
Затраты труда на установку и установочная стоимость единицы греющей площади должны быть как можно меньшими.
Какая-либо одна конструкция практически не может удовлетворять всем перечисленным требованиям и поэтому промышленность вынуждена выпускать несколько типов отопительных приборов, которые в той или иной степени приемлемы для зданий различного назначения.
Материалы, идущие па изготовление приборов, должны быть водо- и паронепроницаемыми, обладать высоким коэффициентом
теплопередачи и иметь достаточную прочность, так как приборы зачастую подвергаются значительному давлению изнутри, со стороны теплоносителя. Отопительные приборы чаще всего изготовляют из чугуна и стали, однако применяют также бетон и, очень редко, керамику и фаянс.
Тепло с поверхности отопительного прибора передается в окружающую среду конвекцией и излучением. Преобладание того или иного вида теплоотдачи, зависящее от конструктивных особенностей и формы поверхности прибора, способствует созданию соответственного микроклимата в обогреваемых помещениях.
8.2. ВИДЫ ОТОПИТЕЛЬНЫХ ПРИБОРОВ
Выпускаемые в пашей стране отопительные приборы можно классифицировать по следующим признакам:
а) по материалу — чугунные, стальные, бетонные;
б) по конструктивным особенностям — высокие, средние, низкие, собираемые из отдельных элементов (одно-, двух- и многоканальные), блочные (двух- и многоэлементные), ребристые, гладкие с кожухом и без кожуха, панельные (плоские и профилированные);
в) по способу теплоотдачи — конвективные, радиационные и конвективно-радиационные. Конвективные приборы или конвекторы передают тепло в основном путем естественной или вынужденной конвекции, лучистая теплоотдача их составляет не более 10 %; радиационными приборами являются плоские панели, у которых преобладает теплоотдача излучением; конвективно-радиационные приборы являются наиболее распространенными и передают тепло как конвективным, так и радиационным путем — теплообменная поверхность этих приборов весьма разнообразна и зачастую геометрически сложна;
г) по теплоотдаче прибора с единицы его длины; по этому признаку отопительные приборы разделяют на три группы — низкой, средней и большой теплоотдачи. Повышение теплоотдачи с единицы длины достигается оребрением или профилированием греющих поверхностей и многорядной установкой.
Длительное время единицей измерения греющей площади являлся квадратный метр. Эта величина, показывающая фактическую поверхность теплоотдачи отопительного прибора, не отражала полностью его теплотехнических качеств и не стимулировала поисков более совершенных и экономичных конструкций отопительных приборов.
С 1957 года в целях более правильной технико-экономической оценки и стимулирования производства более совершенных конструкций отопительных приборов, дающих максимальный тепловой эффект и экономию металла, Госстроем СССР была введена новая единица измерения греющей площади — эквивалентный квадратный метр (экм). Эквивалентным квадратным метром называют такую условную греющую площадь отопительного прибора, через которую при разности средней температуры теплоносителя в приборе и окру
Рис. 8.1. Основные размеры элементов радиатора
жающего воздуха 64,5 °C и при подаче теплоносителя в количестве 17,4 кг/ч в открыто установленный у стены прибор по схеме сверху— вниз обеспечивается тепловой поток, равный 506 Вт. При определении теплоотдачи новых конструкций приборов теплоотдающая площадь их, подлежащая испытанию, должна составлять около 2 экм.
Наиболее распространенными в настоящее время являются чугунные отопительные приборы, требуемую греющую площадь которых собирают из отдельных одно-, двух- или многоколонных элементов. Материалом для изготовления элементов таких приборов является серый чугун. Сборку элементов производят с помощью специальных ниппелей из ковкового чугуна, имеющих правую и левую наружную трубную резьбу. При теплоносителе с температурой до 100 °C уплотнителем при сборке элементов являются прокладки из термостойкой резины или из тряпичного картона, смоченного в воде и проваренного в натуральной олифе, а при параметрах теплоносителя более 100 °C применяют прокладки из термостойких материалов — паронита или клингерита.
Характерными размерами элементов чугунных радиаторов являются: строительная
или монтажная высота (расстояние между центрами ниппельных отверстий) — h, полная высота — Н, строительная глубина — b и строительная длина — I (рис. 8.1).
Одним из наиболее распространенных и выпускавшихся в нашей стране в течение длительного периода был чугунный радиатор типа «Польза». При значительном расходе металла —40 кг/м2 — теплотехнические качества этого радиатора были невысокими. Объясняется это тем, что значительная часть греющей площади радиатора «Польза» и других типов отопительных приборов, собираемых из отдельных элементов, подвержена взаимному облучению и вследствие этого из результирующего теплообмена излучением исключается около 75 % площади. Относительное уменьшение теплоотдачи излучением сказывается тем больше, чем большее количество элементов имеет отопительный прибор. Кроме того, большая площадь сечения колонок радиаторов предопределяет весьма малые скорости движения теплоносителя в них, чем в значительной степени снижается величина теплоотдачи от теплоносителя к внутренней поверхности колонки радиатора и соответственно снижается величина общего коэффициента теплопередачи отопительного прибора.
Более поздние конструкции одно- или двухколонных элементов чугунных отопительных приборов, выпускавшихся в разное время пашен промышленностью (рис. 8.2), существенно не улучшили каче-
ства отопительных приборов. Оказалось возможным лишь уменьшить массу чугуна, идущего на изготовление радиаторов, до 27 кг/м2 и строительную глубину. Величина коэффициента теплопе-
а —«Польза»; б — экранно-ребристый; в — ЛОР-150; г — ВОКО; д —- РКШ; е — M-J50; ж— тепловая панель; з — гигиенический секционный; и — 11-136
редачи осталась почти па том же уровне, что и у радиаторов типа «Польза».
/4/7
Рис. 8.3. Радиатор М-140-А0
В настоящее время наиболее распространенным является чугунный радиатор М-140-АО (рис. 8.3.), характеристика которого приведена в табл. 8.1. Радиатор имеет строительную высоту 500 мм, но по специальным заказам могут выпускаться низкие радиаторы, строительная высота которых 300 мм (М-140-АО-300).
Карагандинский завод отопительного оборудования выпускает разработанные НИИ санитарной техники двухколонные чугунные радиаторы «Стандарт» пяти типоразмеров. Эти радиаторы идентичны по конструкции и отличаются высотой и глубиной. Они рекомендуются к применению в учреждениях здравоохранения и уникальных зданиях. Технические характеристики радиаторов «Стандарт» приведены в табл. 8.1.
Технические условия на чугунные радиаторы, предназначенные для систем отопления жилых, гражданских и производственных зданий, регламентируются ГОСТ 8690—75. Одним из существенных недостатков чугунных приборов является то, что они допустимы к
Табл. 8.1. Технические характеристики некоторых отопительных приборов
Наименование приборов Единица измерения Поверхность нагрева Строительные размеры Масса, кр
м! | экм н I h I b | 1
Радиаторы:
М-140 1 1 элемент0,254 0,31 582 500 140 96 7,7...8,3
М-140-АО В 0,299 0,35 582 500 140 96 7,8...8,6
М-140-АО-300 в 0,17 0,217 382 300 140 96 5,2
М-90 » 0,2 0,261 582 500 90 96 6,15
РД-90с в 0,203 0,275 582 500 90 96 6,95
«Стандарт»;
Ст 140-500 » 0,31 590 500 140
Ст 140-300 в 0,2 390 300 140
Ст 90-800 » 0,36 830 800 90
Ст 90-500 в 0,25 590 500 90
Ст 90-300 в 0,17 390 300 S0
Ребристая труба с 1 шт. 1,0 0,69 Наружный диаметр 0,5 17,9
круглыми ребрами 1,5 ребра 175 мм
» 1,035 » 0,75 26,8
» 2,0 1,38 » 1,0 35,7
в 3,0 2,07 » 1,5 53,5
в 4,0 2,76 » 2,0 71,3
Стальная панель колончатая штампован-
ная (РСВ): МЗ-500-1 1 панель 0,64 0,83 564 500 42 518 7,5
МЗ-500-4 в 1,6 2,08 564 500 42 1262 18,8
M3-350-1 » 0,425 0,60 406 350 42 518 5,77
M3-350-4 в 1,062 1,49 406 350 42 1262 14,4
2МЗ-500-1 » 1,28 1,41 564 500 100 518 15,3
2МЗ-500-4 » 3,20 3,53 564 500 100 1262 37,9
Конвектор «Ак-
корд-1»: А-12 1 конвек- 0,6 300 155 60 610 5,62
А-16 тор » 0,8 300 155 60 770 7,2
А-20 » 1,0 300 155 60 930 8,97
А-24 в 1,2 300 155 60 1090 10,63
Конвектор чугунный: ЛТ-10-0,3 1 конвек- 0,27 0,265 140 78 295 5,4
ЛТ-10-0,6 тор в 0,54 0,53 140 78 601 10,8
применению лишь в тех системах отопления, избыточное давление в низших точках которых не превышает 0,6 МПа,
Кроме радиаторов, выпускаются еще чугунные ребристые трубы с круглыми ребрами по ГОСТ 1816—76 (рис. 8.4). Наличие ребер значительно увеличивает греющую площадь и делает прибор компактным, но взаимооблучение ребер снижает теплотехнические качества прибора. Затруднена также очистка прибора от пыли. Поэтому установка ребристых труб допускается лишь в помещениях с малыми пылевыделениями и временным пребыванием людей.
Рис. 8.4 Чугунная труба с круглыми ребрами
Отопительными приборами могут являться и гладкие трубы, собираемые в виде змеевиков или регистров. Применять гладкие трубы в качестве отопительных приборов следует в исключительных случаях и обоснованно. Данные о греющей площади труб приведены в табл. 8.2.
Из холоднокатаных листов стали высокого качества производятся сварные панели М3. Это — две отштампованные плоские панели, при сварке которых образуются вертикальные каналы для прохода теплоносителя. Такие панели называются радиаторами стальными вертикальными (РСВ) и применяются одиночными и спаренными (рис. 8.5).. Данные о штампованных панелях приведены в табл. 8.1. Теплотехнические качества одиночных штампованных панелей выше, чем у чугунных радиаторов, так как почти вся поверхность отдает тепло излучением и конвекцией. Применение спаренных панелей М3 снижает их теплоотдачу примерно на 30 %.
Табл. 8.2. Поверхность нагрева 1 м гладкой трубы
Диаметр трубы, мм 40 50 70 80 100
Поверхность пагрева трубы, экм 0,270 0,334 0,405 0,465 0,550
К подобному типу приборов относится штампованная панель прибора змеевикового типа ЗС-11-3(4, 5, 6, 7), имеющая греющую площадь 0,97...2,13 экм.
В настоящее время выпускается стальная листотрубная панель, состоящая из профилированного стального листа и змеевика из водогазопроводных труб, привариваемого к листу с тыльной стороны. Такие отопительные приборы бывают одиночными — КЛТ-1 (2, 3, 4, 5, 6, 7) с греющей площадью от 0,77 до 2,58 экм и спаренными— 2КЛТ-2 (3, 4, 5, 6, 7) с греющей площадью от 1,75 до 4,38 экм.
OOff
Рис. 8.5. Стальной штампованный радиатор типа М3 и 2МЗ. Размеры даны для радиатора МЗ-500
200
Рис. 8.6. Проходная секция конвектора «Прогресс». Тип 20К1
К металлическим отопительным приборам относятся и конвекторы «Прогресс» с замкнутым оребрением (рис. 8.6). Их элементы изготавливаются из труб Ду15 и Ду20 с плотной насадкой на них ребер из листовой стали рядового проката толщиной 0,7 мм. Конвекторы используются для настенной или напольной установки и комплектуются в группы, состоящие из нескольких элементов, соединенных между собой параллельно или последовательно. Допускается одно- или двухрядная установка конвекторов по высоте. Секции конвекторов могут быть концевыми или проходными. При однорядной установке по высоте и Ду15 греющая площадь может быть от 0,49 до 2,46 экм (при массе от 4,4 до 18,3 кг), а при трубах Ду20 и двухрядной установке по высоте греющая площадь составляет от 0,84 до 4,22 экм при массе от 9,77 до 43 кг.
В общественных, жилых и административных зданиях можно использовать отопительный конвектор типа «Комфорт», состоящий из греющего элемента, кожуха, воздушного клапана для регулирования теплоотдачи и воздуховыпускной решетки, образованной профилированными ребрами. Греющий элемент состоит из стальных труб с насаженными на них пластинами оребрения.
Конвекторы «Комфорт» выполняются двух типов: настенные — навешиваемые на стену (рис. 8.7) и островные — устанавливаемые
на полу. Оба типа конвекторов могут быть проходными (для соединения последовательно друг с другом) и концевыми. Конвекторы изготавливаются двухтрубными с шагом оребрения 5 и 7,5 мм при £>у 15 и шагом оребрения 5 и 10 мм при Ру20, а по длине оребренной части выпускается несколько типоразмеров: от 500 до 1300 мм. В конвекторах «Комфорт» регулирование теплоотдачи осуществляется по воздуху, что позволяет при их применении использовать
Рис. 8.7. Настенный отопительный конвектор типа «Комфорт» 20(КН20)
наиболее индустриальные и дешевые системы отопления для обеспечения требуемых условий в помещениях.
Напольные конвекторы «Ритм» предназначаются для установки в помещениях общественных зданий (вестибюлях, фойе, обеденных залах столовых и т. д.) и в аналогичных помещениях вспомога-
Рис. 8.8. Концевой отопительный прибор «Аккорд-Ь. Однорядная установка: L=(п-40) — 20
Рис. 8.9. Чугунный отопительный одноканальный плинтусный конвектор
ЛТ-10
выпускаются длиной от 460 до
тельных зданий промышленных предприятий. Эти конвекторы имеют трубчато-пластинчатые греющие элементы с трубками Dy20 при длине их 900 мм. Конвекторы выпускаются концевыми и проходными. Технические характеристики конвекторов, методика их подбора и коэффициенты местных сопротивлений приведены в «Строительном каталоге» (часть 10, раздел I, подраздел 10).
Для отопления лестничных клеток, вестибюлей и других помещений жилых, общественных и производственных зданий большого объема выпускаются также высокие конвекторы с кожухом. Высота этих конвекторов — 600, 900 и 1200 мм при ширине 1400 и глубине 400 мм. Греющая площадь таких конвекторов составляет соответственно 10, 12 и 13 экм.
Серийно выпускается низкий конвектор типа «Аккорд» (рис. 8.8). Он состоит из двух расположенных в вертикальной плоскости стальных труб £)у20 с расстоянием между осями 155 мм и насаженных на них с шагом 40 мм П-образных ребер высотой 300 мм. Глубина ребер — 60 мм при толщине 0,8 мм. Конвекторы
1580 мм. Греющая площадь — от 0,6 до 2 экм при однорядной и от 1,105 до 3,68 экм при двухрядной установке по высоте. Конвекторы могут применяться для отопления общественных, жилых и вспомогательных зданий промышленных предприятий.
Промышленностью выпускается чугунный плинтусный одноканальный конвектор типа ЛТ-10, общий вид которого показан на рис. 8.9.
Стальные конвекторы, так же как и ребристые трубы, трудно содержать в должной чистоте. Однако при периодической чистке их пылесосом они могут устанавливаться и в жилых помещениях. Достоинство конвекторов в том, что они могут применяться в системах, имеющих давление до 1 МПа, т. е. давление, которое допустимо для труб, из которых эти конвекторы изготовлены.
В последнее время довольно широко начинают применять малометалльные приборы, представляющие собой змеевики или регистры из гладких труб, заделываемых в плоские бетонные панели, последние могут устанавливаться в помещениях в любых местах. Подробно вопрос о конструкциях, расчетах и применении таких отопительных приборов рассматривается в главе о системах отопления с греющими панелями.
Возможно изготовление отопительных приборов из фаянса. Такие приборы имеют красивый внешний вид и обладают хороши
ми теплотехническими показателями. Однако их стоимость значительно выше металлических и в нашей стране они не производятся.
Не исключена возможность, что по мере развития химической промышленности будут найдены способы получения термостойких пластмасс, пригодных для изготовления отопительных приборов, развитие которых в этом случае может получить совершенно новые направления как в отношении поиска форм и размеров, так и мест расположения приборов в помещении.
8.3. РАЗМЕЩЕНИЕ, УСТАНОВКА И ПРИСОЕДИНЕНИЕ ОТОПИТЕЛЬНЫХ ПРИБОРОВ К ТЕПЛОПРОВОДАМ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ
Отопительные приборы следует устанавливать у ограждений, теряющих тепло, т. е. у наружных стен и преимущественно под окнами. При такой расстановке приборов температура в помещении выравнивается, и влияние потоков воздуха, отдавшего тепло холодным поверхностям, менее ощутимо. При невозможности размещения приборов под окнами их можно устанавливать у наружных стен или у боковых помещений в непосредственной близости к наружным ограждениям. При установке приборов под витринами их необходимо размещать по всей длине световых проемов.
В зданиях современного полносборного строительства отопительные приборы устанавливаются у стен, а при массивных кирпичных стенах их предпочтительнее устанавливать в нишах глубиной до 130 мм, устраиваемых в стенах или под окнами. Минимальные размеры ниши по длине и размещение в ней отопительного прибора в случае присоединения его на прямой подводке показано на рис. 8.10. Если на подводке к отопительному прибору устраивается утка, то ширина ниши должна превышать длину отопительного прибора на 0,6 м.
В лечебных учреждениях отопительные приборы должны устанавливаться на расстоянии 100 мм от пола и 60 мм от стены.
В зданиях любого назначения к отопительным приборам должен быть обеспечен доступ для их осмотра, ремонта и очистки.
Рис. 8.10. Установка радиатора в нише
В жилых домах, общежитиях и гостиницах отопительные приборы можно размещать и не по оси оконного проема. Для унификации заготовок радиаторных узлов применяют смещенную установку отопительных приборов. Стояк в этом случае располагают на расстоянии 150 ±50 мм от откоса оконного проема, а подводки имеют постоянную длину: 380±20 мм. При диаметре подводок Ду25 длина их принимается 500 мм.
д
Рис. 8.11. Схема присоединения радиаторов к теплопроводам систем отопления:
а — сверху вниз; б — снизу вверх; в —снизу вниз; г — соединение радиаторов «на сценке»; д —варианты разностороннего присоединения труб к радиатору
Радиаторы устанавливаются, как правило, на кронштейнах, но допустима их установка на специальных металлических подставках.
Размещение приборов в нишах глубиною более 130 мм либо укрытие их декорирующими решетками или щитами приводит к снижению теплоотдачи и к необходимости увеличения их греющей площади. Поэтому такая установка приборов допустима лишь при наличии достаточных обоснований.
В помещениях, имеющих высоту более 5 м и второй ярус окон или световые фонари, отопительные приборы необходимо располагать не только внизу, но также под окнами второго яруса и под фонарями с расчетом возмещения части теплопотерь верхней зоны помещения. При необходимости размещения приборов под фонарями применяют гладкие трубы £)у80 или Z)y 100.
Отопительные приборы, предназначенные для обогрева лестничных клеток в зданиях до четырех этажей, устанавливают в одном месте — у входа в лестничную клетку. Присоединять такие приборы следует к отдельным стоякам по однотрубной проточной схеме. В зданиях большей этажности обогрев лестничных клеток осуществляется рециркуляционными воздухоподогревателями, располагаемыми также в нижних частях лестничных клеток. Греющими элементами воздухоподогревателей могут быть чугунные ребристые трубы либо конвекторы или высокие конвекторы с кожухом, выпускаемые Новокузнецким заводом «Сантехлит». Установка отопительных приборов в отсеках тамбуров, имеющих одинарные наружные двери, не разрешается.
Присоединение отопительных приборов к теплопроводам системы отопления и питание их теплоносителем может осуществляться по схеме сверху — вниз, снизу — вверх и снизу — вниз (рис. 8.11).
В пределах одного помещения допустима установка приборов «на сцепке». Присоединение «на сцепке» приборов соседних помещений допускается только для кухонь, коридоров, туалетов, умывальных и других вспомогательных помещений. Присоединение приборов по схемам, приведенным на рис. 8.11, возможно как одностороннее, так и разностороннее. Последнее обязательно в тех случаях, когда число элементов в секционном радиаторе превышает 25, и при присоединении «на сцепке» более двух отопительных приборов.
На подводках к отопительным приборам должна предусматриваться арматура, обеспечивающая возможность проведения монтажной и эксплуатационной регулировки. Такую арматуру желательно устанавливать только на нижней подводке. Установка ее на верхней подводке, что зачастую производится, не исключает циркуляцию теплоносителя через прибор по нижней подводке. Для регулирования теплоотдачи отопительных приборов возможно использование автоматических комнатных регуляторов.
При наличии в помещении нескольких приборов регулирующую арматуру допускается устанавливать только на части их с тем, чтобы теплоотдача регулируемой площади приборов составляла не менее 50 % общей теплоотдачи приборов, установленных в помещении. Для конвекторов, у которых теплоотдача регулируется по воздуху, регулирующую арматуру на теплопроводах применять не следует.
При питании радиаторов теплоносителем по схеме снизу — вниз для удаления воздуха необходимо в одной из верхних пробок радиатора предусматривать кран для выпуска воздуха (поз. b на рис. 8.11).
8.4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТРЕБНОЙ ГРЕЮЩЕЙ ПЛОЩАДИ ОТОПИТЕЛЬНЫХ ПРИБОРОВ
Через условную греющую площадь отопительного прибора, равную 1 экм, при разности температур 64,5 °C между средней температурой теплоносителя в отопительном приборе, принимаемой равной 0,5-(95 + 70) =82,5 °C, и температурой воздуха помещения 18 °C от теплоносителя к воздуху помещения передается тепловой поток плотностью 506 Вт, который обеспечивается массой теплоносителя
0,86 • 506 , - . .
G — —------= 17,4 кг/(ч • экм).
95 — 70 4 ’
При других условиях, т. е. при других параметрах теплоносителя, ином количестве теплоносителя, проходящем через прибор, и ином падении температуры теплоносителя в приборе, плотность теплового потока (Вт/экм), передаваемого 1 экм, может быть определена по формуле
?э = ЙД/Ср, (8.1)
в которой для радиаторов и штампованных панелей типа М3 коэф-176
фициент теплопередачи k при теплоносителе вода выражается формулой
/ в \р
k = тЛ^р -2^- , (8.2)
\ fp )
где т — экспериментальный численный коэффициент; Д£с₽— величина температурного напора, °C, равная
t 4-1 д / _ вх “ ‘вых . .
Шер — 2 ‘в»
- G
Goth =-------относительный расход теплоносителя, проходящего
17,4
через прибор; G — действительный расход теплоносителя в приборе, кг/ч; Гр — расчетная величина греющей площади прибора, экм; п, р — показатели степени, являющиеся результатом обработки экспериментальных данных.
После замены k в формуле (8.1) его развернутым значением получим
q3=m\il+n(-^\P. (8.3)
\ fp /
Для каждого типа отопительных приборов величина qa будет изменяться вследствие различного влияния на нее плотности теплового потока, температурного напора Д/ср, относительного расхода теплоносителя Goth, схемы подачи теплоносителя в прибор и значений т, п и р, а также дополнительных потерь тепла через наружное ограждение при установке около него отопительного прибора (обычно эти потери принимают в размере 5 % от общей полезной теплоотдачи прибора).
Окончательные значения формул для определения величины qa для некоторых отопительных приборов приведены в табл. 8.3. Значения коэффициента ср, встречающегося в формулах и введенного для учета расхода теплоносителя и схемы подачи его в прибор, даны в табл. 8.4.
Так как выбор формул для определения q3, кроме схемы пи-
тания, зависит и от величины ---
Fp
Fp можно определять по формуле
то ориентировочно величину
F = гр „ ’ ?i
(8-4)
где q — расчетная тепловая нагрузка прибора, Вт; q\— плотность теплового потока, Вт/экм, в зависимости от схемы питания прибора:
при схеме питания сверху — вниз » » » снизу — вниз
» » » снизу — вверх
qi = 506 Вт/экм;
qi — 455 Вт/экм;
q\ — 395 Вт/экм.
Табл. 8.3. Расчетные формулы для определения плотности теплового потока на 1 экм греющей площади для некоторых отопительных приборов
Вид отопительного прибора Схема питания прибора k, Вт/(экм К) <7Э, Вт/экм
Радиаторы чугунные | 2,O8A/^32G°’°3 2 2
секционные и штампо- •— rn CP
ванные, панели колон- Ф
чатые PC В _ | [ 3,81A/°-'5Go,o8
q> CP
Goth -
С 7 2,30A/0p24G^H7 Л££д^4
cp CP
1 1 2,2Д/°’32 2.2Д4’32
Goth ? Fp ж| — 1 ж 4,48A/°-13 4,48 At1’15
2,64At°’24 2,64A/’’24 up
Ребристые трубы n,/G \o,oi 2,04 , о
чугунные Л/ср ф cp
n,/ G o.oi 2.04 . о
2.04Д/0’3 —
1 туи CP \ 35 J q> CP
„ n 3 f G A01 1,84 At °? — 2,04 , o — At1-3
Ь=ь cp \ 35) q> cp
Конвекторы низкие стальные двухтрубные «Аккорд» при:
G 300 кг/ч
п 9/ G \0,041 3’41^р2Ы
п о / G ,0,045
2,94At°’2 —
СР 1300
3^1д/1,2
<р ср
3,41Л^2
G>300 кг/ч
2,94Д^2
Табл. 8.4. Значения коэффициента <р, учитывающего расход теплоносителя и схему питания прибора
Вид отопительного прибора Схема питания прибора Расход теплоносителя О, кг/ч
20 50 80 100 200 300 400 500
1,05 1,03 1 1 0,98 0,97 0,96 0,96
Радиаторы чугунные секционные и штампованные панели колончатые
1,16 1,08 1,04 1,02 0,96 0,94 0,92 0,90
fp
Сотн
1,14 1,07 1,04 1,04 0,97 0,94 0,93 0,91
Для всех схем <р = 1
Ребристые трубы чугунные | ........ 0,95 0,90 0,89 0,89 0,88 0,88 0,88 0,87
1,05 1,00 0,99 0,99 0,98 0,98 0,98 0,96
Конвекторы низкие стальные двухтрубные «Аккорд»
1,16
1,10
1,09
1,09
1,18 1,09 1,06 1,05
1,35 1,24 1,22 1,21
1,08
1,02
1,17
1,08
1,08
1,06
1,00 1,00 1,00
1,14 1,14 1,14
Табл. 8.5. Понижение температуры теплоносителя на 10 м изолированной подающей магистрали насосной системы отопления
Dy, мм 25...32 40 50 70...100 125...150
Ыы, °C 0,4 0,4 0,3 0,2 0,1
Для двухтрубных систем отопления - °т"- бывает обычно
всегда меньше 7, а для однотрубных систем может быть и меньше 7 и больше этого числа.
Температурный напор для отопительного прибора, присоединяемого к двухтрубному стояку, следует определять по выражению
А^ср—0,5(^г—Д^м+/о)—^в, (8.5)
а для прибора, присоединяемого к однотрубному стояку, по формуле
2?п + ЖР +~qn
А/ср = tr — 2 - °>86 ------с-----~-----/в’ (8,6)
где 2Д/М — понижение температуры теплоносителя в магистралях на пути от теплового пункта до места присоединения к ним стояка, °C (табл. 8.5); .2?п — сумма расчетных тепловых нагрузок приборов, расположенных по направлению движения теплоносителя в стояке от начала его до рассматриваемого прибора, Вт; 2<?Тр — сумма дополнительных потерь тепла трубами и приборами через ограждающие наружные конструкции до рассматриваемого помещения (для одного этажестояка, проложенного открыто, ^тр==116 Вт; для скрытого в борозде наружной стены <7тр=232 Вт; для изолированного в борозде <7тР=175 Вт); qa — расчетная тепловая нагрузка рассматриваемого отопительного прибора, Вт; а — коэффициент затекания теплоносителя в рассматриваемый прибор (для любых приборов при узле с трехходовым краном и для радиаторов секционных и панельных колончатых с узлами d3y = dCT = 7)yl5 или £>у20; значения а см. в табл. 8.6); бСт — расчетная масса теплоносителя, проходящая по стояку, кг/ч.
Общая потребная греющая площадь (экм) определяется по формуле
Гэ (8.7)
где Pi — коэффициент, учитывающий охлаждение теплоносителя в двухтрубном стояке до рассматриваемого прибора (см. приложение X); для однотрубных и паровых систем отопления Pi = l.
Так как открыто расположенные в помещении теплопроводы (стояки, подводки), так же как и отопительные приборы, отдают тепло в помещение, то тепловая нагрузка прибора должна быть уменьшена на величину 90 % выделяемого трубами тепла (экм). Количество полезного тепла, выделяемого горизонтально и вертикально проложенными трубами, приведено в табл. 8.7.
С учетом сказанного потребная греющая площадь радиаторов, собираемых из отдельных элементов, и штампованных панелей колончатых должна подсчитываться по уравнениям:
0,5
Табл. 8.6. Коэффициент затекания а и значения — для узлов с радиаторами, а
собираемыми из отдельных элементов, и для штампованных панельных колончатых PC В
Узел Присоединение Подводка с замы* кающим участком а 0,5 а
С трехходовым краном Одностороннее Двустороннее — 1 0,5 0,5 1
С проходным краном Одностороннее Смещенным* Осевым 0,5 0,33 1 1,5
Двустороннее Смещенным Осевым 0,2 0,17 2,5 3
Примечание. При подводках с утками для узла, отмеченного звездочкой. 0,5 0,5
а = 0,33 и —= 1,5; для остальных узлов значения а и — не изменяются, а а
Табл. 8.7. Полезная греющая площадь вертикальных и горизонтальных теплопроводов, экм/м
Оу, мм 15 20 25 32 40 50 70 80 100
£ ЭКМ /э.В» м 0,1 0,125 0,155 0,185 0,22 0,26 0,31 0,37 0,44
£ экм /э.г» м п где 0,13 G ри f при - 0,16 отн р °оти F> Т’тр 0,195 7 Fp >7 7 0,23 'р = ^ в + fa.r 0,27 Р р 1 a~F 'г- 0,334 гр! гр. 0,405 0,465 0,55 (8-8) (8.9) (8.10)
В формуле (8.10) индекс «в» указывает на вертикальное, а индекс «г» — на горизонтальное расположение труб. Значения fg.B и f3.r приведены в табл. 8.7.
Число элементов в чугунном радиаторе определяется по формуле
^ = ^77^’ (8-И)
Р 3/э
где f3 — греющая площадь одного элемента радиатора, экм; рг—
коэффициент, учитывающий условия установки отопительного прибора (см. приложение XI); Е— допустимое уменьшение устанавливаемой греющей площади против расчетной: £ = 0,05£р[33; Рз — коэффициент, учитывающий число элементов в отопительном приборе.
По экспериментальным данным НИИ санитарной техники,
0,16 Л'/э •
Рз = 0.92 +
После подстановки значений р3 и £ в формулу (8.11) опа примет окончательный вид
£рр2 —0,168
0,966/э '
(8-12)
При вычислении У по этой формуле к установке следует принимать только ближайшее большее число элементов, так как допустимое уменьшение греющей площади в ней уже учтено.
Для других отопительных приборов (штампованные змеевиковые панели типа ЗС, листотрубные панели, конвекторы с кожухом и др.) количество приборов определяется по формуле
(8.13)
I э
При многорядной установке по вертикали
nf3
(8.14)
где п — число рядов ио вертикали; [э — греющая площадь приборов в одном ряду.
8.5. УЧЕТ ПОЛЕЗНОЙ ТЕПЛООТДАЧИ ТЕПЛОПРОВОДАМИ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ И ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ТЕПЛОПРОВОДОВ
Неизолированные теплопроводы систем отопления, прокладываемые в помещениях отапливаемых зданий, также являются отопительными приборами. Тепло, отдаваемое ими воздуху помещения, идет на возмещение теплопотерь и учитывается при определении потребной поверхности отопительных приборов [см. формулы (8.8), (8.9) и (8.10)].
Потеря тепла теплопроводами приводит к понижению температуры теплоносителя, знать которую необходимо для правильного определения естественного давления, действующего в системах водяного отопления, и для внесения поправок при подборе отопительных приборов.
Действующими нормами рекомендуется учитывать тепло, выделяемое теплопроводами не полностью, а частично, в размере 90 %.
Для правильного решения задачи по учету тепла, выделяемого теплопроводами, используем следующие критериальные уравнения конвективного теплообмена:
а) для вертикальных теплопроводов
/ Prf \0,25
Nuz, h = 0,15 (Grz, APrz)°-33 —f— ;
\ Pr№ /
, б) для горизонтальных теплопроводов
/Рг.\0,25
NuM-0,5(GrfidPrf)0-2’M-
V Ги»/
Учитывая, что в диапазоне температур от 0 до 100 °C критерий Рг = 0,7, приведенные формулы можно упростить и представить в виде:
а) для вертикальных теплопроводов
ак = 0,155 Gr®’^3—;
h
б) для горизонтальных теплопроводов ак--0,546 Gr?,f^.
Значения ак, полученные по этим формулам для некоторых диаметров труб, приведены на рис. 8.12. В пределах высоты этажа от 2,5 до 3,5 м значения ак для вертикальных труб меняются незначительно, поэтому величину ак применительно к жилым зданиям можно считать не зависящей от высоты помещения.
Результирующая теплоотдача труб излучением определяется
по выражению
где е — степень черноты системы взаимно облучающихся тел: для строительных конструкций 8 = 0,9; С — коэффициент излучения абсолютно черного тела: С —5,7 Вт/(м2Х ХК4); F — поверхность излучающего тела, м2; <р — коэффициент облученности, показывающий, какая доля энергии, излучаемой нагретым телом, попадает на интересующие нас поверхности; Т] — средняя температура участка теплопровода, проходящего по помещению, К; —средняя температура облучаемой поверхности, К.
Рис. 8.12. Значение коэффициента теплоотдачи конвекцией для горизонтальных (1) и вертикальных (2) труб
В соответствии с условиями размещения труб в помещении и размерами самого помещения величина коэффициента облученности наружной стены для однотрубных систем отопления жилых зданий фп.с = 0,47, а для внутренних поверхностей <рв.с = 0,53. Для двух параллельных труб (двухтрубные системы) <рн.с = 0,46, <рв.с = 0,49, а для взаимного облучения трубами друг друга <рв.з=0,05.
Усредненные результаты определения суммарной теплоотдачи 1 м одиночной вертикальной или горизонтальной трубы, выраженной в экм, приведены в табл. 8.7, а потери тепла 1 м неизолированной трубы при определенной разности температур (между температурой поверхности трубы и температурой окружающей среды) даны в приложении XII.
Для решения часто встречающейся задачи по определению температуры теплоносителя в отдельных точках или узлах системы отопления производится тепловой расчет теплопроводов.
При известных диаметре и длине участка теплопровода потери тепла (Вт) этим участком выражаются зависимостью
<7уч={/1(1—т]из)> (8.15)
где q — потеря тепла 1 м неизолированной трубы при определенной разности между температурой поверхности трубы и температурой окружающей среды: значение q следует принимать по приложению XII; I — длина участка, м; г]Из — коэффициент эффективности изоляции теплопровода: для неизолированных труб т]неиз=0, а для изолированных г)Из=0,85.
С другой стороны, потерю тепла на участке можно получить из уравнения
?уч = Gy4C (/нач—^кон), (8.16)
где Суч — масса теплоносителя, проходящая по участку, кг/ч; с — удельная теплоемкость теплоносителя, Дж/(кг-К); /нач— температура теплоносителя в начале участка, °C; /Кон — температура теплоносителя в конце участка, °C.
Решив уравнение (8.16) относительно Л<он, получим
_ , 0,8б9уч
*кон — *нач
°УЧ
Приняв найденную температуру /Кон для рассматриваемого участка в качестве 1ПЯЧ для последующего участка теплопровода и определив для него конечную температуру, можно таким путем определить температуру теплоносителя в любой точке системы.
Расчеты по определению температур в узлах системы отопления и количества тепла, теряемого теплопроводами, удобно записывать в ведомость, форма которой приведена ниже (табл. 8.8).
При производстве теплового расчета обычно допускают, что средняя температура поверхности трубы на всем участке равна начальной температуре /Нач. Получаемая при этом погрешность лежит в допустимых пределах точности инженерных расчетов. При необходимости получения более точных результатов после определения 184
(8-17)
Табл. 8.8. Тепловой расчет теплопровода системы отопления
приложению XII значение q и подсчитать </уч. Однако необходимость в таком уточнении встречается весьма редко.
8.6. ПРИМЕРЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПОТРЕБНОЙ ГРЕЮЩЕЙ ПЛОЩАДИ ОТОПИТЕЛЬНЫХ ПРИБОРОВ
Пример 1. Произвести расчет отопительных приборов стояка 5 двухтрубной системы отопления с верхней разводкой и естественной циркуляцией (см. рис. 5.8). Параметры теплоносителя 95...70°С, температура воздуха в помещении f» = 18°C, температура наружного воздуха наиболее холодной пятидневки /н= — 25 °C.
Решение. Так как циркуляция теплоносителя в системе отопления естественная, то для правильного определения теплового потока, поступающего от труб и отопительных приборов в помещения, необходимо определить действительную температуру теплоносителя в стояках при открытой нх прокладке и температуру его при поступлении в отопительные приборы.
Главный стояк и теплопроводы, проходящие по чердаку, покрыты изоляцией, имеющей коэффициент эффективности 85 %. Температуру на чердаке для расчетных условий принимаем /ч= —15 °C. Расход теплоносителя на участках, диаметр и длину теплопроводов получаем из табл. 5.2. Теплоотдачу неизолированных вертикальных и горизонтальных труб принимаем по приложению XII. Тепловой расчет теплопроводов проводим по методике, изложенной в § 8.5, а данные расчета заносим в табл. 8.9.
~ , ^оти
Так как в двухтрубных системах отношение ------ всегда имеет значение
Fp
меньше 7, то для определения <?э при питании прибора сверху вниз пользуемся формулой из табл. 8.3:
Эта формула применима для расчета, так как к установке принимаем радиаторы типа М-140 — чугунные колончатые.
Определим число элементов для отопительного прибора 1-го этажа с тепловой нагрузкой 1410 Вт. Расход теплоносителя через прибор (участок 19) 49 кг/ч. При таком расходе (см. табл. 8.4) <р=1,03. По данным проведенного теплового расчета для этого прибора tr—87,4 °C и /О = 62,4 °C. Следовательно,
Д/ор=0,5(87,4+62,4) -18=56,9 СС.
Подставляя значения q> и Д1Ср в формулу, получим
2 2
<7Э = 1 03 ‘ 56’9’’32 = 442>9 Вт/экм.
Потребная греющая площадь прибора по формуле (8.7)
1410
Fs= wj = 3’18 экм-
Полученную величину греющей площади прибора уменьшаем на площадь поверхности открыто проложенных труб, выделяющих тепло в помещение (под-
Табл. 8.9. Тепловой расчет теплопроводов
Номер участка °уч’ кг/ч 1, м Оу. мм t нач’ °C °C t —t . пач в’ еС Я, Вт ^уч-=9/(1-П113), Вт 0,86<?уч ОуЧ 1С *КОН’ С Примечание
1 2770 14 80 95 18 77 292 0,15 613 0,2 94 8 2 1387 4 70 94,8—15 109,8 443 0,15 266 0,2 94,6 3 699 5 50 94,6—15 109,6 359 0,15 269 0,3 94,3 4 514 7 40 94,3—15 109,3 297 0,15 312 0,5 93,8 17 201 4 25 93,8 18 75,8 109 1 436 1,9 91,9 18 88 3 25 91,9 18 73,9 106 1 318 3,1 88,8 18 49 1 15 88,8 18 70,8 80 1 80 1,4 87,4 Прибор 87,4 Перепад температуры 25 СС 62,4 Прибор I этажа с тепловой нагрузкой 1160 Вт 39 1, 15 88,8 18 70,8 80 1 80 1,7 87,1
Прибор 87,1 Перепад температуры 25 СС 62,1
Прибор II этажа с тепловой нагрузкой 1980 Вт
22 68 1 15 91,9 13 73,9 85 1 85 1,1 90,8
Прибор 91,8 Перепад температуры в приборе 25 ГС 65,8
Прибор II этажа с тепловой нагрузкой 1280 Вт
44 1 15 91,9 18 73,9 85 1 85 1,7 90,2
Прибор 90,2 Перепад температуры в приборе 25 СС 65,2
водки £>у15, /= 1,0-2 = 2 м; горячий стояк Dy25, 1=2,4 м и обратный стояк Dy 15, /=3 м. Расположение перегородки показано на рис. 5.8). Принимая теплоотдающую площадь труб по табл. 8.7 в экм по формуле (8.10), получим
FTp = 2 • 0,13 + 2,4 • 0,155+3 • 0,1 = 0,932 экм.
Установочную площадь радиатора +тр определяем по формуле (8.8), для которой показатель степени р = 0,03 (см. табл. 8.3)
- F =+!~' р— Г п = 3,181’03 — 0,932 •-= 2,36 экм. Р •=* 1Е w
Число элементов М-140 (/о = 0,31 экм) при открытой установке радиатора под окном без пиши (02=1) получим по формуле (8.12):
2,36—0,168
N = --------’---=7,32.
0,966 • 0,31 •
К установке принимаем 8 элементов, так как при расчете по этой формуле следует принимать ближайшее большее число элементов.
Определение количества элементов радиатора М-140 для других приборов, получающих тепло от стояка 5, сводим в табл. 8.10, в которой помещен и проведенный выше расчет.
Пример 2. Определить потребную греющую площадь отопительных приборов типа М-140-АО для стояка 3 ветки однотрубной системы отопления с нижней разводкой, схема которой дана на рис. 7.8. Тепловая нагрузка стояка 9700 Вт, диаметр труб стояка £>у20. Перепад температуры теплоносителя в стояке 37 °C. Масса теплоносителя, проходящего по стояку, ОСт = 225,3 кг/ч. Температура воздуха в помещении /В=18°С.
Решение. Для выбора формулы, по которой следует определять тепло-„ . „ отн
вой поток 1 экм, найдем ориентировочно величину -------.
Гр
Тепловая нагрузка приборов на стояке имеет значения от 700 до 1400 Вт.
Для прибора с нагрузкой 700 Вт при питании прибора снизу — вверх ориентировоч-„ 700 , „ Goth 225,3
ное значение гр = у. = 1,8 и —-— — -уу——- — 7,19, а для остальных при-
''отн
боров стояка —-— < 7. Следовательно, для определения q будем использовать
соответствующие формулы, помещенные в табл. 8.3.
Считая, что в точке А (рис. 7.8) температура теплоносителя /г=94 °C, определим падение температуры на магистрали от точки А до стояка, пользуясь данными табл. 8.5. Трубы магистрали ветки имеют £>у32 и длину 13 м. В этом случае Д/и = 0,4 • 1,3 = 0,52 °C.
Для первого прибора стояка, имеющего <?п = 1200 Вт, в соответствии с формулой (8.6)
0,5
-у 1200
Д/Ср = 94 — 0,52 — 0,86 --------------18 = 73,2°С.
р 225,3
При питании прибора снизу — вверх и значении <р=0,96 (табл. 8.4)
А/’’24 = 73,2’’24 = 564,1 Вт/экм;
ср о,96 '
1200
Гэ=^Т = 2’13 ЭКМ-
Диаметр трубы стояка £>у20 при ZB = 2,5 м и Zr = 0,7 м. В этом случае FTp = = 2,5-0,125+0,7.0,16=0,42 экм; Fp=2,13i-07-0,42=l,83 экм.
При открытой установке прибора (Р2=1)
, 1,83 — 0,168
W 1--= 4,92.
0,966 0,35
К установке принимаем 5 элементов радиатора М-140-АО.
Определение количества элементов отопительных приборов для остальных этажей производится аналогичным путем с учетом соответствующих формул для определения q3, AZCp и <р. В табл. 8.11 приведены все промежуточные результаты расчетов, по которым при необходимости можно проследить ход расчета. Там же приведен и конечный результат — число элементов, которое должно быть в каждом приборе.
Табл. 8.10. Определение количества элементов для каждого из приборов стояка 5
Этаж 9П> Вт G, кг ч 'г-сс °C 'в-°C Д/Ср, сс <р "э’ Вт/экм рэ> ЭКМ Р FTp> экм Fp, ЭКМ 02 N, шт,
I 1410 49 87,4 62,4 18 56,9 1,03 442,9 3,18 0,03 0,932 2,27 1 8
I 1160 39 87,1 62,1 18 56,6 1,04 435,6 2,66 0,03 0,18 2,56 1 8
11 1980 68 90,8 65,8 18 60,3 1,01 487,7 4,06 0,03 0,73 3,50 1 12
II 1280 44 90,2 65,2 18 59,7 1,04 467,4 2,74 0,03 0,18 2,64 1 9
Табл. 8.11. Определение количества элементов для отопительных приборов стояка 3 ветки однотрубной системы отопления
Этаж V Вг 2а- Вт ^Тр’ Вт а ^ср ’ °C <Р В г экм экм р FTp, экм экм шт.
1 1200 — — 1 1 73,2 0,96 564 2,13 0,07 0,42 1,83 1 5
II 800 1200 116 1 1 68,9 0,96 524 1,53 0,07 0,42 1,11 1 3
III 750 2000 232 1 1 65,5 0,96 492 1,52 0,07 0,42 1,15 1 3
IV 700 2750 348 1 1 62,3 1 444 1,58 —. 0,42 1,16 1 3
V 1400 3450 464 ! I 57,9 0,96 422 3,32 0,07 0,42 3,19 1 9
V 1400 4850 580 ] 1 52,1 0,96 423 3,31 0,03 0,42 3,01 1 9
IV 700 6250 696 ] 1 47,6 1 361 1,94 — 0,42 1,52 1 4
III 750 6950 812 1 1 44,4 0,96 343 2,19 0,03 0,42 1,82 1 5
II 800 7700 928 ] 1 41,0 0,96 309 2,59 0,03 0,42 2,25 1 7
I 1200 8500 1044 1 1 36,8 0,96 267 4,49 0,03 0,42 4,28 1 13
Как было отмечено выше, для приборов с теплово
700 Вт при
расчетах использовались формулы, рекомендуемые при
и нагрузкой °отн 7
Вопросы для самопроверки
1. Какие виды отопительных приборов применяют для жилых, общественных и промышленных зданий?
2. В каких единицах измеряют греющую площадь отопительных приборов?
3. Какова физическая сущность понятия «коэффициент теплопередачи отопительного прибора», от каких факторов зависит его величина и какова его размерность?
4. Почему при подборе радиаторов необходимо вводить поправочный коэффициент, учитывающий число секций в приборе?
5. В каких случаях необходимо производить тепловой расчет теплопроводов системы отопления и какова методика проведения этого расчета?
Глава 9
СИСТЕМЫ ОТОПЛЕНИЯ С ГРЕЮЩИМИ ПАНЕЛЯМИ
9.1. ОСОБЕННОСТИ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ
С ГРЕЮЩИМИ ПАНЕЛЯМИ И УСЛОВИЯ КОМФОРТА ПРИ КОНВЕКТИВНОМ И ЛУЧИСТОМ ОТОПЛЕНИИ
Рассмотренные в предыдущих главах системы отопления называют системами конвективного отопления. Это название обусловливают нагревательные приборы, применяемые при их устройстве (радиаторы, конвекторы) и передающие значительную часть тепла в помещения путем конвекции. При такой передаче тепла в помещениях прежде всего нагревается воздух и создаются условия, при
.которых температура воздуха оказывается несколько выше средней эадиационной температуры всех поверхностей помещения tR 'м. § 1.2).
При использовании нагревательных приборов с преобладаю-ш теплоотдачей излучением или с теплоотдачей излучением не вшей, чем теплоотдача прибора конвекцией, в помещениях мо-оздаваться условия, при которых средняя радиационная тем-
J.I. Размещение нагревательных элементов м панельно-лучистого отопления:
«отолочное; 2—ригельное; 3 — перегородочное; 4 — .итусное; 5 — подоконное; 6 — напольное; 7 — контурное; 8 — стеновое
вратура всех поверхностей помещения, включая и греющую, будет зыше температуры воздуха. Такой вид обогрева помещений называют лучистым отоплением.
Четкие границы применения термина «лучистое отопление» у час пока не установлены, и этот термин используют в тех случаях, когда применяют плоские, вертикально или горизонтально расположенные нагревательные приборы. В нашей технической литературе обогрев помещений с применением плоских греющих панелей зазывают панельно-лучистым отоплением.
Греющие панели располагают в любом ограждении помеще-шя — в полу, потолке, во внутренних и наружных стенах. В зависимости от места расположения панелей системы отопления получают соответствующие наименования: напольная, потолочная, конкурная, ригельная, плинтусная и др. (рис. 9.1). Целесообразность часположения греющих панелей в том или ином месте диктуется либо конструктивно-планировочным решением здания, либо требованиями, предъявляемыми к микроклимату помещений, либо технологией изготовления ограждающих конструкций.
Применение в помещении плоских греющих поверхностей, отдающих значительное количество тепла излучением, где бы они ни часполагались, всегда будет создавать более благоприятный микро
климат, чем при обогреве помещений чисто конвективными приборами. Панельное отопление, особенно при расположении панелей в верхней! части ограждений помещения, в южных районах страны может быть эффективно использовано для охлаждения помещений в летнее время.
Реакция человеческого организма на соотношения температур воздуха йв и средней радиационной температуры помещения tR по-
t^t.6
Температура без Ту ха te,°C
15 15 18 17 18 19 Z0 21 22
Рис. 9.2. Влияние радиационной температуры па тепловые ощущения человека
казана па рис. 9.2, из которого следует, что ощущение комфорта у испытуемых появляется при более низкой температуре комнатного воздуха tB, если tR>tB, т. е. при лучистом отоплении.
Создание условий, при которых возможно осуществление неравенства tR>tB, целиком зависит от нагревательных приборов и особенно от величины лучистой и конвективной составляющих их теплоотдачи.
Панельно-лучистое отопление не должно иметь греющих поверхностей с высокой температурой. Для условий жилых и общественных зданий предельной считается интенсивность облучения около 12 Вт/м2. Среднюю поверхностную температуру ограждений, соответствующую нормальному тепловому состоянию человека в помещениях в зимний период рекомендуется определять по уравнению /л=1,57/п—0,57йв±1,5, (9.1)
где tn — температура помещения, соответствующая оптимальным условиям при различной физической работе, выполняемой человеком; при спокойном состоянии /п=21...23 °C; при выполнении человеком легкой работы—19...21 °C; при работе средней тяжести — 16...19 °C и при тяжелой работе — 14...16 °C.
Это уравнение справедливо для влажности воздуха в пределах от 30 до 50 % при скорости его движения не более 0,1 м/с.
Создание в помещениях такого отопления, которое по праву может быть названо лучистым, не всегда экономично, так как для этого необходимо иметь большие греющие поверхности со сравнительно низкой температурой, причем эти поверхности, как правило, должны располагаться в потолке, что зачастую вызывает затруднения конструктивного порядка.
Вопрос о создании именно лучистого отопления ставится только в отдельных случаях для помещений особого назначения, таких, как лечебные учреждения, залы большого объема и некоторые другие. В зданиях массового строительства, особенно при полносборном строительстве жилых зданий, в основном применяют греющие поверхности, располагаемые в наружных стенах илц^ерегородках. Расположение греющих поверхностей в полу находйт^применение в аэровокзалах, ангарах, в вестибюлях общественных зданий, детских учреждениях, плавательных бассейнах и водолечебницах. Все эти системы объединяют общим названием — панельное отопление. В качестве нагревательных приборов применяют бетонные панели с замоноличенными в них змеевиками или регистрами из стальных труб. Изготовление таких приборов возможно потому, что бетон и сталь имеют почти одинаковые коэффициенты линейного расширения. Имеется некоторый опыт применения труб из термостойкого стекла.
Панели в помещениях следует располагать в таких местах, чтобы интенсивность облучения ими наиболее чувствительных частей тела человека не превышала допустимых гигиенических нормативов.
Предельно допустимую температуру поверхности панелей, располагаемых в потолке или стенах, рекомендуется определять по выражению
/^<19,2-1--^-, (9.2)
Я ч—п
где фч-п — коэффициент облученности с поверхности тела человека на панель, приблизительно равный (для значений ф>0,2)
ФЧ_П= 1-0,8-^-. (9.3)
Здесь у — расстояние от головы человека до потолочной панели (при стеновой панели расчетное расстояние принимается равным 1 м); / — усредненный размер отопительной панели, который при известной площади Fn равен Fn°-
Не следует забывать, что оконное стекло, заполняющее световые проемы наших помещений, способно пропускать до 50 °/о падающего на него теплового излучения. Пропущенное стеклом тепловое излучение является безвозвратно потерянным. Поэтому при размещении греющих панелей, особенно в помещениях с большими остекленными поверхностями, их следует располагать таким образом, чтобы доля прямого облучения панелями остекленных световых проемов была минимальной.
Все сказанное о температуре воздуха и средней температуре поверхностей помещений, об усиленном лучистом теплообмене между всеми поверхностями, ограждающими помещение, привело некоторых исследователей к выводу о необходимости применения особого метода расчета потерь тепла помещениями при обогреве их
панелями с одновременным определением температур всех поверхностей и потребной площади греющей поверхности.
Не оспаривая правильности формулирования и решения задачи о теплопотерях зданий или отдельных помещений в них при обогреве помещений приборами с повышенным излучением, приходится констатировать, что методы определения этих потерь громоздки и требуют большой затраты времени на производство хотя и несложных, но кропотливых расчетов. К тому же из-за введения некоторых усреднений эти методы становятся приближенными.
В наши нормативы введены максимальные значения средних температур греющих поверхностей в зависимости от места их расположения. Эти температуры рекомендованы из условий максимально допустимого облучения тела человека. Поэтому необходимость решения сложных задач теплообмена с учетом всех комбинаций температур и коэффициентов теплоотдачи для получения в итоге температур, не превышающих нормативных, становится нецелесообразной.
Следует отметить еще и тот факт, что любой метод расчета взаимооблучения и теплообмена между поверхностями помещения, дающий величину потерь тепла помещениями, требует учета добавочных потерь тепла, связанных с ориентацией ограждения, воздействием ветра, инфильтрацией и т. п., т. е. требует введения поправок, не являющихся стабильными во времени и тем самым снижающих в определенной степени точность длительных и кропотливых расчетов.
Имеются исследования, подтверждающие постоянство коэффициентов теплопередачи ограждений вне зависимости от способов обогрева помещений.
Таким образом, отправной величиной для расчетов как панельно-лучистого, так и лучистого отопления помещений может быть величина потерь тепла с учетом всех добавочных теплопотерь, определяемая обычными и общепринятыми методами. Применение этого положения на практике подтверждает его правильность.
9.2. ПЛОЩАДЬ И ТЕМПЕРАТУРА ГРЕЮЩИХ ПАНЕЛЕЙ. ТЕПЛОНОСИТЕЛИ
Размеры греющей поверхности панели, средняя температура этой поверхности tn и размещение панели взаимосвязаны.
Действующие нормативы, основанные на требованиях гигиенистов и физиологов, рекомендуют следующие температуры поверхности панелей: при расположении их в зоне до 1 м над уровнем пола в жилых и общественных зданиях — 95 °C, в детских садах и больницах — 85 °C; в стенах и перегородках выше 1 м от уровня пола — 45 °C; в потолке помещений, имеющих высоту 2,5...2,8 м,— 28 °C; 2,9...3 м — 30 °C; 3,1...3,4 м — 33 °C; в полу жилых зданий и детских учреждениях — 24 °C; плавательных бассейнах — 31 °C.
В коммунальных и зрелищных предприятиях, гимнастических залах, ресторанах, столовых, вокзалах и производственных поме-192
щениях для панелей, устанавливаемых на высоте до 1 м над уровнем пола, разрешается иметь среднюю температуру их поверхности при расчетных условиях до 150 °C.
Ориентируясь на приведенные значения максимально допустимой температуры поверхности панелей, можно приближенно «определить величину теплоотдачи 1 м2 панели по формуле
9^ = 01н(^п £в), (9.4)
где ап — коэффициент теплоотдачи от поверхности панели в окружающую среду, величина которого для приближенных расчетов может приниматься: для потолочных панелей — 8; для стеновых панелей — 11,6; для напольных панелей — 10 Вт/(м2- К).
При известных теплопотерях q Помещения потребная греющая поверхность панели определяется по формуле
Окончательные размеры греющей поверхности панели и ее действительная теплоотдача определяются после теплового расчета и выявления конструктивных элементов панели.
В помещениях с большой площадью остекления в целях уменьшения радиационного охлаждения людей и нейтрализации холодных токов воздуха от окоп рекомендуется размещать панели под Окнами или в полу у наружных стен. Хороший эффект в этом случае может дать расположение панелей в простенках между остекленными поверхностями.
Теплоносителем для бетонных панелей могут быть вода, пар, воздух. Наиболее распространенным теплоносителем является вода, при которой разогрев панелей при первоначальном запуске системы происходит постепенно, чем исключается возможность появления трещин в бетоне. Горячая вода лучше обеспечивает центральное регулирование теплоотдачи панелей.
Пар для обогрева панелей применяется редко. Регулирование теплоотдачи панелей при паре возможно только пропусками.
Использование воздуха как теплоносителя в системах панельного отопления встречает кока затруднения из-за необходимости устройства большого количества каналов и точного распределения по ним определенных количеств воздуха.
Расчетная температура горячей воды, поступающей в панели, принимается в пределах от 95 до 105 °C. Температура охлажденной воды 70 "С. Возможно применение воды более низкой температуры при напольных и потолочных панелях. Напольные панели могут обогреваться обратной водой системы отопления с понижением ее температуры в панелях на 5...10 °C. Это можно осуществлять в тех случаях, когда напольные напели устанавливаются, например, .в вестибюлях зданий. Не исключается использование геотермальных вод при их наличии.
7 А. К. Андреевский
193
9.3. КОНСТРУКЦИИ ГРЕЮЩИХ ПАНЕЛЕЙ
Панельно-лучистое отопление дает возможность совмещать нагревательные приборы со строительными конструкциями. При этом повышается степень индустриальной готовности, снижаются металлоемкость и трудовые затраты на монтаж систем отопления. Такие панели называют совмещенными. Змеевики или регистры совмещенных панелей могут размещаться во внутренних или наружных сте-
Рис. 9.3. Размещение нагревательных элементов:
а — в наружной трсхслойной панели; б — в бетонной перегородке (тип Т-2); в — в лестничной площадке (тип ЛПТ-40-16)
нах зданий полносборного строительства, в несущих плитах перекрытий и лестничных площадок. Эти виды панелей представлены на рис. 9.3 и 9.4.
Применяются приставные панели. Они устанавливаются вплотную к строительным конструкциям или в специальных вырезах конструкций. Панели могут устанавливаться около конструкций с оставлением зазора, являющегося каналом для циркуляции воздуха (так называемый конвективный канал), благодаря чему увеличивается съем тепла с поверхности панели (рис. 9.5).
Панели изготавливаются из бетона марки 20—25 МПа с заполнителем щебень крупностью до 20 мм. Состав бетона рекомендуется 1 : 1,6: 4,8 с водоцементным фактором 0,7. Массовая плотность бетона 2200...2500 кг/м3. Приставные панели изготавливаются в формах с уплотнением бетона вибрированием.
В практике строительства систем панельного отопления в СССР наибольшее распространение получили нагревательные элементы панелей из водогазонроводных (ГОСТ 3262—75) или элект-194
Рис. 9.4. Греющие панели:
а — плинтусная панель ЬТ-24-3; б — ригельная панель БТ6016-4
Рис. 9.5. Подоконные панели:
2 — приставная с односторонней теплоотдачей; б — приставная с конвективным каналом и двусторонней теплоотдачей
росварных (ГОСТ 10704—76) труб. При технико-экономическом обосновании могут использоваться бесшовные трубы (ГОСТ 8734—75). Диаметры труб обосновываются расчетом с учетом располагаемого давления, могут применяться трубы диаметром от 10 до 20 мм условного прохода. Форма закладного элемента предпочитается змеевиковая. Допускаются регистры. Сварные трубы должны размещаться таким образом, чтобы шов был обращен в поме-
Рис. 9.6. Нагревательные трубчатые элементы панелей:
а — змеевик подоконной панели для однотрубных систем с замыкающим участком и краном; б— нагревательный элемент с параллельными ветвями, одна из которых является замыкающим участком; в— нагревательный регистровый элемент для перегородочных панелей; г — нагревательный элемент для перегородочных и стеновых панелей с параллельными змеевиками; нижний змеевик является замыкающим участком; планки жесткости из уголка 20X20X3 привариваются к трубам; д — узел А: / —кран двойной регулировки; о—сгон; 3 — контргайка; 4 — удлиненная муфта; 5 — рамка из кровельной стали
щенис. Применять трубы малых диаметров следует при высококачественной очистке воды.
Уклон нагревательных элементов должен быть не менее 0,005. Расстояние между трубами (шаг труб) определяют расчетом: рекомендуется применять шаг труб в пределах от 80 до 250 мм.
Размер греющей части панели определяется расчетным путем. Толщину приставных панелей принимают равной наружному диаметру трубы плюс 15...20 мм. При расположении панелей в перегородках их толщину принимают равной толщине перегородки. Расстояние от оси труб до граней панели должно быть не менее 50 мм.
До закладки в бетон нагревательные элементы для лучшего контакта с бетоном должны быть обезжирены и испытаны гидрав-196
лическим давлением, после чего концы труб нужно закрывать пробками. Для обеспечения уклонов и формы нагревательного элемента к нему приваривают планки жесткости, являющиеся одновременно и фиксаторами заглубления элемента в массив бетона.
Некоторые из возможных вариантов закладных трубчатых элементов показаны на рис. 9.6.
Стыкование закладных элементов производят при помощи надвижных муфт из труб большего диаметра, привариваемых к наружной поверхности присоединяемых труб.
9.4. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ГРЕЮЩИХ ПАНЕЛЕЙ
В любом нагревательном приборе процесс передачи тепла от теплоносителя к наружной среде при постоянном значении термического сопротивления стенки прибора зависит от внутреннего ав и внешнего ан коэффициентов теплоотдачи. При применении искусственной циркуляции теплоносителя можно достичь больших значений ав. В условиях свободной конвекции с внешней стороны прибора значение ан по сравнению с ав чрезмерно мало.'
Коэффициент теплопередачи, а соответственно и величина теплового потока, идущего от теплоносителя в окружающую среду, определяются наименьшим из коэффициентов теплоотдачи. Поэтому при решении вопросов об интенсификации процессов теплопередачи всегда принимают меры для увеличения наименьшего из коэффициентов теплоотдачи.
В условиях работы нагревательных приборов, отдающих тепло излучением й свободно развивающейся конвекцией, увеличивать значение ан практически невозможно. Единственным путем для увеличения съема тепла, воспринятого внутренней поверхностью прибора, является увеличение теплоотдающей поверхности путем создания оребрения, а для трубчатых нагревательных приборов — утолщение стенок трубы нанесением на ее поверхность слоя материала с хорошим коэффициентом теплопроводности. При этом благодаря увеличению наружного диаметра можно достичь резкого уменьшения сопротивления теплопередаче и увеличения общей теплопередачи от теплоносителя в окружающую среду.
Описанный прием интенсификации теплопередачи носит название эффекта оребрения и используется при конструировании бетонных греющих панелей.
Увеличение толщины стенки трубы можно производить до определенного предела, при приближении к которому интенсивность роста теплопередачи замедляется, а дальнейшее увеличение диаметра приводит к снижению съема тепла.
Пределом увеличении толщины стенки является критический диаметр, значение которого находится из зависимости
где 7, — коэффициент теплопроводности материала, наносимого на трубу.
Применительно к бетонным панелям при к— 1,1 Вт/(м • К) критический диаметр
dKp 2 ’ - = 0,19 м. р 11,6
Сложность расчета плоских бетонных нагревательных приборов заключается в том, что толщина слоя бетона, окружающего трубу, неодинакова, и это затрудняет определение сопротивления теплопередаче массива бетона /?м. Расположенные рядом трубы ухудшают условия теплопередачи. Трубы, расположенные по краям панели, отдают больше тепла, чем трубы, заложенные в середине. Температура на поверхности напели тоже неравномерна. Наибольшая температура всегда будет над трубой, а наименьшая — посередине расстояния между трубами. При змеевиковой форме закладного греющего элемента прогрев панели и температура ее поверхности также будут неодинаковы.
Все эти факторы и определяют своеобразие расчета панелей, который производится, как правило, по средним величинам.
Наиболее распространенным методом расчета вертикальных панелей, правильно отражающим физическую сущность тепловых процессов, является метод, предложенный НИИ санитарной техники. Этот метод предусматривает разделение заложенных в панели труб по особенностям их теплоотдачи на средние, крайние и одиночные (рис. 9.7), различает способы установки панелей в помещении и в соответствии с этим устанавливает особенности в определении и учете некоторых расчетно-конструктивных элементов панели, которыми, как это показано на рис. 9.8, являются: наружный диаметр трубы dlb шаг труб STp и расстояние от оси труб до поверхности панели h.
Расчетная, или греющая, поверхность панели может отличаться от строительных размеров панели. Как следует определять величину расчетной поверхности панели, показано на рис. 9.9, где расчетная поверхность заштрихована.
Неудобство метода НИИ санитарной техники заключается в том, что для определения сопротивления теплопередаче массива бетона RM необходимо пользоваться графиками, которые по мере переиздания пособий по проектированию могут искажаться и приводить к ошибочным результатам. Кроме того, графики составлены только для случая, когда заглубление трубы в массиве бетона равно диаметру трубы (А. = 1).
Анализ графических материалов НИИ санитарной техники показал, что их можно представить в виде определенных аналитических зависимостей, на основе которых автором разработан аналитический метод расчета греющих панелей разнообразных конструкций при любом их расположении в ограждениях.
Разработанный метод рассматривает любую панель как панель с двусторонней теплоотдачей и учитывает теплоотдачу в каждую из сторон отдельно. Плоскость, в которой располагаются оси труб зме-
евика или регистра, закладываемого в панель, рассматривается как плоскость тепловой симметрии конструкции, а теплоотдача в каждую из сторон — с учетом теплотехнических и конструктивных особенностей соответствующей стороны. Многослойная конструкция греющей панели с каждой ее стороны приводится к однослойной, заглубление труб в массив принимается равным сумме толщин соответствующих конструктивных слоев, а коэффициент теплопровод---------------------------- du
Рис. 9.7. Деление труб по величине Рис. 9.8. Основные конструктивные эле-теплоотдачи: менты панели
1 — одиночные трубы; 2 — средние; 3 -крайние
Рис. 9.9. Расчетная поверхность греющей панели
пости такой однослойной конструкции берется как эквивалентный коэффициент теплопроводности, определяемый из выражения
(9-5)
где б,- — толщин.! каждого из слоев конструкции, лежащей с рассматриваемой стороны от плоскости симметрии, м; — коэффициент теплопроводности материала соответствующего слоя конструкции, Вт/ (м К) •
Для панелей с двусторонней теплоотдачей величину удельной теплоотдачи одного погонного метра трубы определяют из выражения
q? - (/п - tB) 2Scp, (9.6)
а связь между qcp, температурой теплоносителя и конструктивными размерами панели представляется в виде
& ~ (9.7)
где — теплоотдача 1 м средней трубы в панели с двусторонней теплоотдачей, Вт/м; ан — усредненный коэффициент теплоотдачи с единицы поверхности панели, Вт/(м2 • К); /п— средняя температура теплоотдающей поверхности панели, °C; tB — температура воздуха помещения, °C; Scp—шаг средних труб змеевика или регистра, заложенного в панель, м; tcp— средняя температура теплоносителя, °C;
— общее сопротивление теплопередаче панели, отнесенное к 1 м замоноличенной средней трубы, м • K/Вт, определяемое из уравнения
+ 7?тр+ СР-|-Дн, (9.8)
/<в -=—-----сопротивление переходу тепла от теплоносителя к стен
авлав
ке трубы, имеющей внутренний диаметр dB, м • K/Вт; RTp — сопро тивление теплопередаче стенки трубы, м • K/Вт; /?м₽ — сопротивление теплопередаче массива, окружающего средние трубы, м • K/Вт; RH — сопротивление переходу тепла от поверхности панели в окружающую среду, м • K/Вт; для панелей с двусторонней теплоотдачей
р — 1
" ' 2$ср% ’
При применении стальных труб величину /?тр можно не учитывать вследствие весьма малого ее значения, не оказывающего влияния па конечный результат расчетов. При применении неметаллических труб сопротивление теплопередаче стенки трубы допустимо определять по формуле
где 6Тр — толщина стенки трубы, м; /.тр— коэффициент теплопроводности материала трубы, Вт/(м-К); d„, dK — внутренний и наружный диаметры трубы, м.
Следствием анализа результативных графических материалов НИИ санитарной техники явилась возможность выразить сопротивление теплопередаче массива для средней трубы в напели с двусторонней теплоотдачей уравнением вида
^ер он / /1~1’25$ + 0,5у (9.10)
\ Scp /
Теплосъем с единицы поверхности панели при известной температуре поверхности /п может быть определен по уравнению (9.4) или из выражения
Qcp ... Я?
qF 2Scp
(9.11)
если величину ап(/п — ^в) в уравнении (9.4) заменить ее значением из формулы (9.6).
После подстановки в (9.11) развернутого значения qfp с учетом (9.7), (9.8) и (9.10) определяем
ср ___ ___________________^ср tg
qp 2Scp 2 - 0,4
(9-12)
(/г—1,25б/н +0,5Scp) + ~ “н
Полученное уравнение определяет удельный теплосъем с поверхности панели при двусторонней симметричной теплоотдаче. Считая, что этот теплосъем относится к любой из обеих сторон панели, которые отделяются друг от друга плоскостью тепловой симметрии, делящей пополам и массив бетона, и трубу, воспринимающую тепло от теплоносителя, уравнение (9.12) можно представить в виде
q? = ----------------------—-------------------------, (9.13)
-5с-Р-.. + (/г - 1,25rfH + 0,55ср) -ь -L
— nd a — л ан
2 в в 2
из которого следует, что при рассмотрении одной из сторон панели в расчет принимается только половина поверхности трубы -~nd3, вос
принимающей тепло, и что в данную сторону панели будет передаваться только половина тепла, воспринятого трубой, так как в этом
случае сопротивление теплопередаче массива также увеличится вдвое.
Дробь ~ можно обозначить буквой b и рассматривать эту величину как показатель той доли тепла или q2 от общего теплового потока <7об1Ц, которая должна быть направлена к рассматриваемой поверхности напели в соответствии с заданием. Во всех случаях
Д . .. ?2 _ %бщ~Д
‘/общ, '/общ Дбщ
Уравнение (9.13) получено для вертикальной панели с двусторонней симметричной теплоотдачей. Для возможности использования его при теплотехническом расчете массивных панелей в различных условиях их размещения и тепловой работы, введем в него некоторый коэффициент С, отражающий эту специфику работы панелей и корректирующий несколько изменяющиеся в каждом
Табл. 9.1. Значения коэффициента С для различно расположенных панелей
Особенности расположения панелей Значения коэффициента С при определении удельной теплоотдачи qCfP или
с лицевой стороны с тыльной стороны
Панель вертикальная перегородочная с двусторонней симметричной или несимметричной теплоотдачей, устанавливаемая заподлицо со стенкой при Хч = Хст 1,0 1,0
Панель вертикальная, замоноличенная в наружной стене заподлицо с внутренней поверхностью 0,9 —
Панель вертикальная подоконная с конвективным каналом 0,85 0,85
Панель вертикальная, приставленная к наружной стене или к внутренней перегородке; греющие высокие плинтусы, приставленные к наружной стене 0,9 —
Одиночная труба, замоноличенная в наружной стене 1,0 —
Одиночная труба, замоноличенная во внутренней перегородке, с двусторонней симметричной теплоотдачей 0,85 0,85
Со стороны потолка Со стороны пола
Потолочно-иапольная панель о,6 1,0
Одиночная труба, замоноличенная в перекрытии (контурное потолочно-напольное отопление) 0,6 1,0
Панель, устанавливаемая в помещениях большого объема в полу, расположенном на грунте — 0,75
случае условия теплосъема с их поверхности. Значения коэффициента С, определенные после сравнения расчетов панелей различными методами для различных случаев расположения данных панелей приведены в табл. 9.1.
После алгебраических преобразований расчетное уравнение, определяющее удельный теплосъем с единицы поверхности панели в Вт/м2 и учитывающее специфические конструктивные особенности и способы установки панелей (стеновые, подоконные и др), в окончательном виде
<£р =-------------, ------------- (9. j 4)
ЯВ5СР + 0.4Х-1 (Л- 1,25dH 0,55ср)+ Ьа,-1
где Хм — коэффициент теплопроводности материала массива панели, Вт/(м-К), а при многослойной конструкции массива—эквивалентный коэффициент теплопроводности, определяемый по формуле (9.5).
Значение %м, подставляемое в формулу (9.14), следует принимать как для материала в сухом состоянии (для бетона следует принимать Хм= 1,1 Вт/(м • К).
Использование формулы (9.14) для определения q/?удобно при известных или принимаемых основных конструктивных размерах панели h, S и Д-.
При необходимости, например, определения шага труб закладного элемента, что может потребоваться при конструировании новых панелей с заданной средней температурой поверхности, формула (9.14) может быть представлена в виде
Ь С(4?~и) - ГУ<'] -°’4Х« 1 (Л - 1 >2Мн) е = qF__________________________________
СР Г-0.2Х-1
или в другой форме, если потребуется нахождение любой из входящих в формулу (9.14) величии. Получаемое при этом решение всегда оптимально, если при определении величины qcp но формуле (9.4) значение температуры поверхности панели будет принято предельно допустимым в соответствии с п. 3.42 СНиП П-ЗЗ—75.
Для правильной оценки теплового потока, идущего от закладного греющего элемента панели к лицевой ее стороне в случае установки панелей в наружном ограждении или приставленных к нему, должна быть известна величина теплового потока, идущего от тыльной стороны панели наружу.
Величину средней температуры тыльной поверхности панели /™л[при <7тыл^ 0,15(<7тыл + <7лнц) и SCp <0,25 м] можно принимать равной
t 1
ЛЫЛ ср • •'П
гп 2
(9.16)
где /ср — средняя температура теплоносителя, °C; /п —средняя температура лицевой поверхности панели, °C.
При известной /п',1Л величину теплового потока от тыльной стороны панели в пределах площади стены, занимаемой панелью, можно находить из выражения
(9.17)
Л 1 ыл
где цТЬп > — i------------сопротивление теплопередаче наружного
ан
ограждения начиная от гылыюй поверхности панели, м • КДЗт.
При теплонотерях помещения 7Т.П общая тепловая нагрузка напели будет
<7т.п г <7™нл, (9.18)
а доля теплового потока, идущего от закладного элемента в сторону лицевой поверхности панели, выразится величиной
А — д'-п
(9.19)
Табл. 9.2. Превышение теплоотдачи крайних труб а в долях от теплоотдачи средних труб для панелей с закладным элементом в виде змеевика или регистра
Шаг средних труб <SCp, мм а Шаг средних труб 3Ср, мм а
при превалирующей односторонней теплоотдаче при симметричной двусторонней теплоотдаче при превалирующей односторонней теплоотдаче при “симметричной двусторонней теплоотдаче
60 1,20 0,50 200 0,27 0,03
80 0,90 0,35 210 0,25 0,02
90 0,81 0,30 220 0,24 0,01
100 0,72 0,25 230 0,23 0,01
НО 0,64 0,20 240 0,22 0,00
120 0,57 0,16 250 0,21 0,00
130 0,50 0,13 260 0,20 0,00
140 0,45 0,10 270 0,19 0,00
150 0,41 0,08 280 0,18 0,00
160 0,37 0,07 290 0,18 0,00
170 0,34 0,05 300 0,17 0,00
180 0,31 0,04 350 0,16 0,00
190 0,29 0,03 400 0,15 0,00
Для исключения дополнительных потерь тепла при установке панели в наружной стене ее необходимо изолировать с тыльной стороны. Толщина изоляции выбирается из условия удовлетворения равенства
(9.20)
где /?ст — сопротивление теплопередаче наружной стены вне места установки греющей панели, м2 • K/Вт; V — +—------------сопротивле-
Кт ан
ние теплопередаче наружной стены за панелью без учета наличия изоляции.
При толщине изоляции, определяемой из этого уравнения, теплопотери степы за панелью будут такими же, как и любого другого участка стены. В этом случае потери тыльной стороны панели определяют из выражения
ПЫЛ _ л
g - - п п.....н FmK. (9.21)
ЛСТ
Устройство систем отопления, в которых дополнительные потери тепла, вызванные спецификой обогревающих устройств, увеличиваются более чем на 10 % по отношению к общим теплопотерям, недопустимо.
Полная теплоотдача панели может быть правильно определена лишь тогда, когда учитываются особенности теплоотдачи крайними трубами, расположенными по периметру панели (см. рис. 9.7).
Так как в греющих панелях при значительной величине теплоотдающей поверхности основным источником теплоотдачи являют
(9.22)
ся средние трубы, теплоотдача с единицы поверхности которых определяется формулой (9.14), то представляется удобным превышение теплоотдачи крайних труб учитывать в долях от теплоотдачи средних-труб и выразить это превышение в виде
<?fP
а 4С/
Величина а зависит от величины шага средних труб Scp и от величины поверхности, на которую распространяется влияние крайних труб. Значение а принимается по табл. 9.2.
Увеличение теплоотдачи панели вследствие неизбежного влияния крайних труб можно представить в виде
Д?пан = /кр5кр^ра, (9.23)
где /КР — общая длина крайних труб в панели, м; SKp— средний шаг крайних труб, м.
С достаточной точностью длину крайних труб можно выразить через поверхность панели зависимостью
ZKp=xHL, (9.24)
где х — коэффициент, показывающий длину крайних труб, приходящуюся на единицу теплоотдающей поверхности, м/м2; Н, L — соответственно высота и длина панели, м.
С учетом уравнений (9.23) и (9.24) величину теплового потока (Вт) в одну из сторон панели относительно плоскости тепловой симметрии можно определить из выражения
<7пак НLq? 4- xHLcfp SKpa
или
9паН = HLqp (1 + xSKpa). (9.25)
Но формуле (9.25), при известной или заданной теплоотдаче, можно определить и один из размеров панели — высоту Н или длину /..
Средний шаг крайних труб определяют в тех случаях, когда шаг этих труб с каждой из сторон панели имеет разную величину. Если при высоте панели И и длине ее L с каждой из сторон панели шаг крайних труб будет различен — SKp, SKp, S^p, SKp', то величина среднего шага крайних труб определится уравнением
КР 2(//-J-Z.)
(9.26)
1’а ыпч.-нот следующие случаи определения расчетного шага для крайних труб, учитывающие особенности установки панелей и форм закладного элемента:
1) торец греющей напели соприкасается с массивом окружающей стены и Лет^Лм- При расположении труб по рис. 9.10, а
SKp=5cp, (9.27)
а при расположении по рис. 9.10, б
е 5ср
°кр - 2~
(9.28
Такую же величину шага труб следует принимать и в тех слу чаях, когда размер панели b больше рекомендуемого шага соелни: труб;
а &
Рис. 9.10. Схема нагревательных элементов в торцах цанелг для учета шага крайних труб: а — змеевик; б — регистры
2) торец панели изолирован от окружающего массива стень или при установке панели под окном торец панели прикрыт деревянной подоконной доской. В этом случае при расположении трус по рис. 9.10, а
SKP = -ф- + Ь, (9.29
а при расположении труб по рис. 9.10, б
SKp -4е- + Ь-, (9.30
3) торец панели соприкасается с массивом окружающей стены и Аст#=Ам. Теплоотдача крайней трубы в этом случае определяется из выражения
X
<?крш = ^крн + (<7крг 9крп) ; (9.31
Ам
4) торец панели открытый; Хм= 1,163 Вт/(м-К). Теплоотдача крайней трубы следует подсчитывать как для средней, принимая следующий шаг труб: при закладном элементе по рис. 9.10, а и односторонней теплоотдаче
SKP = -ф- + b + 26, (9.32
а при двусторонней теплоотдаче
skp=4l+(’4«; (9-33
при закладном элементе по рис. 9.10, б и односторонней теплоотдаче
«.<₽ -4е- + b -ь 26; (9.34)
при двусторонней теплоотдаче
«кр =-- -и b + 6. (9.35)
Калачи рассматриваются как крайние трубы с шагом
«кал - Г --4е-. (9.36)
При расчете теплоотдачи панели по площади калачи во всех случаях учитывают как крайние трубы с общим для всех труб закладного элемента шагом
«кал = «ср- (9.37)
Теплоотдачу участков средних труб, стыкующихся с крайней трубой под прямым углом (участок 1—2 па рис. 9.10,6), следует находить с учетом шага
S—4^- (9-38)
Средний шаг крайних труб в панели SKP следует определять по формуле (9.26) с учетом приведенных случаев установки панелей.
При осуществлении контурного отопления или при замоноличи-ваиии отдельных стояков в массив стен приходится учитывать теплоотдачу одиночных труб, которые по условиям теплоотдачи находятся в лучших условиях, чем крайние и средние трубы панелей. Однако оказывается, что область влияния одиночной трубы в массиве не так уж велика.
На рис. 9.11 показано изменение температуры па поверхности массива с замоноличснной в пего одиночной трубой. Как видим, затухание температуры на теплоотдающей поверхности происходит сравнительно быстро и уже на расстоянии 200 мм от осп трубы температура на поверхности разнится от температуры воздуха всего лишь на 1 "С., а теп.тосьем е части поверхности, лежащей далее 200 мм, является несущественным при учете общей теплоотдачи одиночной замоноличснной трубы. Поэтому при расчете теплоотдачи одиночных труб ширину полосы теплоотдающей поверхности принимать бо-
температуры иа теплоотдающей поверхности над замо-ноличенной одиночной трубой
лее 400 мм нецелесообразно. Этот размер является условным шагом одиночной трубы.
Следовательно, если в выражении (9.14) выделить теплоотдачу, относящуюся к полосе, соответствующей условному шагу одиночной трубы, то будет получена формула вида
фд = (9-39)
Заменив в этой формуле <?fp его значением из формулы (9.14) и приняв 50д = 0,4 м, получим развернутую формулу удельной теплоотдачи одиночной трубы в Вт/м:
q°f --------г----ЬС (^ср~^----------г • (9-40)
«в + - 1 >2Ч + °,2) - 2,56а~
Формулой (9.40) следует пользоваться лишь в тех случаях, когда теплоотдача происходит с полосы шириной 0,4 м. При меньшей ширине теплоотдающей полосы следует применять формулу (9.14), вводя в нее вместо Scp фактическую ширину теплоотдающей полосы, определенную в соответствии с приведенными выше случаями расположения труб.
Массивные греющие панели и метод теплотехнического расчета их вполне приемлемы для проектирования наружных открытых обогреваемых площадок и тротуаров с целью стаивания с них снега в зимний период.
9.5. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ГРЕЮЩИХ ПАНЕЛЕЙ
Пример 1. Определить конструктивные размеры греющей панели, размещаемой в трехслойной стеновой панели жилого дома заподлицо с внутренней поверхностью степ. Панель располагается под деревянной подоконной доской. Расход теплоносителя G=120 кг/ч. Средняя температура теплоносителя /ср=82,5°С, /в = 18°С. Средняя температура наиболее холодной пятидневки tn = — 25°C. Коэф
фициент теплопередачи конструкции стены при условиях эксплуатации Б выражается величиной йст = 0,736 Вт/(м2-К). Конструкция стены показана на рис. 9.12. Теплопотери помещения, подсчитанные без учета установки панели в наружной степе, составляют 930 Вт.
Решение. Расчетную высоту панели принимаем И = 0,72 м из условия размещения в пределах этой высоты змеевика из труб Ду15 при шаге SOp = 0,12 м. Толщину греющей панели принимаем равной толщине слоя железобетона с расположением змеевика в середине слоя, на глубине /1 = 0,025 м от внутренней поверхности стены. Для расчета берется коэффи-
Рис. 9.12. Трехслойпая стеновая панель:
/ — железобетон, Х=2,04 Вт/(м-К), р=2570 кг/м’; 2 — плиты фиброли-товые „а портландцементе, V-= 0,174 Вт/(м-К), Q-460 кг/ма
циент теплопроводности внутреннего слоя же-лезобетона в сухом состояли:: >.„ = = 1,68 Вт/(м • К) (СНиП П-З—79).
При /?н = 0,043 м2-К/Вт сопротивление теплопередаче степы за панелью
0,20 0,05
+ УБГ + °’043 = 1 -218 м3 •К/Вт-
Принимая среднюю температуру лицевой стороны панели /П = 65СС, по формуле (9.16) находим
п 2
Допуская, что для возмещения теплопотерь площадь панели должна быть
Рис. 9.13. Расчетная схема и основные размеры панели, рассчитанной в примере 1
ис менее 1,1 м2, величина потерь тепла тыльной стороной панели,* определенная по формуле (9.17), окажется равной
тыл = 73,3 - (-25) ] = 89
'п 1,218
По формуле (9.19) имеем
Удельную теплоотдачу с поверхности панели при шаге средних труб S,p--0,12 м определим по формуле (9.14), приняв: R,, = 0,017 м • К/Вт (приложение Х111); С — 0,9 (табл. 9.1); 0,-17...'1 —0,238 м-К/Вт; аТ1 = 0,082 (приложение XIV) и & =0,91.
>.|)________________________0,91 0,9(82,5—18)___________________________
'' 0,017-0,12 + 0,238(0,025— 1,25 • 0,0213 + 0,5 0,12) + 0,91 • 0,082 —
= 584 Вт/м2.
При згой теплоотдаче по приложению XIV находим + — + = 47,7’С. Следо-........, 65.7 (’,. Полученная температура почти не отличается от принятой при oil pc. Ij'.'lell II11 />,.
Исходя пл jc.ToiuiH расположения змеевика в панели (рпс. 9.13), верхняя к I > а и 11 я ip\T>:i ихн-сг шаг [случай 2, формула (9.29)] + р , 0,12
s'"p ’ ’+ ’ 6 ': ~'2“ + 0,06 ~ 12 м-
Шаг нижней крайней трубы [случай 1, формула (9.27)] £”ржи = Scp = — 0,12 м; шаг калачей 5кал = Scp = 0,12 м [формула (9.37)].
Так как шаг всех крайних труб одинаков, то 5кр = 0,12 м.
При принятой высоте панели в последней размещается шесть горизонтальных труб и пять калачей. Общая длина верхней и нижней крайних труб
1нр= (£-0,06)2=2 £-0,12 м;
длина труб калачей
^кал
3,14 0,12
2
5 = 0,94 м.
Общая длина крайних труб
2/кр = 2 £ — 0,12+0,94 = 2 £+0,82 м.
Греющая поверхность панели /•'n = 0,72L м2. При этих условиях
2£ 4- 0,82 0,72£
= 2,78
1.14 / 2
—----- м/м2.
Потребную длину панели найдем по формуле (9.25), учитывая, что при 5сг = 0,12 м, п=0,57 (табл. 9.2) и что при установке панели в наружной стене теплопотери помещения уменьшаются:
I : 1.140
930 — 0,736 • 0,72£ [18 —(—25)] = 0,72£ • 584 1 +-0,12 • 0,57.2,78 4- — •
Решая это уравнение, получим £=1,85 м.
В связи с тем что потребная греющая поверхность панели найдена и известна температура ее лицевой стороны, уточняем потерн тепла тыльной стороной панели:
„тыл "п
/ТЫЛ 1 п
82,5 4-65,7 2
= 74,4'С;
74,1 -(-25)
1,218
1,85 0,72 = 108 Вт.
Величина потерь тепла через поверхность стены, занятую панелью, q'n = 0,736 • 1,85 • 0,72 [18 — (—25)] = 42 Вт.
Общая тепловая нагрузка напели оказывается равной
</„ = 930-42+108=996 Вт.
Увеличение расхода тепла, вызванное установкой греющей панели в наружной степе, определится уравнением
^т.п п =--------------
^т.п
996 — 930
100 =---------- 100 = 7,1 %
930
что не превышает величины, допускаемой СНИП П-33—75 (п. 3.10).
Пример 2. Перегородочная панель толщиной 0,08 м выполнена из бетона, имеющего /«, = 1,163 Вт/(м-К). Закладной элемент — змеевик из труб Ду20; /„ = = 18 °C; /ср = 130 °C. Определить, какой шаг должен быть у труб змеевика, чтобы средняя температура поверхности панели /п=80°С.
Решение. При — /„ = 80— 18=62°С по приложению XIV находим, что удельная теплоотдача панели должна составлять:
qf = 826 Вт/м2 и =0,075 м2 К/Вт.
Так как панель перегородочная с двусторонней симметричной теплоотдачей,
s =
то 6 = 0,5, С=1, а расход теплоносителя, допуская, что перепад температуры теплоносителя в приборе будет 10 °C, определится величиной
„ 0,86 -826-2
G =------------ = 142,1 кг/ч.
10
При этом расходе и £>у20 в приложении Х111 находим = 0,018 м К/ Вт а учитывая заданное значение Хм, имеем = 0,862 и 0,4Х~] — 0,345 К-м/Вт.
Используя уравнение (9.15) п подставив в него числовые данные, получим искомый шаг труб
" " 1 13°~~ 18 — 0,075j —0,345 (0,04— 1,25 0,0268)
0 018 _s_0(2 . 0>862 = 0,148м.
Пример 3. Для устройства контурного отопления необходимо найти длину подъемной ветви стояка из труб £>у20, замоноличенной во внутренний слой бетона наружных торцовых панелей на глубину 0,045 м. Замоноличенный контур должен обеспечить возмещение теплопотерь помещения, расположенного на 111 этаже, величина которых составляет 1480 Вт. Теплопотери определены при /ы— — 31 °C, Ам = 1,163 Вт/(м • К). Общий расход воды по стояку при расчетном перепаде 20 °C составляет 536 кг/ч, а по каждой ветви контура проходит 268 кг/ч. Температура воздуха помещения /в = 18°С, а средняя температура теплоносителя /Ср = 86,4°С.
Решение. При заданном расходе теплоносителя RB = 0,0105 К-м/Вт (приложение XIII).
При расчете панельного отопления для наружной стены, утепленной за отопительной панелью, потери тепла тыльной стороной панели должны быть не более теплопотерь степы. Эти теплопотери определяют по формуле (9.21)
зоны расположения
панели с одиночной м2-К/Вт (рис. 9.14), величиной
Вт/м.
панели,
трубой потери
tB -тыл в и
тп Г,СТ
''о
где R” — сопротивление теплопередаче степы вне (м2 К)/Вт; Fn — площадь греющей панели, м2.
Принимая за геометрический размер греющей полосу шириной 0,4 м и учитывая, что — 1,935 тепла 1 м тыльной стороны такой полосы выразятся ,ть^ 0-3(18 + 31) " 1,935
Такие потери тепла тыльной стороной панели можно оценить в размере 5 % от общего количества тепла, подводимого к панели, и поэтому для лицевой поверхности теплоотдающей полосы можно принять Ь — 0,95.
Используя формулу (9.40) и приняв С — 1 (п. 5 табл. 9.1) и = — 0,105 м2 K/Вт (приложение XIV), получим
0,95 (86,4— 18)
<7?Д
0,0105 1-0,862(0,045— 1,25 • 0,0268 + 0,2) + 2,5 0,95 -0,105 — 146,9 Вт/м.
Полученная величина удельной теплоотдачи соответствует принятому значению а”* 1.
Потребная длина труб для замонолнчивания в стену 1480
I — -----—10,1 м.
146,9
Размещение труб в панели показано на рис. 9.14.
Для получения минимальных греющих поверхностей их темпе ратуру следует принимать максимально допустимой и соответствеь-но этому определять шаг между трубами.
При расположении по обеим сторонам перекрытия помещений с существенно разнящимися теплопотерями и допустимыми темпе ратурами поверхностей шаг труб змеевика или регистра следует вы
Рис. 9.14. Размещение труб в бетонной панели торцовой стены здания
бирать из условий максимально допустимой температуры на поверхности перекрытия, обращенной в сторону помещения с большими теплопотерями. Снижение температуры на противоположно! поверхности перекрытия надо осуществлять изменением толщины теплоизолирующего слоя.
Системы потолочно-напольного отопления целесообразны noi сплошных бетонных перекрытиях и при использовании монолитш-
a ff р—, 1 Г . ' в
с . ' )
J
С { , 4— - ч ^=> < (
, J . J г
С >
С__2_
1
Г - - с. 1
Р э
Рис. 9.15. Схемы нагревательных элементов для напольпо-пото лочных греющих панелей:
а — змсезик; б — змеевиковый регистр; в — двойной змеевик
го бетона. При перекрытиях из многопустотных плит для размеше ния нагревательных элементов приходится вводить дополнительны! слой монолитного бетона толщиной до 70 мм.
Схемы нагревательных элементов, закладываемых в перекрь-тиях, показаны на рис. 9.15.
9.6. ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ С ГРЕЮЩИМИ ПАНЕЛЯМИ
Бетонные греющие панели могут применяться в любых системах отопления при искусственной циркуляции теплоносителя. Если количество стояков в одной ветке системы не превышает 7, следует применять тупиковую схему, при большем количестве — попутную. В общественных зданиях, где устанавливают подоконные или плинтусные панели, применяют горизонтальные схемы. При применении в панелях змеевиковых нагревательных элементов подача теплоносителя рекомендуется снизу для лучшего удаления воздуха, особенно при потолочно-напольном отоплении.
Для улучшения эксплуатационного регулирования панельных систем отопления следует предусматривать самостоятельные ветки по главному и дворовому фасадам здания. Это позволит изменять теплоотдачу панелей в помещениях в зависимости от направления ветра без увеличения общего расхода тепла в системе.
Количество типоразмеров панелей или нагревательных элементов, замоноличиваемых в строительные конструкции, должно быть минимальным (не более 4—5 на здание). Желательно применять типовые панели или нагревательные элементы, производство которых уже освоено монтажными или строительными организациями. Теплотехнические характеристики и конструктивные размеры типовых панелей приводятся в справочной литературе. Для уменьшения типоразмеров панелей в помещениях с большими теплопотерями (угловые помещения) можно дополнительно к панелям устанавливать радиаторы.
При установлении типов панелей и их подборе допускается расхождение между теплопотерями помещений и расчетной теплоотдачей панелей в пределах от —5 до +10 %.
На подающей и обратной магистралях панельных систем отопления следует предусматривать установку грязевика, скорость воды в его поперечном сечении должна быть не более 0,03 м/с.
Гидравлический расчет теплопроводов в системах панельнолучистого отопления может производиться любыми способами. Наиболее желательно применение при расчетах неравных перепадов, температуры теплоносителя по стоякам. Коэффициент местного сопротивления панелей подсчитывают так же, как и для теплопроводов.
При конструировании и подборе панелей для двухтрубных систем отопления температура теплоносителя на входе в панели, расположенные па различных этажах, принимается одинаковой. Для определения средней температуры теплоносителя, поступающего в.; панели однотрубных систем, рекомендуется пользоваться формулой, достаточно точной для практических целей:
АД.п /ср -------
где — температура воды в стояке на входе в данный этаж, °C;
A/p = /r—10 — расчетный перепад температуры воды в стояке или системе; п — доля теплопотерь рассчитываемого этажа от общей тепловой нагрузки стояка.
Ниже приводится пример расчета одного из стояков системы панельного отопления.
Пример. Произвести расчет
Рис. 9.16. Схема ветки системы отопления к примеру расчета. Трехходовые краны и замыкающие участки у панелей па схеме не показаны
и подбор греющих панелей для стояка, представленного на рис. 9.16. Все теплопроводы и змеевики панелей замополичнваются в стеновые панели. Сопротивление теплопередаче стены за панелью /?3ап=1,7 м2 • К/Вт. Сопротивление теплопередаче стеновой панели здания Ra=l м2 • К/Вт. Диаметр труб стояков и греющих элементов /Эу15. Величины теплопотерь помещений каждого этажа даны на рис. 9.17. Параметры теплоносителя 115...70 °C.
Решение. Поставленную задачу решаем при перепаде температуры теплоносителя в стояке 115—70=45 °C. Вначале произведем ориентировочный расчет для возможности подбора греющих элементов, а затем выполним полный тепловой расчет стояка, который позволит уточнить поступление тепла в обогреваемые помещения.
Для предварительного расчета определяем массу теплоносителя, проходящего по стояку, с учетом дополнительных потерь тепла тыльной стороной панелей и замоноличенпых стояков, равных 8 %. При таких условиях
0,86 1,087 0,86-1,08-4970
6'ст " А/сист 115-70
— 102,6 кг/ч.
Учитывая остывание теплоносителя в магистралях, принимаем среднюю температуру теплоносителя
Средняя разность температур /Ср=91,5 — -18 = 73,5 °C.
По найденным величинам GCT и А/Ср произведем предварительный подбор греющих площадей, учитывая при этом теплоотдачу замоноличенных стояков, удельную теплоотдачу которых определим по формуле (9.40) при Хм = 1,16 Вт/(м-К), 6 = 0,025 м, 6 = 0,92:
RB = 0,022 м К/Вт, а^1 = 0,087 м2 К/Вт,
/-у1 =0,86 м К/Вт и С = 1; м
„„ 0,92 73,5
о?Д =---------------------------------------------------------------=
41 0,022 + 0,86 (0,025— 1,25 • 0,0213 + 0,2) + 2,5 0,92 0,087
— 172 Вт/м.
В соответствии со схемой стояка (рис. 9.16) в каждой комнате каждого этажа замополичивается по два стояка — одни длиной 2 м и второй — 2,7 м (II и III этажи), а на I и IV этажах — по-два стояка длиной 2 м каждый. На IV этаже имеется не замополичеииая в панель перемычка длиной 3 м.
Теплоотдача стояков па каждом этаже:
I этаж —172(2+2) =688 Вт;
II и III этажи — 172(2 + 2,7) =808 Вт;
IV этаж — 172(2 + 2) =688 Вт плюс теплоотдача перемычки 83-3 = = 249 Вт, а всего по IV этажу 937 Вт.
На рис. 9.16 проставлены теплопотери помещений, а над ними в виде дроби показана теплоотдача стояков (числитель) и потребная теплоотдача греющих панелей (знаменатель).
Сопоставление величии потребной теплоотдачи панелей показывает, что для возмещения теплопотерь помещений, обслуживаемых стояком, можно обойтись греющими панелями двух размеров с ориентировочной теплоотдачей: тип А — 350 Вт и тип Б — 450 Вт.
Так как змеевики в панели будут замоноличиваться под окнами, целесообразно принять шаг труб 170 мм при четырехрядном змеевике. Высота панели при таком шаге труб /7=170-4=680 мм.
Для определения теплоотдачи 1 м2 панели принимаем /„ = 70 °C. При такой температуре в соответствии с приложением XIV можно принять а”1 — = 0,08 м2 K/Вт; С = 1; %м = 1,1 Вт/(м • К); 0,4%“'=0,36 м - K/Вт и RB --=. = 0,022 м-К/Вт. Подставляя эти данные в формулу (9.14), получим
ср_____________________________0,92 73,5_____________________________
~ 0,022 0,17 + 0,36 (0,025— 1,25 • 0,0213 + 0,5 0,17) + 0,92 • 0,08 ~
= 626 Вт/м2.
Имея в виду, что панель будет прикрыта деревянным подоконником, верхнюю крайнюю трубу учитываем как среднюю. Шаг для нижней крайней трубы-S„ Кр = 170 мм, шаг для калачей также 170 мм. Следовательно, 5кр = 0,17 м. По табл. 9.2 величина а — 0,34. Используя уравнение (9.25), найдем выражение-для определения длины панелей:
q = 0,68 • 626 L (1 + х • 0,17 0,34). (а)
В каждой панели имеются три калача и верхняя и нижняя крайние трубы, длину которых примем равной /. — 0,17. Тогда общая длина крайних труб
3,14-0,17
V, /кр - 2 (/, — 0,17) + —--1— 3 = 2L + 0,46.
V/ 21. +0,46 0,68
Значение л- х ------------= 2,94 +-------.
///. 0,68/. L
Подставив найденное значение х в уравнение (а) и произведя небольшие алгебраические преобразования, получим
7-16,6
498,4 ’
Табл. 9.3. Тепловой расчет стояка
Этаж Наименование греющей площади Номер участка ^нач дг <р-'в q, Вт/м ^(Ьакт* Вт д+р’ °C
°C
I Панель Б 1—2 114 4,07 11,97 93,97 800,3 472,2 4,27 Стояк 2—3 109,7 3,11 108,16 90,18 211,0 422,0 3,82 11 Стояк 3—4 105,89 4,20 103,79 85,79 200,8 542,1 4,9 III Стояк 4—5 100,99 4,20 98,99 80,89 189,2 511,1 4,63 IV Панель Б 5—6 96,36 4,07 94,33 76,33 650,1 383,6 3,47 Стояк 6—7 92,89 3,11 91,34 73,34 171,6 343,3 3,11 Перемычка 7—8 89,78 2,26 88,65 70,65 79 237 2,15 Стояк 8—9 87,63 3,11 86,08 68,08 159,3 318,6 2,88 Панель Б 9—10 84,75 4,07 82,72 64,72 551,2 325,2 2,94 III Стояк 10—11 81,81 3,11 80,26 62,26 145,7 291,4 2,46 Панель А 11—12 79,17 3,17 77,59 59,59 507,5 223,46 2,11 II Стояк 12—13 77,06 3,11 75,51 57,51 134,6 269,2 2,44 Панель Б 13—14 74,62 4,07 72,59 54,59 464,9 274,3 2,48 I Стояк 14—15 72,14 3,11 70,59 52,59 123,1 246,2 2,23 Панель Б 15—16 69,91 4,07 67,88 49,88 424,8 250,6 2,27
Табл. 19.4. Итоговые данные теплового расчета
Этаж Теплопотери Теплопоступления Невязка, %
I 1310 1391 +6,1
II 1040 1086 +4,4
III 1000 1036 +3,6
IV 1620 1608 —0,8
При теплоотдаче панели — 450 Вт из этого уравнения получаем LE — =/0,87 м; греющая площадь панели Fb — 0,87 • 0,68 = 0,59 м2. При теплоотдаче панели qА = 350 Вт получаем ЬЛ — 0,67 м и Fл = 0,67 0,68 = 0,46 м3.
Зная размеры панелей, можно подсчитать сумму коэффициентов местных сопротивлений стояка, общую длину труб и при заданном расходе теплоносителя, проходящего по стояку, найти потери давления в нем, что является необходимым для гидравлического расчета системы отопления.
В рассматриваемом стояке имеется отводов — 44, калачей—18, кранов проходных пробковых—2, крапов трехходовых при прямом проходе — 6. Сумма коэффициентов местных сопротивлений для перечисленных сопротивлений составит:
2?= 1,5-44+3-18+3,5-2+2-6= 139.
Общая длина прямых участков труб в панелях и стояках составляет 1 = 34 м. При полученных данных потеря давления в стояке
Др = А И— + 2? j 10—4G2 = 10,6 (34 • 2,7 + 95) 10~4 • 102,62 = 2579,1 Па.
Определение теплоотдачи греющих панелей, устанавливаемых под окнами, и одиночных труб производилось при средней температуре теплоносителя. Уточним теплоотдачу этих элементов по действительным температурам теплоноси
теля, входящего в каждый из элементов, для чего произведем тепловой расчет стояка, учитывая требуемые величины теплоотдачи каждого из элементов.
Для подсчета действительной теплоотдачи каждого из элементов стояка используем величины, полученные при предварительном расчете с введением поправок в соответствии с фактической разностью /Ср — tn. Падение температуры в греющем элементе стояка или панели будем находить по формуле
Д/' = 0,86
1,08g
GCT
Средняя температура теплоносителя в элементе /ср — (цач
-—. Теплоот-
2
дачу элемента при новых температурных условиях определяем по выражению
, ^СР
‘ср ‘в
Проведенный при таких условиях тепловой расчет стояка помещен в табл. 9.3. Результаты подсчета (табл. 9.4) показывают, что соотношения тепло-поступлсний в помещения от греющих площадей с теплопотерями находятся в допустимых пределах. Если же при расчетах отклонения получаются больше допустимых, следует вносить необходимые коррективы.
9.7. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ДАННЫЕ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ С ГРЕЮЩИМИ ПАНЕЛЯМИ
Системы панельного отопления имеют ряд преимуществ по сравнению с другими системами не только с гигиенической, но и с технико-экономической точки зрения. Эти системы хорошо отвечают современным требованиям индустриализации и полносборности строительства, позволяют получать значительную экономию металла, способствуют улучшению интерьера помещений.
В системах радиаторного отопления расход металла на разводящие теплопроводы — примерно 30 %, а на радиаторы — 70 %. Трубчатые нагревательные элементы бетонных панелей требуют значительно меньше металла. Это положение иллюстрируется табл. 9.5.
Индустриальность монтажа систем панельно-лучистого отопления зависит как от тина применяемых приборов, так и от степени заводской готовности изделий. Эти факторы влияют на величину трудозатрат при монтаже системы. По данным многих организаций, трудозатраты на монтаж систем панельного отопления по сравне-
Тпбл. 9.6. Расход металла m на 1000 Вт полезной теплоотдачи нагревательных приборов различных типов
Шаг S, тп на 1000 Вт
Н.'1ГрепательныЛ прибор мм кг 1 %
Радиатор М-140 — 54,7 100,0
Бетонная подоконная панель II-1 130 20,8 38,0
Бетонный плинтус h - 250 мм 120 19,4 35,5
Перегородочная панель БТ10-10 80 17,2 31,4
Ригельная панель БТ60/6-4 150 12,6 23,1
Регистр в перекрытии 300 20,8 38,0
Панели и трубы в трехслойной стеновой панели 13,3 24,2
Табл. 9.6. Сравнительная стоимость различных систем отопления
Системы отопления Стоимость Расход металла
руб/м3 % кг/м3 | %
Радиаторная с открытой прокладкой стояков Панельные: а) с подоконными приставными панелями и откры- 0,518 100 1,58 100
той прокладкой стояков б) с подоконными приставными панелями и стояка- 0,645 124,9 0,865 54,8
ми, замоноличенными в перегородках 0,629 121,3 0,759 48,0
в) с регистрами, замоноличенными в стены г) с трубами, замоноличенными в стены (контурное 0,389 75,3 0,59 37,4
отопление) 0,325 62,9 0,519 32,9
нию с радиаторными снижаются от 20 до 45 %, а общая стоимость систем — до 30 %. При современных темпах и размахе строительства это дает значительные преимущества системам панельно-лучистого отопления (см. табл. 9.6).
Дальнейшее развитие и более широкое применение систем панельно-лучистого отопления в практике строительства позволит уточнить приведенные показатели, которые с течением времени должны улучшаться.
Вопросы для самопроверки
1. Почему при обогреве помещений плоскими панелями создаются более благоприятные условия для человеческого организма?
2. Какие максимальные температуры допускаются на поверхности различно расположенных панелей и почему?
3. Как определяется требуемая греющая площадь панелей?
4. В чем состоит специфика расчета греющих панелей? Па чем основан обобщенный метод расчета греющих панелей?
5. Как производится расчет систем отопления с греющими панелями, за-моиолнчеинымн в стеновые панели многоэтажных зданий?
Глава 10
КВАРТИРНЫЕ СИСТЕМЫ ОТОПЛЕНИЯ
10.1 . ОСОБЕННОСТИ ОБОРУДОВАНИЯ И РАСЧЕТА КВАРТИРНЫХ СИСТЕМ
Квартирными принято называть системы отопления, обслуживающие одну квартиру и имеющие отдельный генератор тепла. В качестве теплоносителя в таких системах применяется вода или воздух. В нашей стране получили распространение водяные системы с естественной циркуляцией.
Основной особенностью квартирных систем является то, что
генератор тепла располагается на одном уровне с отопительными приборами, а иногда и выше. Разность естественных давлений, обеспечивающая циркуляцию воды, возникает в этих системах в основном за счет охлаждения воды в трубах. Она является величиной очень малой, и поэтому расчет квартирных систем отопления требует особой тщательности.
В настоящее время в качестве генератора тепла в системах квартирного отопления применяют малометражные чугунные котлы типа ВНИИСТО Мч, автоматические газовые водонагреватели типа АГВ, а также змеевики из гладких труб, заделываемые в кухонные плиты. Находят применение и другие виды водонагревателей, свариваемые из листовой стали.
Отопительными приборами могут являться радиаторы, конвекторы и гладкие трубы. В целях уменьшения радиуса действия системы нагревательные приборы могут устанавливаться у внутренних степ.
Как правило, такие системы делают двухтрубными с прокладкой горячих магистралей под потолком отапливаемых помещений, а обратных — над полом, если этому не мешают дверные проемы. Осуществляется прокладка обратных магистралей и под полом. Возможно применение проточных и однотрубных систем. Встречаются схемы теплопроводов с прокладкой обратных магистралей под потолком помещений, но такие системы требуют особо тщательных расчетов и в них не исключена возможность уменьшения и даже полного прекращения движения воды в некоторых циркуляционных кольцах. Прокладка обратных магистралей под потолком влечет за собой увеличение расхода труб.
Расширительный бак в системах квартирного отопления удобно делать проточным и устанавливать на главном стояке под потолком того помещения, где находится котел. Для контроля за уровнем воды в баке последний снабжают водомерной трубкой. Переливная труба служит и для удаления воздуха из системы. Полезную емкость расширительного бака в литрах определяют по выражению
Рр.6 = О,ОО17<7, (10.1)
где q — максимальная тсплопроизводителыюсть системы, Вт.
К недостаткам систем квартирного отопления следует отнести необходимость непрерывной тонки котла, применение для магистралей труб относительно больших диаметров и малую теплоемкость системы, что приводит к быстрому снижению температуры воздуха в помещениях при прекращении работы котла в ночное время.
Устранение последнего п.з указанных недостатков может быть доспи нуто применением дополнительных емкостей в виде баков-аккумуляторов.
Гидравлический расчет теплопроводов систем квартирного отопления специфичен тем, что его приходится начинать, не имея точных данных о перепадах давлений, действующих в циркуляционных кольцах системы.
Для определения ориентировочного расчетного перепада давлений Дрр (Па) пользуются формулой
или АрР=даг(/ + /1г)±/1г(ро-рг)] (10.2)
App=g[6/ir(/ + /ir) ±0,646пА/], (10.2а)
где b — эмпирический коэффициент, величина которого принимается равной: при изолированном главном стояке b = 0,4; при изолированных главном стояке и обратных трубопроводах 6 = 0,34 и при теплоизоляции всех труб 6 = 0,16; 6Г — расстояние по вертикали ог условного уровня нагрева воды в котле до подающей магистрали, м; I — расстояние по горизонтали от главного до рассматриваемого стояка, м; 6П — расстояние по вертикали от условного уровня нагрева воды в котле до середины отопительного прибора, м; знак плюс принимается, когда середина прибора расположена выше условного уровня нагрева воды в котле, а знак минус — если середина прибора ниже условного уровня; р0 — массовая плотность обратной воды в системе, кг/м3; рг — массовая плотность горячей воды в системе, кг/м3; g — ускорение силы тяжести, м/с2; А£— расчетный перепад температуры воды в системе, °C.
Расположение условного уровня нагрева воды в котле принимается на 150 мм выше уровня колосниковой решетки.
Параметры теплоносителя в квартирных системах отопления принимают следующими; £г=90°С, /о = 70°С.
Первый член правой части формулы (10.2) дает ориентировочную величину разности давлений, вызванной остыванием воды в трубах, а второй — остыванием воды в отопительных приборах.
После определения для каждого циркуляционного кольца значения Арр по формуле (4.9) находят удельное падение давления R для этих же колец, по которому и определяют наиболе невыгодное циркуляционное кольцо и с него начинают расчет теплопроводов.
В системах квартирного отопления часто наиболее невыгодным циркуляционным кольцом, т. е. кольцом, для которого R является наименьшим, оказывается кольцо отопительного прибора, расположенного ближе к котлу. К этому прибору путь воды короче, высты-вание ее в теплопроводах меньше и соответственно меньшей получается действующая разность давлений.
При проведении гидравлического расчета теплопроводов потери давления в местных сопротивлениях следует учитывать по возможности точнее.
Для определения потерь тепла теплопроводами, температуры и плотности воды на отдельных участках необходимо выполнить тепловой расчет теплопроводов системы, который проводится методом, использованным в примере 8.1 (см. также § 8.5).
Найденные в результате теплового расчета данные о температуре воды на всех участках дают возможность подсчитать фактическую величину действующей разности естественных давлений для каждого циркуляционного кольца. Если отклонение действующей разности давлений от расчетных потерь давления в кольце (полученных, исходя из ориентировочного расчета давления) находится
в пределах от 0 до +15 %, то гидравлический расчет не корректируют и оставляют диаметры труб такими, какие были получены при предварительном расчете. При отклонениях, выходящих за указанные пределы, гидравлический расчет теплопроводов корректируется изменением диаметров на некоторых участках. Корректирование теплового расчета не производится.
На основании выявленных выделений тепла трубами по отдельным помещениям и фактической температуры воды, поступающей в отопительные приборы, производят подбор требуемой греющей площади отопительных приборов методами, изложенными в гл. 8. Тепло, выделяемое трубами в помещение, должно быть полностью учтено при подборе отопительных приборов.
Потребная поверхность нагрева котлов определяется по тепловой нагрузке, учитывающей все потери тепла.
Некоторые особенности расчета квартирной системы отопления рассмотрены более подробно в приведенном ниже примере.
10.2 . ПРИМЕР РАСЧЕТА КВАРТИРНОЙ ВОДЯНОЙ СИСТЕМЫ ОТОПЛЕНИЯ
Проведем расчет системы отопления, изображенной на рис. 10.1 и 10.2, для квартиры в кирпичном двухквартирном доме. Потери тепла помещениями проставлены на плане под номерами помещений. Все подающие теплопроводы прокладываются внутри помещений; обратные трубы, кроме участка 8, прокладываются под полом и изолируются. Главный стояк в пределах от установленного на кухне котла ВНИИСТО Мч до проточного расширительного бака изолирован. Изоляция tdv6 имеет коэффициент эффективности 0,8. Параметры воды в системе =70 °C. К установке в помещениях приняты радиаторы типа
'ис. 10.1. План квартиры с расположением отопительных приборов и труб
На рис. 10.2 у номера каждого участка в числителе проставлена тепловая нагрузка участка, в знаменателе—его длина и диаметр. Уклоны труб показаны стрелками. Отопительные приборы пронумерованы. Приборы 1 и 2 имеют одинаковые нагрузки и одинаковые длины подводок (1,3 м). В аналогичных условиях находятся приборы 3 и 4.
Расчет начинаем с определения ориентировочного перепада давлений но формуле (10.2а), По условиям прокладки труб принимаем коэффициент 6=--0,34. Рассматриваем циркуляционные кольца приборов 1, 4 и 5, длина которых соответственно 29,92; 27,92 и 15,12 м.
Рис. 10.2. Расчетная схема теплопроводов квартирной системы отопления
Для циркуляционного кольца прибора 1 получаем:
Дрр=9,81[0,34-2,3(11,74-2,3)-0,05 • 0,64 • 20]= 101,1 Па;
„ 101.1
7?1 = —-— = 3,38 Па/м.
29,92
Для кольца прибора 4:
Арр = 9,81 [0,34 • 2,3 (10,74-2,3) - 0,05 • 0,64 • 20] = 93,5 Па;
93 5
К* 27 92 ~ 3,35 Па,/м'
Для кольца прибора 5:
Дрр = 9,81[0,34 • 2,3(5,24-2,3) -0,05 • 0,64 • 20]=51,3 Па;
= ДГДГ = 3)39 Па/М-
10,12
Удельная потеря давления для рассмотренных циркуляционных колец почти одинакова, но гидравлический расчет теплопроводов начнем с расчета циркуляционного кольца прибора 4, значение удельной потери давления которого меньше, чем у других колец.
Произведенный гидравлический расчет приведен в табл. 10.1.
После гидравлического расчета, которым определяются диаметры отдельных участков теплопроводов, переходим к тепловому расчету (табл. 10.2).
Для повышения теплоотдачи отопительных приборов падение температуры в них принимаем равным 15 °C.
При проведении теплового расчета приходится учитывать, что в ряде случаев происходит слияние потоков, имеющих различную температуру. В этих случаях температуру в начале участка, по которому идет общий поток, определяют из уравнения теплового баланса смешиваемых потоков.
К участку 6 подходят два потока — от прибора 4 по участку 5 идет 68 кг воды с температурой 65,25 °C и от прибора 3 — тоже 68 кг, по с температурой 66,06 °C. Температура в начале участка 6:
^нач
68 • 65,25 + 68 • 66,06
68 + 68
= 65,66 °C.
Аналогично определяется температура воды в начале участков 7, 8,12 и 16.
В результате теплового расчета теплопроводов получена температура в начале и конце каждого участка. Для уточнения величины разности естественных давлений, действующих в циркуляционных кольцах, пользуемся значениями средних температур на участках. Температуру воды выше середины отопительного прибора принимаем равной температуре воды, входящей в прибор, а ниже середины — равной температуре воды, выходящей из прибора. По аналогии принимаем температуру воды в котле, где разделительной плоскостью считаем условный уровень нагрева воды в котле.
В связи с тем что падение температуры в главном стояке незначительно, принимаем температуру в нем /г = 90 °C и рг = 965,34 кг/м3.
Для циркуляционных колец приборов величина разности естественных давлений будет складываться из давлений, возникающих в подающей магистрали (вследствие уклона, создающего разность отметок 0,1 м), стояке и отопительном приборе, середина которого находится ниже уровня нагрева воды в котле на 0,05 м.
При определении разности естественных давлений учитываем также и отрицательное влияние холодного столба воды в котле в пределах высоты от середины отопительного прибора до центра нагрева воды в котле.
Для циркуляционного кольца прибора 4 имеем: температура в начале горизонтального участка магистрали 89,88 °, в конце горизонтального участка (участок Зг)— 83,56 °C;
89,88 + 83,56 ^ср.м ~... -2 - 86,7 °C,
Рср.м “’967,54 кг/ч3;
температура поды, входящей в прибор /„.их =81,06 °C; Рп.их = 971,14 кг/м3; температура воды, уходящей из прибора /п.Ух = 66,06 °C; рпух=980,02 кг/м3; средняя температура стояка /Ср.ст = 82,86 °C; рсР.ст = 970,0 кг/м3; температура воды поступающей в котел, <0 = 64,28 °C; ро = 980,97 кг/м3;
Лр,.4- 9,81 [0,1 (957,54 —965,34)+2,0 (970,0 —965,34)+0,2(971,14 —965,34) + 0,05 X X (971,14 - 980,97) + 0,35 (980,02-980,97)] = 96,92 11а.
Для циркуляционного кольца прибора 1 имеем:
89,98 +82,92
*ср.м =------2-------- = 86,4 С°’ Рср.м = 967•74 кг7м ;
Лист-82,27 °C; рср.ст = 970,38 кг/м3; /и.„х=80,32 °C; р,..вх=971,73 кг/м3; /ПУх = 65,32 С; рп.ух = 980,41 кг/м3; Дре, =9,81(0,1 (967,74-965,34)+2,0(970,38-965,34) + + 0,2(971,73 —965,34)+0,05(971,73 —980,97) + 0,35 (X 980,41 — 980,97 )]= 107,32 Па.
224
Номер участка
1
1
2
3
4
5
6
7
8
1—2
9
Табл. 10.1. Гидравлический расчет теплопроводсв системы квартирного отопления RI
<7, Вт G. V 1, м Dy, мм R, RI, Па 1’, м/с p.p Ila X; Z, Па RL+Z, 11а Примечание
2 | 3 4 | 5 | 6 | 7 | 8 9 | 10 И 12 3
Циркуляционное кольцо прибора 4; рр —93,5 Па 8340 359 2,42 4 0 2,7 6,5 0,074 2,73 1,8 4,9 11,4 6540 281 7,0 40 1,7 11,9 0,059 1,72 1,5 2,6 14,4 3140 135 5,0 32 0,9 4,5 0,037 0,68 1,8 1,2 5,7 L. Г 1570 68 1,3 20 3,0 3,9 0,052 1,34 4,7 6,3 10,2 j 1570 68 3,5 20 3,0 1 0,5 0,052 1,34 2,7 3,6 14,1 3140 135 0,8 25 3,0 2,4 0,067 2,25 3,0 6,8 9,2 6540 281 7,2 40 1,7 12,2 0,059 1,72 2,1 3,6 15,8 |м 8340 359 40 2,7 1,9 0,074 2,73 2,8 7,6 — Z" Л 27,92 90,3 » U Циркуляционное кольцо прибора 1; рр = 101,1 Па 25,9 3400 146 6,0 32 1,0 6,0 0,040 0,78 1,8 1,4 7,4 1. f 7 Г U
00
Окончание табл. 10.1
Андреевский
1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 1 7 1 8 | 9 1 10 1 11 1 12 1 13
10 1700 73 1,3 20 3,2 4,2 0,058 1,66 4,7 7,8 12,0 Ь 1 о
11 1700 73 3,5 20 3,2 11,2 0,058 1,66 3,5 5,8 17,0 \ < th
12 7—8 3400 146 1,8 25 4,0 7,2 0,073 2,66 3,0 8,0 15,2 25,3 102,8
1 Циркуляционное кольцо прибора 5; рр — 51,3 Па 11,4
13 1800 78 6,5 25 1,3 8,5 0,039 0,77 2,0 1,5 10,0 << th
14 1020 44 0,5 15 6,0 3,0 0,063 1,97 8,1 16,0 . 19,0 : ii-r о
15 1020 44 1,5 15 6,0 9,0 0,063 1,97 4,0 7,9 16,9 th
16 1800 78 3,5 25 1,3 4,6 0,039 0,77 1,5 1,2 5,8 Г th
Уточнение расчета циркуляционного кольца прибора 5; pv — 102,7 Па
1 11,4
13 1800 78 6,5 20 3,6 23,4 0,062 1,84 3,0 5,5 28,9
14—16 41,7
8
8 91,5
Табл. 10.2. Тепловой расчет теплопроводов системы квартирного отопления
Номер участка G, кг/ч м Оу, мм *пач’ °C ^В’ °C °C <7, Вт/м 1-11 ?уЧ’ Вт Д1, °C +он' ’ °C ^ср» °C
1в 359 1,72 40 90,00 18 72,0 145 0,2 52 0,12 89,88 1г 359 0,7 40 89,88 18 71,9 169 0,2 24 0,06 89,82 2 281 7,0 40 89,82 18 71,82 169 1,0 1180 3,6 86,22 Зг 135 3,0 32 86,22 18 68,22 139 1,0 417 2,66 83,56 Зв 135 2,0 32 83,56 18 65,56 НО 1,0 220 1,40 82,16 82,86 4 68 1,3 25 82,16 18 64,16 68 1,0 88 1,10 81,06 Прибор 68 — — 81,06 — — — — — 15,0 66,06 5 68 3,5 20 66,06 0 66,06 92 0,2 64 0,81 65,25 6 135 0,8 25 65,66 0 65,66 117 0,2 19 0,12 65,54 9г 146 4,0 32 86,22 18 68,22 140 1,0 559 3,3 82,92 9в 146 2,0 32 82,92 18 64,92 НО 1,0 220 1,3 81,62 82 27 10 73 1,3 20 81,62 18 63,62 88 1,0 114 1,3 80,32 Прибор 73 — — 80,32 — — _ _ _ 15,0 65,32 11 73 3,5 25 65,32 0 65,32 116 0,2 81 1,0 64,32 12 146 1,8 25 64,82 0 64,82 116 0,2 42 0,25 64,57 7 281 7,2 40 65,04 0 65,04 155 0,2 223 0,68 64,36 13г 78 4,5 25 89,82 18 71,82 126 1,0 569 6,3 83,52 13в 78 2,0 25 83,52 18 65,52 91 1,0 182 2,0 81,52 82,52 14 44 0,5 15 81,52 18 63,52 70 1,0 35 0,68 80,84 Прибор 44 — — 80,84 — — — — — 15,0 65,84 15 44 1,5 15 65,84 0 65,84 73 0,2 22 0,4 65,44 16 78 3,5 25 65,61 0 65,61 117 0,2 82 0,9 64,71 8 359 0,7 40 64,44 18 46,44 96 1,0 67 0,16 64,28
обозначают
расположение
Примечание. Буквы «г» и «в» у номеров участков теплопровода — горизонтальное или вертикальное.
Для циркуляционного кольца прибора 5:
89,88 +83,53 „
ZcP.m =------2------- =86,7 С; рсрст = 967,54 кг/м3;
/ср.ст = 82,52 °C; рС|).ст = 970,25 кг/м3; /и.вх = 80,82 °C; рп.вх = 971,33 кг/м3; /п п = = 65,82 ГС; ри.Ух =980,14 кг/м3; Дре5=9,81 [0,1 (967,54 - 965,34)+2,0(970,25-
-965,34)+0,2(971,33-965,34)+0,05(971,33-980,97)+0,35(980,14-980,97)] = 102,71 Па.
Сравнивая величины разностей естественных давлений, действующих в циркуляционных кольцах, с давлением, затраченным на преодоление сопротивлений, 92 92_____________________________________________________________90 3
получаем, что для кольца прибора 4 имеем запас давления —-----------—— 100 —
96,92 107,32— 102,8
= +6,8%, для кольца прибора / --------------------100 = +4,2 % и-для коль-
1и/,oZ
102,71 — 72,6 ца прибора 5 ---—---------- 100 = +29,3 %.
Так как допустимый запас давления не должен превышать +15 %, то, изменив в циркуляционном кольце прибора .5 диаметр трубы на участке 13 с Оу25 на Ov20, общую потерю в этом кольце получим равной 92,4 Па. Запас давления 102,71—91,5
составит -----—--------100 = +10,9 %, что вполне допустимо. Тепловой рас-
чет не корректируем.
Табл. 10.3. Определение количества элементов для каждого прибора
Номер помещения и его значение Теплопотери ^пом* Вт Тепло от труб ?тр’ Вт Номер прибора Нагрузка прибора, Вт <вх-’ °C ^ВЫХ* °C Д%р. °C (7.,, Вт экм экм АГ, шт.
1 3400 1683 1 859 80,32 65,32 54,82 434,3 1,98 6
жилая 2 859 80,32 65,32 54,82 434,3 1,98 6
2 3140 813 3 1164 81,06 66,06 55,56 442,1 2,63 8
жилая 3 4 1164 81,06 66,06 55,56 442,1 2,63 8
коридор Л 1020 217 5 803 80,84 65,84 55,34 439,8 1,83 5
ванная 780 477 6 303 80,84 65,84 55,34 439,8 0,69 2
Переходим к расчету отопительных приборов. Поступление тепла в поме-
щения учитываем от проложенных в них теплопроводов.
В помещении 1 от участка 2 поступает часть тепла (по помещению проходит только 4 м трубы участка 2 при общей длине участка 7 м), а от участков 9 и 10—все тепло, теряемое теплопроводами. Общий тепловой поток от труб со-, 4
ставляет г/тр = 1183— -f- 559 220 -|- 114 • 2 = 1683 Вт.
При подсчете тепла участок 10 учтен дважды, так как подводка к прибору 2 теряет столько же тепла, сколько и участок 10.
Теплоотдачу 1 экм при питании приборов сверху вниз и при имеющих место расчетных расходах теплоносителя будем определять по формуле (при <₽ — 1) q3 = 2,2Дфр32, а значение Д/Ср по формуле (8.5).
В связи с тем что при определении нагрузки приборов учтено теплопоступ-ление в помещение от труб, расчетную площадь приборов можно определить по </пОМ —~ Утр
выражению Fp = -------------, а число элементов каждого прибора при свободной
1 Чэ
его установке — по формуле (8.12) при принятых к установке радиаторах М-140-АО. Определение требуемого количества элементов в каждом из приборов риведено в табл. 10.3.
В кухне приборы не устанавливаем, считая, что теплопотери кухни будут возмещены тепловыделениями котла, теплопроводов и плиты.
Требуемую теплопроизводителыюсть котла определяем как сумму полезных и бесполезных потерь тепла. Полезным считается тепло, идущее на покрытие теплопотерь помещений 1, 2, 3, 4 и тепловыделения трубами, проходящими по кухне (участки 1 и 8 и часть участка 2), составляющее 8988 Вт, а к бесполезным относим тепло, теряемое обратными теплопроводами, проложенными под полом помещений. Величина бесполезных потерь по данным табл. 10,2 (участки 5, 6, 7, 11, 12, 15 н 16) составляет 533 Вт.
Теплопроизводнтельность котла
qK = 8988+533 = 9521 Вт.
Для возмещения этих теплопотерь, учитывая, что в котел поступает обратная, вода с температурой 64,2°C, а уходит при /г=90°С, количество циркулирующей в системе воды должно быть
0,86 9521
_ 90 — 64,2
= 318 кг/ч,
что на -11,42% меньше того количества, которое было принято при гидравлическом расчете теплопроводов.
Допустимым считается расхождение в пределах от +5 до —15 %.
Если количество циркулирующей воды выходит за эти пределы, то следует
перепад температуры воды в системе принимать большим или меньшим и соответственно откорректировать все расчеты.
9521
Потребная поверхность котла FK — ~qqqq — 1»6 м2.
К установке следует принять котел с ближайшей большей поверхностью нагрева. Для рассматриваемого примера подходит котел ВНИИСТО Мч (ГОСТ 7252—54), состоящий из 6 секций с общей поверхностью нагрева 1,82 м2.
10.3. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ГЕНЕРАТОРА ТЕПЛА КВАРТИРНОГО ОТОПЛЕНИЯ ДЛЯ ГОРЯЧЕГО ВОДОСНАБЖЕНИЯ
Непрерывная работа квартирных систем отопления необходима при расчетных наружных температурах, соответствующих температуре наиболее холодной пятидневки. В остальные периоды отопительного сезона и в летний период генератор тепла системы
Рис. 10.3. Схемы горячего водоснабжения, совмещенного с квартирным отоплением:
а —с непосредственным водоразбором из системы; б — с баком-теплообменником
отопления можно использовать для приготовления го-рячей воды на бытовые нужды. Горячая вода может забираться непосредственно из системы отопления или приготавливаться в специальном теплообменнике. Обе схемы горячего водоснабжения, совмещенного с системой отопления, показаны на рис. 10.3.
Применение каждой из приведенных схем зависит от жесткости водопроводной воды. При небольшой жесткости воды (8...12°), достаточной теплопроизводитель-ности генератора тепла и возможности производить периодическую его очистку от накипи применяют схему рис. 10.3, а с непосредственным водоразбором из системы, а при более жесткой воде — схему рис. 10.3, б с теплообменником.
В схеме рис. 10.3, а вода в систему поступает из водопровода 7 через дозировочный бачок с шаровым краном 4 по питательной линии 9. На случай неисправности шарового крана
предусматривают переливную трубу 3 из дозировочного бачка и расширительного бака 2, которая отводится к кухонной раковине.
При работе системы отопления и отсутствии необходимости разбора горячей воды кран на циркуляционной трубе 12 должен быть закрыт, а краны на разводящей трубе 1 системы отопления и обратной трубе /3' должны быть открыты. Вода в систему будет поступать из котла 10 по главному стояку 11 через расширительный бак 2 и по разводящей трубе 1, а возвращаться по обратной трубе 13.
При значительном разборе горячей воды на бытовые нужды краны на трубах 1 и 13 необходимо закрыть, а на трубе 12 — открыть. Нагретая в котле вода будет подниматься в расширительный бак, а холодная вода из бака по циркуляционной трубе 12, присоединенной ко дну бака, будет поступать в котел и подогреваться в нем. Благодаря возможности перемещения тзоды между котлом и баком вода в баке может быть нагрета до 80...90 °C.
Горячая вода из расширительного бака, являющегося в данном случае и аккумулятором тепла, по трубе 5 поступает к местам ее разбора — к раковине 8 или к смесителю в ванной комнате 6. Труба 5 присоединяется к расширительному баку так, чтобы при большом водоразборе бак полностью не опорожнялся. Для общего опорожнения системы служит труба 14.
При такой схеме, когда расширительный бак является одновременно и аккумулятором горячей воды, полезный объем его должен быть значительно больше, чем только для системы отопления. Объем бака определяют для случая максимального расхода горячей воды, который имеет место при пользовании ванной и составляет 130 л воды при температуре 55 °C (СНиП П-34—76).
Количество тепла (кДж) для приготовления горячей воды, используемой в ванной, определяют по зависимости
Qb — сУр(/г—Д), (10.3)
где с — удельная теплоемкость воды, кДж/(кг-К); V— расход воды на одну ванну, м3; р — плотность воды при температуре tr, кг/м3; tr — температура горячей воды при заданном расходе, °C; Д — температура холодной водопроводной воды, °C.
Для приведенного выше нормативного расхода воды для ванны и при температуре водопроводной воды 5 °C расход тепла
<2 = 4,19-0,13-980,59(55-5) =26 706 кДж.
При условии, что в расширительном баке вода может быть нагрета до 80 °C, его полезная емкость (м3) в пределах от входа воды в трубу 5 до переливной трубы 3 определится по выражению
V рб =------------- (10.4)
р(80 —С)с ' 1
Переходя к цифровым данным, получим: т/ 26 706 п по- о о-
Ко б =------------------ = 0,087 м3 = 87 л.
971,83(80—5) 4,19
Продолжительность нагревания воды т в часах до требуемой температуры зависит от теплопроизводительности котла Ок (кДж/ч) , Qb
и может быть определена по выражению т -= ~.
Для обеспечения хорошей циркуляции воды по трубам 11 и 12 их диаметр определяют расчетом как для обычного циркуляционного кольца при естественной циркуляции. Расчетный перепад давлений находят по формуле (5.3). Значения рг и р0 определяют для худшего случая, когда в трубе 11 вода имеет температуру /г = 90°С, а вода в трубе 12 io = 80°C. Количество циркулирующей по трубам 11 и 12 воды рассчитывают по формуле (4-6), принимая tT—10 = 10 °C.
Устройство горячего водоснабжения по схеме 10.3, б осуществляют при высокой жесткости водопроводной воды. В этом случае подогрев воды, забираемой для целей горячего водоснабжения, происходит в специальном баке-теплообменнике 15, в нижней части которого устанавливают змеевик 16. Греющая вода поступает в змеевик из главного стояка системы отопления И, а остывающая отводится в котел по циркуляционной трубе 12. Циркуляция в этом кольце осуществляется вследствие возникающей в нем разности естественных давлений, а поэтому бак 15 желательно устанавливать как можно выше. В баке 15 необходимо предусмотреть возможность снятия змеевика для очистки его от накипи.
В этой системе подогрев воды для бытовых нужд может происходить одновременно с работой системы отопления, а при необходимости система отопления может быть выключена кранами на трубах 1 и 13.
Потребную емкость бака-теплообмеппика 15 определяют так же, как емкость расширительного бака в схеме рис. 10.3, а. Греющая поверхность змеевика должна соответствовать теплопроизводительности генератора тепла. Потребную поверхность змеевика (м2) находят по формуле
(10.5)
где «/к — теплопроизводительность генератора тепла, Вт; k — коэффициент теплопередачи змеевика, Вт/(м2-К); для стального змеевика следует принимать к = 290 Вт/(м2-К); At— расчетная разность средних температур греющей и нагреваемой воды, °C; для рассматриваемой схемы рекомендуется принимать Д/=10°С.
Количество проходящей по змеевику греющей воды определяют так же, как и для циркуляционного кольца схемы рис. 10.3, а при наиболее неблагоприятных условиях, которыми следует считать конечный период подогрева воды в баке. В этом случае температуру воды, поступающей в змеевик, следует принимать ^г = 90°С, а уходящей от змеевика /о = 80°С. Для этих же температурных условий рассчитывается и разность естественных давлений в циркуляционном кольце, необходимая для нахождения диаметра труб циркуляционного кольца.
Диаметр главного стояка системы отопления определяют при расчете системы. Этот же стояк является составной частью циркуляционного кольца горячего водоснабжения, и его диаметр находят вторично цри расчете этого кольца. Если при сопоставлении обоих расчетов диаметр главного стояка получит разные значения, то необходимо принимать больший диаметр.
Вопросы для самопроверки
1. Что является основной причиной возникновения естественной разности давлений в системах отопления, у которых середина отопительного прибора находится па одном уровне с центром нагрева воды в котле?
2. Для чего необходим тепловой расчет теплопроводов системы квартирного отопления?
3. Как определяется необходимая теплопроизводительность генератора тепла для систем квартирного отопления?
4. В каких случаях необходимо применять теплообменник для подогрева воды, используемой для бытовых нужд, и как определяют его объем и необходимую греющую площадь змеевика?
5. Каково назначение дозировочного бачка в схемах рис. 10.3, а и б?
Глава 11
СИСТЕМЫ ПАРОВОГО ОТОПЛЕНИЯ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
11.1. ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ И РАЗНОВИДНОСТИ СИСТЕМ ПАРОВОГО ОТОПЛЕНИЯ
В системах парового отопления теплоносителем является насыщенный водяной пар, при конденсации которого в отопительных приборах выделяется теплота фазового перехода. Количество выделяемого тепла зависит от давления, при котором происходит конденсация пара (см. приложение XX).
Системы парового отопления по сравнению с системами водяного отопления обладают некоторыми преимуществами, к которым относятся:
1) возможность перемещения пара с большими скоростями, что приводит к уменьшению сечений, а соответственно и к уменьшению расхода труб при транспортировании равных количеств тепла;
2) более высокая температура пара и больший коэффициент теплоотдачи от пара к стейкам отопительных приборов приводят к уменьшению требуемых греющих площадей отопительных приборов;
3) возможность быстрого нагрева помещений и быстрого прекращения работы системы;
4) возможность применения систем отопления в зданиях любой этажности, так как высота столба пара, вследствие малой плотности пара, не создает повышенного гидростатического давления в
нижних этажах здания и тем самым не ограничивает возможности применения чугунных отопительных приборов;
5) меньшая опасность замерзания системы при условии обеспечения хорошего отвода конденсатора из кондесатопроводов.
Применение пара как теплоносителя для систем отопления допустимо не во всех случаях. Основной причиной этого является высокая температура пара (от 100 до 115 °C при р113б от 0,005 до 0,07 МПа), которая влечет за собой следующие недостатки систем парового отопления:
1) невозможность регулирования теплоотдачи отопительных приборов путем изменения температуры теплоносителя; постоянство температуры пара вынуждает устраивать перерывы в подаче пара (регулирование «пропусками»), что приводит к колебанию температуры в помещениях и неудобствам в эксплуатации систем;
2) загрязнение воздуха продуктами разложения органической пыли, оседающей на поверхности отопительных приборов и чрезмерная сухость воздуха в помещениях;
3) увеличение потерь тепла транзитными паропроводами;
4) сокращение срока службы трубопроводов систем парового отопления; при перерывах в подаче пара трубопроводы систем заполняются воздухом, что способствует усиленной коррозии внутренней поверхности паропроводов и конденсатопроводов.
Вследствие этих недостатков системы парового отопления нельзя применять в зданиях школ, в детских и лечебных учреждениях, в жилых и административных зданиях, а также в зданиях научных и проектных учреждений и ряде других.
Применение систем парового отопления допускается лишь в коммунальных предприятиях (бани, прачечные), небольших зданиях зрелищных предприятий, спортивных сооружениях, в небольших зданиях (не более 500 м3) ресторанов, столовых и магазинов, в таких промышленных предприятиях, где при технологическом процессе могут выделяться псвзрывоопасиая, негорючая, невоспламе-няющаяся и неядовитая органическая и неорганическая пыль и не поддерживающие горение газы и пары, а также в административно-конторских и бытовых помещениях промышленных предприятий.
Пар как теплоноситель находит применение в системах отопления промышленных зданий с радиаторами и ребристыми трубами, а также в системах с воздушно-отопительными агрегатами и в системах вентиляции для подогрева вентиляционного воздуха.
При использовании пара для различных целей — для систем отопления, производственных нужд или для нагрева вентиляционного воздуха паро- и кондеисатопроводы каждой из перечисленных систем должны быть самостоятельными, не связанными друг с другом.
В зависимости от давления пара, подаваемого в систему отопления, различают системы высокого (рИзб>0,07 МПа) и низкого (Ризб<0,07 МПа) давления. Системы отопления низкого давления могут быть замкнутыми и разомкнутыми, сообщающимися с атмосферой — открытые, и не сообщающимися — закрытые.
Трубопроводы, по которым конденсат отводится от отопительных приборов, называют конденсатопроводами. Их подразделяют на сухие, мокрые и напорные. Если конденсат заполняет сечение трубы полностью, то такой конденсатопровод называют мокрым, а сухим условно называют конденсатопровод в том случае, когда конденсат заполняет сечение трубы частично. Напорные — это кон-денсатопроводы, по которым конденсат перемещается за счет гидростатического давления или насосом.
Системы парового отопления выполняют двухтрубными. Схемы трубопроводов могут быть с верхней, нижней или средней разводкой. Средняя разводка, когда трубопроводы прокладываются под потолком какого-либо из промежуточных этажей многоэтажного здания, предпочтительнее. При такой разводке суммарная длина трубопроводов системы оказывается минимальной и тепло, теряемое магистральными паропроводами, всегда приводит к уменьше-. нию поверхности отопительных приборов в тех помещениях, где они прокладываются.
При выборе этажа для прокладки магистральных трубопроводов следует иметь в виду, что распределительные стояки, по которым попутный конденсат направляется против движения пара, должны иметь высоту не более 8 м.
Нижняя разводка применяется при невозможности прокладки паропроводов под потолком какого-либо из этажей здания.
Конденсатопроводы прокладывают обычно над полом первого этажа или под потолком подвала. При отсутствии подвала и недостаточности высоты для сохранения уклона возможна прокладка конденсатопроводов в подпольных каналах.
11.2. СИСТЕМЫ ПАРОВОГО ОТОПЛЕНИЯ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
Наиболее простой и удобной в эксплуатации является замкнутая система парового отопления низкого давления, принципиальная схема которой приведена на рис. 11.1.
Замкнутой эту систему называют потому, что образовавшийся в отопительных приборах конденсат без каких-либо дополнительных устройств возвращается в котел по самотечным конденсато-проводам.
Все паропроводы этой и других систем парового отопления для освобождения их от попутного конденсата, появляющегося вследствие потерь тепла паропроводами, прокладывают с уклоном 0,002 в сторону движения пара, а в тех случаях, когда паропровод прокладывают с подъемом в сторону движения пара и попутный конденсат вынужден двигаться навстречу пару, уклон паропровода должен быть нс менее 0,005.
Конденсатопроводы прокладывают с уклоном 0,002 в сторону движения конденсата.
До начала работы системы отопления все трубопроводы и отопительные приборы заполнены воздухом. Так как при температуре порядка 100 °C плотность воздуха больше плотности пара, то для
вытеснения паром воздуха из системы в самых низких точках сухих конденсатопроводов предусматривается соединение их с атмосферой при помощи специальной воздушной трубки с краном (трубка 3 на рис. 11.1). Через эту трубку воздух заполняет трубопроводы системы при прекращении иодачи пара.
Место присоединения воздушной трубки к конденсатопроводу должно быть выше уровня воды в трубе, питающей котел конден-
Рис. 11.1. Замкнутая система парового отопления низкого давления со средней разводкой:
/ — сухой конденсатопровод; 2 — мокрый кояденсатопровод;
3 — воздушная трубка Ру 15
сатом. С учетом возможных колебаний давления пара в котле расстояние по вертикали (м) от уровня воды в котле до места присоединения воздушной трубки
я = _Ризб_ + 0,25, (11.1)
Pg
где р113б — давление пара в котле, Па; р — плотность пара, кг/м3; g— ускорение свободного падения, м/с2.
При прокладке сухого коиденсатопровода над полом первого этажа у дверных проемов или ворот его опускают в канал (рис. 11.2) и обязательно изолируют, а для прохода воздуха над проемом прокладывают трубу Dy 15. В самой низкой точке опущенного в канал коиденсатопровода устанавливают тройник с пробкой на случай опорожнения обвода и для удаления скапливающегося там ила. При мокром конденсатопроводе на обводной трубе вверху устанавливают кран для выпуска воздуха.
Для регулирования теплоотдачи отопительных приборов или
Рис. 11.2. Обвод коиденса-топровода у дверного проема
их полного выключения перед каждым прибором устанавливают паровой вентиль. Если приборы располагаются в одном помещении, то для выключения всех приборов может устанавливаться один вентиль.
Чтобы пар из отопительных приборов не поступал в конденса-топроводы, его давление перед вентилем у отопительного прибора не должно превышать 2 кПа.
Замкнутые системы парового отопления применяют в тех случаях, когда не требуется заглублять пол котельной более чем на 3,5 м от уровня ее потолка. Учитывая это требование, можно определить величину максимального давления в котле, при котором возможно осуществление замкнутой системы парового отопления.
Если конденсатопровод длиной 50 м прокладывается под потолком подвала с уклоном 0,002 и с учетом монтажных требований, нижняя точка копденсато-провода в месте присоединения воздуш
ной трубки окажется на 0,3 м ниже потолка котельной. При диаметре паросборника 0,5 м и высоте котла «Универсал-6» 2,03 м уровень воды в котле будет находиться выше уровня пола котельной на 2,3 м.
При сухом конденсатопроводе и высоте котельной 3,5 м высота столба конденсата, уравновешивающего давление в котле с учетом необходимого запаса 0,25 м [см. формулу (11.1)], будет 3,5—(2,3 + + 0,3 + 0,25) =0,65 м. Столб конденсата такой высоты при его температуре 90 °C (р = 965 кг/м3) может уравновесить давление в котле
p = /ipg = 0,65-965-9,81 =6150 Па.
При мокром конденсатопроводе конденсат не должен заполнять отопительные приборы. В этом случае высота столба конденсата увеличится на 0,7 м (толщина перекрытия котельной—0,3 м, высота установки прибора над уровнем пола — 0,1 и 0,3 м по условиям монтажа) и будет равна 0,65 + 0,7 = 1,35 м. Этим столбом конденсата может быть уравновешено давление
p = hpg= 1,35-965-9,81 = 12 800 Па.
Если приведенные условия невыполнимы или высота расположения приборов не обеспечивает движение конденсата в котел самотеком, применяют разомкнутые системы парового отопления (рис. 11.3).
В разомкнутой системе конденсат из отопительных приборов поступает не в котел, а собирается в специальный конденсатный бак, из которого по мере необходимости и подается в котел насосом.
При такой схеме отопления расположение котла не связано с расположением отопительных приборов. Их- можно размещать на одном уровне с котлом, а при необходимости и ниже его, но бак для
сбора конденсата всегда следует устанавливать так, чтобы конденсат в него поступал самотеком. На копденсатопроводе у бака устанавливается воздушная труба с краном.
При осуществлении нижней разводки паропроводов попутный конденсат из них удаляют в конденсатопровод через гидравлический затвор, устанавливаемый в конце паропровода (рис. 11.4, а), а при большой длине магистральных паропроводов и в середине их (рис. 11.4,6).
Рис. 11.3. Разомкнутая система парового отопления низкого давления со средней разводкой:
1 — напорный конденсатопровод; 2 — воздушная трубка; 3 — конденсатный бак; 4— насос
Рис. 11.4. Установка гидравлического затвора для осушки паропровода при нижней разводке:
а —к конце магистрального паропровода; б — в середине магистрального паро’-Рп
провода; h= • +0,15, где р — давление в точке п, Па; о — плотность пара при давлении рп, кг/м3; g— ускорение силы тяжести, м/с2
Диаметр трубы гидравлического затвора определяется по максимальному количеству конденсата при скорости его движения у = 0,2...0,3 м/с.
Нижней разводки паропроводов следует избегать, так как при
ее, осуществлении не исключена возможность гидравлических ударов и возникает необходимость систематического наблюдения за гидравлическими затворами.
В одно- и двухэтажных зданиях объемом до 5000 м3, где не требуется местного регулирования температуры помещения, могут применяться горизонтальные однотрубные проточные системы парового отопления (рис. 11.5). Максимальная тепловая нагрузка отдельных горизонтальных веток таких систем ограничивается диа-
Рис. 11.5. Горизонтальная однотрубная проточная система парового отопления низкого давления
метром ниппельных отверстий радиаторов или внутренним диаметром ребристых труб. Прокладка веток без уклонов затрудняет удаление конденсата и не исключает возможности гидравлических ударов. Наблюдается недостаточный прогрев приборов, установленных в концах веток.
Вследствие аналогичных недостатков не находят применения и вертикальные однотрубные системы парового отопления низкого и высокого давления. Следует отметить, что в последнее время резко сокращается сооружение паровых систем отопления, а при реконструкции предприятий имеющиеся паровые системы заменяются водяными, как более удобными в эксплуатации.
11.3. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТРУБОПРОВОДОВ СИСТЕМ ПАРОВОГО ОТОПЛЕНИЯ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
Гидравлический расчет паропроводов проводится методом удельных потерь на трение [см. формулы (4.8) и (4.9)] или методом приведенных длин [формулы (4.11), (4.12) п (4.13)].
Вспомогательные таблицы для гидравлического расчета паропроводов методом удельных потерь на трение по структуре аналогичны таблице приложения IX. Таблица для расчета паропроводов низкого давления дана в приложении XVII, а величины ps — в приложении XVIII.
Значения коэффициентов местных сопротивлений принимаются по приложениям V и VI.
Потеря давления в местных сопротивлениях ориентировочно принимается в размере 35 % от общих потерь (см. табл. 4.2).
Для преодоления сопротивлений, не учтенных расчетом, оставляется запас величиной 10 % от расчетного давления.
Увязку давлений во взаимосвязанных частях системы производят с учетом потерь давления только для тех участков, которые не являются общими для этих частей. Разность потерь давления во взаимосвязанных участках не должна превышать 25 %.
Давление пара в котле для систем парового отопления низкого давления зависит от длины I паропровода от котла до наиболее удаленного стояка и принимается следующим:
при /<100 м /7ИЗб = 5...1О кПа;
при 100</<200 м р11(5з= 10...20 кПа;
при 200</<300 м Ризб = 20...30 кПа.
Необходимое давление пара в котле (Па) в зависимости от протяженности паропроводов можно определять по формуле
рк = +рпр), (11.2)
где /?Ср — средняя удельная потеря давления на трение, Па/м: для систем парового отопления низкого давления принимают /?Ср = 65 Па/м; I — длина паропроводов от котла до наиболее удаленного отопительного прибора, м; 0,65 — для гидравлических потерь па трение; рпр — остаточное давление пара перед вентилем наиболее удаленного отопительного прибора, Па; 1,1 — коэффициент, учитывающий запас давления на неучтенные потери.
При использовании пара низкого давления для калориферов его давление принимают более высоким — до 60 кПа.
Ориентировочная средняя величина удельной потери давления на трение определяется по формуле
п ___ (0>9Д1 изб Р2 изб)х /11
Куд — U1 -6)
где /?1изб — давление пара в котле или в начале паропровода, Па; Ргизб — давление пара в конце паропровода или перед вентилем у отопительного прибора, Па: перед вентилем у отопительного прибора давление должно быть не менее 2 кПа, а при наличии термостатического конденсатоотводчика за прибором — 3,5 кПа; х — доля потерь па трение (см. табл. 4.3); SZ — сумма длин рассчитываемых участков паропровода, м; 0,9 — коэффициент, учитывающий запас давления на преодоление неучтенных сопротивлений.
При расчете паропроводов потери давления начальных участков следует принимать больше Rm, а для конечных — меньше /?уд.
При невозможности увязки потерь давления во взаимосвязанных частях системы применяются дросселирующие шайбы, варианты установки которых показаны на рис. 11.6. При необходимости устанавливают одну шайбу на стояк для всех отопительных приборов данного стояка или па ответвлениях к приборам, если разница в потере давления между приборами рассматриваемого стояка превышает 300 Па.
Диаметр дросселирующей шайбы (мм) определяется по формуле
^,--0.92 1/-^-. (11.4)
где q — тепловая нагрузка паропровода, Вт; Лрш— давление, которое должно быть погашено шайбой, Па.
Диаметр шайбы принимается не менее 4 мм. Давление, не погашенное шайбой, дросселируется вентилем.
При расчете паропроводов необходимо следить за скоростью движения пара в них и не допускать скоростей выше предельных, приведенных в табл. 11.1. Предельные скорости относятся ко всем диаметрам паропроводов.
В системах парового отопления низкого давления производится только гидравлический расчет паропроводов. Диаметры сухих и мокрых копденсатопрово-дов определяются по приложению XIX.
щие. 11.6. Установка дросселирующих шайб в системах парового отопления низкого давления:
а — шайба в муфте; б— шайба в вентиле; в— эскиз шайбы; 6-=1,5 мм
Пример. Рассчитать паропроводы одной из веток замкнутой системы парового отопления низкого давления (рис. 11.7).
Решепи е. Расчетное направление выбираем но участкам с большей на
грузкой по пути к наиболее удаленному от котла отопительному прибору и обозначаем их номерами с / по 7. Данные о нагрузках (кВт) на участках и их длины заносим в расчетный бланк, где отмечаем и местные сопротивления, имею-
щиеся па участках.
Учитывая протяженность паропроводов (/ = 34,1 м) и принимая р1|р = = 2000 Па, по формуле (11.2) находим необходимое давление пара в котле
/ 65-34,1 \
р = 1,1 • I- 2000 = 5950 Па.
'* \ 0,65
Табл. 11.1. Предельные скорости движения пара в трубопроводах систем отопления
Давление пара Движение пара и конденсата Предельные скорости движения пара, м/с
Менее 70 кПа Попутное 30
Встречное 20
Более 70 кПа Попутное 80
Встречное 60
Ориентируясь на величину /?уд = 65 Па/м, по нагрузкам участков в приложении XVII определяем диаметр паропроводов, скорости движения пара и действительные величины /?. Значения коэффициентов местных сопротивлений принимаем по приложениям V и VI, а величины рд — по приложению XVIII. Данные расчета сводим в табл. 11.2.
В результате расчета получена потеря давления на расчетном направлении 3384 Па. С учетом необходимого давления перед прибором и запаса 10 % иа неучтенные потери давление пара в котле должно быть
Р
к
3384 + 2000
“ 0,9
= 5982 Па,
что мало отличается от принятого ранее.
При полученном из расчета необходимом избыточном давлении пара в котле 5982 Па и плотности конденсата при температуре 90 °C 965 кг/м3 вертикальное расстояние от уровня воды в котле до места присоединения воздушной трубки должно быть [формула (11.1)] ие менее
Н = ~^^598? „ + 0,25 = 0,88 м, 965 • 9,81
что вполне осуществимо в котельной высотой 3,5 м.
Участки 8 и 9 стояка 3, по которым пар поступает к прибору II этажа, следует рассчитать иа потерю давления 55+79=134 Па. Итог расчета этих участков дает 2(Rl+Z) — 119 Па. Неиспользованное давление составляет 11 %, что допустимо.
Рассчитываем паропровод к прибору I этажа стояка 1, имеющему тепловую нагрузку 1,63 кВт.
Потеря давления на участках 10 и 11 должна быть равна потерям на участках 4, 5, 6 и 7, которые составляют 573 Па. В результате расчета получаем 431 <573 Па.
Полученная невязка 142 Па составляет 24,7%, что меньше 25 %.
Табл. 11.2. Гидравлический расчет паропроводов системы парового отопления низкого давления
Номер участка <?, кВт 1, м , мм У И, Па/м RI, Па V, м/с рд, Па 2; Z. Па RI+Z, Па Примечание
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 1 11 12
1 71,37 4,0 Расчет паропроводов л 50 90 360 отопительному прибору I этажа стояка 3 22,9 169,0 0,8 135 495 ^23
2 36,37 9,5 40 91 865 19,2 117,2 9,8 1149 2014 Ь иг
3 18,87 4,0 32 55 220 13,1 54,9 1,5 82 302 £
4 12,34 7,0 32 25 175 8,6 23,5 2,0 47 222 1+
5 6,30 6,0 25 30 180 7,7 18,4 2,0 37 217 1+
6 2,80 2,1 20 19 40 5,5 9,8 1,5 15 55 Iе
7 1 ,40 1,5 34,1 15 27 41 5,2 8,5 4,5 38 79 3384
to
242
Окончание табл. 11.2
1 1 2 ! 3 1 4 1 5 1 6 1 7 1 8 1 9 1 10 1 11 1 12
Расчет паропроводов к прибору 11 этажа стояка Pv -= 134 Па
8 3,5 1,3 25 10 13 4,3 5,9 2,3 14 27
9 1,75 1,5 15 40 60 6,5 13,5 2,3 32 _92 135
Расчет паропроводов к прибору I этажа стояка 1; Рр -= 573 Па
10 3,03 2,1 15 НО 231 11,1 39,6 3,0 119 350 «фа
И 1,63 1,3 15 36 54 6,1 11,9 2,3 27 81 431 •f \
Эту невязку можно устранить установкой дросселирующей шайбы на стояке (участок 10), диаметр которой должен быть [формула (11.4)]:
4 /~ 30302
dm = 0,92 Т/ тн- - = 14,4 мм, f к*х£
однако устанавливать шайбу такого диаметра па трубе с внутренним диаметром 15,7 мм не имеет смысла. Дросселирующие шайбы необходимы в тех случаях, когда требуется гасить давление более 300 Па.
Расчет остальных участков рассматриваемой ветки системы отопления производится аналогичным образом.
Диаметры кондеисатопроводов, указанные на рис. 11.7, подобраны в соответствии с данными приложения XIX.
Такой же метод расчета применяется и для разомкнутых систем парового отопления низкого давления.
Подбор требуемой греющей площади отопительных приборов при теплоносителе «насыщенный пар» определяется по плотности теплового потока па 1 экм по формуле
дэ = тА/1'^л, (П-5)
где Д/ = /Пас — tn— разность между температурой насыщенного пара в приборе и температурой окружающего прибор воздуха, °C.
Коэффициенты тип принимаются по табл. 8.3 в зависимости от схемы присоединения прибора. К установке принимаем отопительные приборы — радиаторы типа М-140-А0.
Общая площадь эквивалентной греющей поверхности определяется по формуле (8.7), расчетная площадь — по формуле (8.9), а число элементов в приборе— по формуле (8.12).
В прибор I этажа стояка 3, имеющий тепловую нагрузку 1,4 кВт, поступает пар с избыточным давлением Р=2000 Па или 0,02 МПа. Температура пара при этом давлении (см. приложение XX) /пас = 104,25 °C, /В=18°С.
Учитывая данные табл. 8.3 при питании прибора по схеме сверху — вниз и <р=1, получим
<7э=2,2(104,25- 18)i-s2=790 Вт/экм.
При таком значении величина
1400 Fэ =--------= 1,77 экм.
790
Общая площадь прибора должна быть уменьшена за счет тепловыделения 2,1
подводки Dv 15 я(-1,5м и половины теплоотдачи стояка Dy =20, / = — — = 1,05 м, что составляет
ГтР= 1,5-0,13+1,05-0,125=0,33 экм.
Расчетная площадь прибора FTp= 1,77— 0,33= 1,44 экм. Число элементов крытой установке прибора типа М-140-А0
при от-
1,44 • 1—0,168 0,966 • 0,35
шт.
Апалогичпо определяется количество элементов и для других приборов ветки.
11.4. ДОПОЛНИТЕЛЬНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ СИСТЕМ ПАРОВОГО ОТОПЛЕНИЯ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
Пар, используемый для систем парового отопления низкого давления, поступает в распределительную гребенку 3 (см. рис. 12.1) теплового пункта обогреваемого здания, из которой направляется в отдельные ветки системы отопления.
Распределительная гребенка имеет штуцеры для присоединения паропроводов отдельных веток системы. На гребенке устанавливается манометр с сифонной трубкой и трехходовым краном, дающим возможность присоединения к нему контрольного манометра. На шкале манометра должен быть указатель максимально допустимого давления пара. Гребенка должна иметь дренажную трубку с коиденсатоотводчиком для отвода образующегося попутного конденсата в конденсатный бак. На гребенке устанавливается предохранительный клапан для возможности сброса повышенного против нормы давления. Труба от предохранительного клапана выводится за пределы теплового пункта. Площадь сечения трубы должна быть не менее удвоенной площади сечения предохранительного клапана. Диаметр предохранительного клапана следует принимать по расчету в соответсвии с п. 8.16 СНиП П-35—76 (Котельные установки).
Для сбора конденсата при устройстве разомкнутых систем отопления в тепловом пункте устанавливают конденсатный бак, прямоугольный, закрытый. Бак должен иметь указатель уровня, водомерное стекло и круглый или прямоугольный лаз. К баку присоединяют трубы: питательную от насосов, спускную Ду25 и трубу, по которой поступает конденсат. Емкость бака (м3) определяют по формуле
Уб-—, (11.6)
гр
где q — тепловая нагрузка системы отопления, Вт; т — продолжительность накопления конденсата, с: величина т должна приниматься не мецее 3600 с; г — удельное тепло фазового превращения пара низкого давления, Дж/кг; р — плотность конденсата при температуре его поступления в бак, кг/м3.
Конденсатом должно заполняться пе более 80 % объема бака. Давление паровой подушки в баке следует принимать равным 5...15 кПа.
Для возврата конденсата в котельную в тепловом пункте устанавливают центробежный или вихревой насос, производительность которого и давление принимаются в соответствии с возможностями котельной.
Если насос подает конденсат непосредственно в котел, то давление (Па), создаваемое им, должно определяться по формуле
Риас =Рк + Лртр + 9,81 (Д +1) р, (11.7)
где /?к — давление пара в котле, Па; Дртр — потеря давления в коп-денсатопроводах по пути движения конденсата от бака до котла, Па; Н — разность отметок уровня воды в котле и нижнего уровня воды в конденсатном баке, м; р — плотность конденсата при температуре его в конденсатном баке, кг/м3.
Для предупреждения возникновения кавитации в насосе, перекачивающем конденсат, разность высот (м) между нижним уровнем конденсата в баке и осью насоса должна определяться по формуле
где рп — давление насыщенного пара, соответствующее температуре перекачиваемого конденсата, Па; Д/?Вс — потери давления во всасывающем трубопроводе, Па; /д-— давление насыщенного пара, соответствующее температуре конденсата, увеличенной на 5 °C, Па; рк.б — давление над поверхностью конденсата в конденсатном баке, Па; р — плотность конденсата, кг/м3.
Получение величины h с отрицательным знаком свидетельствует о том, что для нормальной работы насоса подпор не требуется.
11.5. ВАКУУМ-ПАРОВЫЕ И СУБАТМОСФЕРНЫЕ СИСТЕМЫ ОТОПЛЕНИЯ
Стремление получить лучшие гигиенические качества систем парового отопления путем снижения температуры поверхности отопительных приборов привело к созданию вакуум-паровых и субатмосферных систем отопления.
В вакуум-паровых системах избыточное давление пара в котле поддерживается не выше 5...10 кПа и расходуется на транспортирование пара только до отопительного прибора. Движение пара в отопительных приборах и движение конденсата по конденсато-проводам осуществляется за счет вакуума, создаваемого вакуум-насосом, последний удаляет из системы воздух и перекачивает конденсат в котел.
Субатмосферные системы отличаются от вакуум-систем тем, что в них обеспечивается возможность регулирования температуры воздуха в помещениях путем изменения теплоотдачи отопительных приборов за счет снижения давления, температуры и количества подаваемого в них пара.
В этих системах регулируемый вакуум поддерживается как в паропроводах, так и в кондепсатопроводах. Давление выше атмосферного в этих системах обеспечивается только при низких наружных температурах. При средних зимних температурах в системе давление должно быть ниже атмосферного и может достигать ве-ЛИЧИНЫ Рата — 60 кПа.
При наружных температурах выше 0°С регулирование теплоотдачи отопительных приборов возможно только изменением расхода пара, т. е. регулированием «пропусками».
При монтаже субатмосферпых систем особые требования предъявляются к герметичности всех соединений трубопроводов, так как отсутствие полной герметичности приводит к снижению эффективности систем и к увеличению производительности вакуум-насоса и расходуемой им мощности.
Недостатком субатмосферных и вакуум-паровых систем является ускоренная коррозия трубопроводов из-за постоянного поступления воздуха в систему через неплотности и значительное потребление электроэнергии вакуум-насосом.
Вакуум-паровые и субатмосферные системы находят применение в США для отопления зданий большой высоты. В нижней части этих систем не создается гидростатическое давление, которое препятствовало бы применению любых отопительных приборов, в том числе и наименее прочных чугунных радиаторов.
В СССР такие системы парового отопления применения не находят.
Вопросы для самопроверки
1. Каковы достоинства и недостатки систем парового отопления низкого давления?
2. В каких случаях можно устраивать замкнутую систему парового отопления низкого давления и в чем ее отличие от разомкнутой?
3. Как определяют диаметры паро- и конденсатопроводов?
4. В каких зданиях допускается устройство систем парового отопления низкого давления?
5. Исходя из каких условий определяется емкость конденсатного бака, устанавливаемого в тепловом пункте здания?
6. Какие системы парового отопления называют вакуум-паровымп и субат-мосферными? Каковы достоинства и недостатки этих систем?
Глава 12
СИСТЕМЫ ПАРОВОГО ОТОПЛЕНИЯ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
12.1. ОСОБЕННОСТИ УСТРОЙСТВА СИСТЕМ ПАРОВОГО ОТОПЛЕНИЯ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
Паровое отопление высокого давления находит применение в промышленных предприятиях, потребляющих пар для технологических нужд при избыточном давлении его 0,5...0,6 МПа. В системах отопления пар давлением выше 0,3 МПа не используют.
Для снижения давления применяют редукционные клапаны, представляющие устройства, автоматически поддерживающие заданное давление вне зависимости от расхода пара. Редукционные клапаны устанавливают на горизонтальных участках паропроводов в тепловых центрах отдельных зданий предприятия (рис. 12.1).
В этом центре устанавливают две распределительные гребенки: одна — для пара, идущего на технологические нужды предприятия, другая — для распределения пара, используемого для отопления, вентиляции и бытовых нужд. Между гребенками помещают редукционный клапан, а до и после него — вентили. На гребенках устанавливают манометры, а на гребенке низкого давления — и предохранительный клапан. От каждой гребенки предусматривают отвод конденсата через конденсатоотводчики.
Подбор редукционных клапанов производят по необходимой
Рис. 12.1. Схема теплового центра цеха:
1 — распределительная гребенка пара высокого давления; 2 — редукционный клапан; 3—распределительная гребенка пара низкого давления; 4 — конденсатоотводчик; 5 — конденсатопровод; 6 — ежек-тирующий тройник; 7 — водоотделитель
площади сечения отверстия редукционного клапана, которая опре-делается формулой
с G
1 I'2-')
где f — площадь сечения отверстия редукционного клапана, см2; G — масса пара, проходящая через редукционный клапан, кг/ч; Суд — масса пара, проходящая через 1 см2 клапана, кг/ч; опреде-
Рис. 12.2. Номограмма для подбора редукционных клапанов
Табл. 12.1. Сечения прохода редукционных клапанов 18ч2бр
Условный проход присоединительных патрубков клапана, мм 25 50 80 100 125 150
Сечение прохода клапана f, см2 2,0 ' ^5,3 13,2 23,5 36,8 52,2
При выборе редукционных клапанов следует иметь в виду, что одним клапаном давление может быть снижено не более чем в 5 раз. Для большего снижения давления необходимо устанавливать два клапана последовательно.
Пример 1. Определить диаметр редукционного клапана для снижения начального избыточного давления pi = 0,45 МПа до давления р2=0,25 МПа. Пар насыщенный. Расход пара G=300 кг/ч.
Решение. По номограмме (рис. 12.2) из точки Д, соответствующей давлению /4 = 0,45 МПа, проводим кривую, эквидистантную кривым давлений, др пересечения с прямой, проведенной из точки Б, соответствующей требуемому давлению р2=0,25 МПа. Полученную точку В сносим по горизонтали влево и находим расход ОУд=162 кг/(см2-ч). По формуле (12.1) сечение клапана
£ 300 , о Е 9 f — — — 1,85 см2. ' 162
Руководствуясь данными табл. 12.1, принимаем редукционный клапан £>у25 с сечением прохода 2 см2.
Пример 2. Определить диаметр редукционного клапана для снижения давления перегретого пара от /4 = 0,85 МПа до /4=0,525 МПа. Температура перегрева пара 250 °C. Масса пара G=1800 кг/ч.
Решение. На номограмме (рис. 12.2) из точки Г проводим прямую до встречи с линией, соответствующей температуре перегрева пара—точки Д, и эту точку сносим влево па линию насыщенного пара — точка Е. Из точки Е проводим кривую, эквидистантную кривым давления, до встречи с прямой, идущей от точки ж, соответствующей заданной величине р2. Точка И, определяемая пересечением этих линий, показывает расход Суд = 235 кг/(см2-ч). Сечение клапана
f 1800 „ 7 а f =------- =• 7,7 см2.
1 235
В соответствии с табл. 12.1 для заданных условий принимаем редукционный клапан £>у80 с площадью сечения прохода клапана 13,2 см2.
При паровом отоплении высокого давления предпочтительными являются системы отопления с верхней разводкой пара, в трубопроводах которых для предотвращения гидравлических ударов необходимо обеспечивать движение пара и попутного конденсата в одном направлении. Следует также предусматривать осушку паропроводов от попутного конденсата, что достигается прокладкой разводящих паропроводов пилообразно (с подъемом после каждого стояка), как это показано на рис. 12.3. При такой прокладке попутный конденсат, образовавшийся на участке, стекает по ближайшему стояку и не попадает в следующие участки.
При трассировке трубопроводов нужно учитывать необходимость компенсации тепловых удлинений паро- и конденсатопроводов и в соответствующих местах предусматривать установку компенсаторов и неподвижных опор.
В качестве отопительных приборов в системах парового отопления высокого давления наиболее часто используют чугунные ребристые трубы или регистры из гладких труб. Радиаторы применяются реже.
Для предотвращения прохода пара в конденсатопроводы и для удобства выполнения ремонтных работ вентили устанавливают как перед отопительными приборами, так и после них. Запорные устрой-
Рис. 12.3. Открытая двухтрубная система парового отопления высокого давления с пилообразной прокладкой магистральных паропроводов и с возвратом конденсата насосом:
/ — пилообразно проложенный паропровод; 2 — напорный конденсатопровод; 3 — атмосферная трубка; 4 — двухфазный конденсатопровод; 5 — трубка для удаления воздуха; 6 — коиденсатоотводчик; 7 — конденсатный бак; 8 — насос
ства располагаются на паропроводах и конденсатопроводах отдельных веток систем.
При сборе конденсата в открытый конденсатный бак 7 (рис. 12.3) на конденсатопроводах перед баком устанавливают конденсатоотводчики 6, пропускающие через себя только конденсат и не пропускающие пар. Перед конденсатоотводчиками устанавливают трубку 5 7?у15 с вентилем для удаления воздуха из системы при ее запуске.
При расположении теплообменников (например, воздушноотопительных агрегатов) ниже магистрального копдепсатопровода, после каждого из приборов необходимо устанавливать воздушную трубку и коиденсатоотводчик, за которым конденсат выдавливается на некоторую высоту h (рис. 12.4). В таких случаях за кондепсато-отводчнком помещают обратный клапан.
Высота подъема конденсата h зависит от давления пара /?з перед кондепсатоотводчиком. Если учесть, что давление за коиден-сатоотводчиком р4 = 0,4рз, то высота подъема конденсата h (м) может быть определена из выражения
h = — [0,4/?3 — (RZ + Z)], (12.2)
Pg
где р — плотность конденсата при давлении /?4; в расчете па пуско
вой период следует принимать р=1000 кг/м3; g— ускорение свободного падения, м/с2; р3 — давление перед конденсатоотводчиком, Па; RI+Z — потери давления на трение и местные сопротивления на пути от конденсатоотводчика до конечной точки подъема конденсата, Па.
Из соображений надежности работы высоту подъема конденсата более 5 м не принимают.
Рис. 12.4. Схема открытой двухтрубной системы парового отопления высокого давления с верхней разводкой, верхним отводом конденсата и с возвратом его насосом:
1 — воздушпо-отопитсльпый агрегат; 2 — напорный двухфазный конденсатопровод; 3 — воздушная трубка; 4 — обратный клапан; 5 — водоотделитель; 6 — в атмосферу; II.О —неподвижная опора; h — высота подъема конденсата
В ряде случаев конденсат после подъема поступает не в сборный конденсатопровод, а в напорные бачки, из которых отправляется в тепловой узел самотеком. Возможную высоту подъема конденсата определяют для этого случая по формуле (12.2).
При сборе конденсата в открытый конденсатный бак весь не-сконденсировавшийся в отопительных приборах и теплообменниках пар (так называемый пролетный пар) и пар вторичного вскипания, образующийся вследствие снижения давления за конденсатоотводчиком, будет уходить из бака через воздушную трубку в атмосферу. Это приводит к потерям тепла до 10...15 %.
Для уменьшения бесполезных потерь тепла, особенно при больших расходах конденсата, возврат конденсата в котельную осуществляют по закрытой схеме за счет остаточного давления за конденсатоотводчиком, либо конденсат собирают в устанавливаемый у абонента конденсатный бак-сепаратор, не сообщающийся с атмосферой, из которого конденсат забирается насосом (рис. 12.5). В этом случае, во избежание подсосов воздуха, в баке предусматривают избыточное давление не более 50 кПа, которое создается паром вторичного вскипания. При достаточном количестве пара вторичного вскипания он может быть использован для систем парового отопления низкого давления или для подогрева воды в емкостных теплообменниках системы горячего водоснабжения.
Объем (м3) закрытых конденсатных баков или баков-сепараторов определяют по формуле
V 0,5—, (12.3)
Р
где р — плотность пара, соответствующая давлению в конденсатном баке, кг/м3; х — содержание пара в конденсате в долях единицы; G — расход конденсата, т/ч.
Скорость пара в баке не должна превышать 2 м/с, а конденсата — 0,25 м/с. Конденсатом должно заполняться не более 20 % объема бака.
Рис. 12.5. Принципиальная схема закрытой системы с возвратом конденсата насосом:
1— система парового отопления высокого давления; 2 — двухфазный конденсатопровод; 3 — к предохранительному устройству; 4—отбор пара вторичного вскипания; 5 — бак-сенаратор; 6 — насос
Корпуса баков-сепараторов (рис. 12.6) изготавливают из труб или листовой стали.
В ряде случаев, когда температура конденсата на обоих участках превышает 95...100 °C, конденсат пропускают через теплообменники, где от него забирается тепло и температура доводится до 90...80 °C. Конденсат переохлаждается (его температура не соответствует давлению), и благодаря этому возможность появления пара вторичного вскипания устраняется.
Закрытый бак конденсата должен снабжаться специальным гидравлическим предохранительным затвором. Такой затвор (рис. 12.6) уравновешивает давление в баке-сепараторе столбом воды высотой Hi, которая принимается на 0,2...0,5 м выше давления пара вторичного вскипания в баке. При повышении давления сверх заданного пар выбрасывает воду в бачок Б и уходит в атмосферу, а вода по трубе, присоединенной к низу бачка, снова заполняет затвор. Бачок А располагается выше бачка Б и предохраняет затвор от разрядки при образовании вакуума. Величина возможного вакуума определяется высотой Н2. В этом случае вода из бачка А возвращается в затвор через отверстия в трубе у дна бачка. При аварийной остановке насосов и переполнении конденсатного бака конденсат поднимается в бачок А и, пройдя через затвор, выходит
наружу по переливной трубе, которая не должна подниматься вы ше бачка А.
Диаметр труб гидравлического затвора d (м) должен быть d = 0,04 V~G, где G — максимальный расход конденсата, т/ч.
Д
Рис. 12.6. Бак-сепаратор и гидравлический предохрь пительиый затвор:
1 — опоры для установки бака; 2 — отбор пара; 3 — поступ леиие конденсата; 4 — уровень воды при заполнении затвора; 5 — рабочий уровень; 6 — труба для заполнения затвор;.
водой; 7 — дренажная труба; 8 — отбор конденсата
Другие размеры предохранительного затвора (рис. 12.6j определяют по формулам:
h = -D^d*- D = 1 > 1б£>.
Для перекачки конденсата из бака устанавливают два насоса Развиваемое каждым насосом давление должно быть достаточныл для преодоления давления в точке, куда подается конденсат, и длг преодоления сопротивления конденсатопроводов, по которым он пе рекачивается. Производительность каждого из насосов принимаетсу равной часовому количеству конденсата. Расположение насосов п< отношению к нижнему уровню конденсата в баке определяется пс формуле (11.7).
12.2. ОСНОВЫ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА ПАРОПРОВОДОВ СИСТЕМ ПАРОВОГО ОТОПЛЕНИЯ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
Особенностью гидравлического расчета паропроводов систем отопления высокого давления является необходимость учета изменения объема пара при изменении его давления и уменьшения количества транспортируемого пара вследствие попутной конденсации его из-за сравнительно больших потерь тепла трубопроводами, особенно если они не изолированы. Учитывая эти особенности, расчет паропроводов производят на пропуск по ним пара плотностью р=1 кг/м3, чему соответствует избыточное давление пара рИзб = 0,08 МПа, температура t= 116,3 °C, теплота фазового перехода г» 2220,6 кДж/кг и кинематическая вязкость v = 21X10-6 м2/с.
Для этих параметров пара имеются расчетные таблицы, по построению подобные таблицам для расчета парового отопления низкого давления. Эти таблицы приведены в приложении XXI. Величину абсолютной шероховатости для паропроводов принимают равной 6 = 0,2 мм.
Переход от условных величин, получаемых из расчетных таблиц, к действительным, соответствующим параметрам транспортируемого пара, осуществляется по формулам:
__ Дусл .
” Pi ’
v (12.5)
д Рд ’
где /?усл, Русл — соответственно табличные значения удельных потерь давления на трение и скорости при р=1 кг/м3; Rg, v,,— соответственно действительные удельные потери давления па трение, Па/м, и скорости пара, м/с; pg — плотность пара при действительном давлении его в паропроводах, кг/м3.
В системах отопления высокого давления действительные значения плотности пара с достаточной для практики точностью могут приниматься по давлению в начале рассчитываемых участков. Значения по среднему давлению пара на участках определяются только для длинных магистральных трубопроводов и при больших перепадах давлений, что имеет место при расчете наружных тепловых сетей.
Вследствие того что потери в местных сопротивлениях составляют примерно 20 % от общих потерь, расчет паро- и копденсато-проводов проводят методом приведенных длин — формулы (4.12) и (4.13).
При определении /экв можно пользоваться таблицами, имеющи-и d
мися в справочной литературе, или значениями приведенными в
табл. 12.2.
При определении расхода сухого насыщенного пара па отдельных участках неизолированных паропроводов необходимо учиты-
Табл. 12.2. Значения — при абсолютной шероховатости труб 6 = 0,2 мм
Оу 15 20 25 32 40 50 70 76/3,5 89/3,5 108/4
d А 0,37 0,56 0,75 1,1 1,3 1,9 2,6 2,9 3,7 4,35
вать неизбежную конденсацию пара вследствие потерь тепла трубами, влекущую и увеличение количества транспортируемого пара.
Потери тепла могут подсчитываться точными методами при тепловом расчете паропроводов, когда уже известны диаметры труб, а также по формуле
^пот = 5,8dnl, (12.6)
или приниматься по следующим зависимостям:
при £>у15—20
» £>у25—50
» £>у50
<7пот — 0,116<7коп‘, ^пот = 0,035q КОН, <7нот = 0,023^кон.
В этих выражениях:
Q-лог — количество тепла, теряемое участком неизолированного паропровода, Вт; da—наружный диаметр паропровода, мм; I — длина участка паропровода, м; qKOu — количество тепла, которое должно быть доставлено в конец участка паропровода, Вт.
Средняя условная величина удельных потерь на трение, необходимая для ориентации в таблицах, составленных для пара при р= 1 кг/м?, определяется по формуле
0,9(p1H3g р2 изб) 'фрср
Ку сл - , {12.1)
где 0,9 — коэффициент, учитывающий запас давления на преодоление неучтенных потерь; pi ИЗб—давление пара в распределительной гребенке или в начале паропровода, Па; ргизб — давление пара перед вентилем у отопительного прибора, Па; ф— доля потерь давления на трение, обычно принимают ф = 0,8; рср — плотность пара, кг/м3, отвечающая среднему давлению пара на участке р1 Р1 , Па;
2У — сумма длин рассчитываемых участков паропроводов, м.
Ориентируясь па величину /?усл и величину массового расхода пара, производят предварительный подбор диаметров паропроводов, которые уточняются при дальнейшем проведении расчетов (см. пример в § 12.4).
До проведения гидравлического расчета паропроводов решается их трассировка как в плане, так п по высоте, учитывается необходимость и намечаются места установки компенсаторов и непо-254
движных опор, уточняются тепловые нагрузки отдельных потребителей пара.
В практике расчета трубопроводов приходится решать следующие задачи:
а) по заданным расходам пара у абонентов и перепаде давления определяются диаметры (площади сечений) паропроводов;
б) по заданному начальному давлению пара и расходам его у абонентов определяют диаметры паропроводов и давление пара у абонентов;
в) по заданному перепаду давлений и известным диаметрам труб определяют массу пара, доставляемого абонентам. Один из этих случаев рассмотрен в § 12.4.
Расчет коротких паропроводов проводят иногда упрощенным методом по предельным скоростям движения пара.
В большинстве случаев, при проведении гидравлических расчетов трубопроводов систем парового отопления высокого давления, первыми рассчитывают конденсатопроводы и на основе этих расчетов по формуле (12.11а) определяется минимальное давление пара р2 перед отопительным прибором.
После определения р2, если известно давление в начале паропровода pi, производят расчет паропровода па потерю давления в нем р\— р2. Если же давление pi неизвестно, то его определяют, используя при расчете паропровода предельные скорости движения пара, приведенные в табл. 11.1.
В случаях, когда известно начальное давление пара pi и когда давление пара перед прибором р2 задано, расчеты начинают с определения диаметров паропроводов.
Рассмотренные методы гидравлического расчета паропроводов систем парового отопления высокого давления не исчерпывают всех описанных в технической литературе и применяемых при расчетах методов.
12.3. ОСНОВЫ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА КОНДЕНСАТОПРОВОДОВ СИСТЕМ ПАРОВОГО ОТОПЛЕНИЯ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
Для отделения конденсата от пара за отопительными приборами устанавливают копдепсатоотводчики: термодинамические, с опрокинутым поплавком или термостатические.
Термодинамический коиденсатоотводчик типа 45ч12пж (рис. 12.7, а) состоит из корпуса 1, крышки 2, седла 3 и дисковой тарелки 4, свободно лежащей на плоскости седла. В седле имеются входное 5 и выходное 6 отверстия.
При поступлении конденсата тарелка 4 под действием давления приподнимается над седлом и открывает проход конденсату по кольцевому пазу к выходному отверстию 6. Если начнет поступать пар, то при прохождении через узкий зазор между тарелкой и седлом его давление вследствие большой скорости в зазоре понизится и тарелка начнет прижиматься к седлу. Часть пара поступает в камеру над тарелкой. Вследствие разницы площадей тарелки и
входного отверстия 5 сила, действующая на тарелку сверху, оказывается большей, чем снизу, тарелка плотно прижимается к седлу и выход пара прекращается. Термодинамические конденсатоотвод-чики должны устанавливаться крышкой вверх.
Промышленностью выпускается несколько разновидностей термодинамических кондепсатоотводчиков с диаметрами условных проходов от 15 до 50 мм. Конденсатоотводчики устойчиво работают при давлении свыше 1,0 МПа и противодавлении до 50 %.
Рис. 12.7. Конденсатоотводчики:
а — термодинамический; б — с опрокинутым поплавком; в — термостатический
Копденсатоотводчик с опрокинутым поплавком типа 49ч9нжМ (рис. 12.7,6) может применяться при начальном давлении менее 0,1 МПа и надежно работает при перепаде давлений 0,05 МПа. Он состоит из корпуса 1, крышки 2, поплавка 4 и рычага 3 с шаровым клапаном.
При поступлении смеси пара и конденсата под поплавок последний всплывает. Соединенный с ним рычагом шаровой клапан закрывает выходное отверстие. Пар, оставшийся под поплавком, постепенно выходит через двухмиллиметровое отверстие в дне поплавка, давая возможность конденсату заполнить поплавок, создать условия для его опускания и тем самым открыть выходное отверстие.
Если в копденсатоотводчик снова начнет поступать пар, он вытеснит из поплавка конденсат, поплавок поднимется вверх и выходное отверстие закроется.
Пробка в крышке конденсатоотводчика предназначается для заливки его при первоначальном пуске, а пробка в нижней части корпуса — для удаления постепенно скапливающихся и оседающих взвешенных частиц.
Конденсатоотводчики устанавливаются вертикально. В настоя-
щее время выпускаются конденсатоотводчики с диаметром присоединительных отверстий от Оу 15 до Оу50.
Термостатический коиденсатоотводчик (рис. 12.7,в) типа 45кч6бр состоит из корпуса 1, крышки 2, припаянного к ней сильфона (термостата) 3 с золотником 4 и седла 5. Сильфон частично
заполнен легко испаряющейся жидкостью.
При проходе пара с конденсатом через конденсатоотвод-чик, жидкость в сильфоне вскипает, корпус сильфона от повышенного внутреннего давления удлиняется и золотник закрывает выходное отверстие в седле. После заполнения корпуса конденсатом и понижения его температуры на 8...20 °C пары жидкости в сильфоне конденсируются и сильфон, укорачиваясь, открывает отверстие для выхода конденсата.
Эти конденсатоотводчики
Рис. 12.8. Подпорная шайба в корпусе муфтового вентиля
предназначены для установки непосредственно у потребителей пара и могут работать при начальном давлении до 0,6 МПа и противодавлении до 50 %. Присоединительные диаметры £>у15 и £>у20.
У конденсатоотводчиков необходимо устраивать обводные ли-
нии, которые используются при ремонте конденсатоотводчиков и для пропуска больших количеств конденсата, образующегося при прогреве паропроводов в момент запуска их в работу.
В ряде случаев вместо конденсатоотводчиков применяют подпорные шайбы, для установки которых используют корпуса муфтовых вентилей (рис. 12.8). Их применение допустимо для отвода конденсата от теплообменных аппаратов при давлении перед шайбой до 0,6 МПа и при колебаниях расхода пара в аппарате не более 30 %. Для дренажа конденсата из паропроводов подпорные шайбы применять нельзя.
Диаметр отверстия подпорной шайбы для конденсата при р= 1000 кг/м3 определяют по формуле
d = 3,74
Ga
Pa — Pi ’
(12.8)
где d — диаметр отверстия подпорной шайбы, мм; G — расход конденсата, кг/ч; ря — давление в конденсатопроводе до шайбы, Па; pi — давление в конденсатопроводе после шайбы, Па.
Подбор рассмотренных конденсатоотводчиков производят по коэффициенту пропускной способности kv, который численно равен расходу жидкости в т/ч с плотностью 1000 кг/м3, протекающей через коиденсатоотводчик при его максимальном открытии и потере давления 0,1 МПа.
9 А. К. Андреевский
257
Табл. 12.3. Коэффициент пропускной способности конденсатоотводчиков по воде kv, т/ч
Условный проход £>у Тип конденсатоотводчика
45ч12иж 45кч, бр 45ч9нж
1М | 2М | зм 4М
15 0,8 0,81 -
20 1,0 0,82 0,85 0,50 0,28 0,20
25 1,25 1,70 1,10 0,64 0,39
32 1,60 — —
40 2,0 — 5,20 2,95 1,45 0,92
50 2,5 — 6,20 4,10 2,45 1,75
Коэффициент пропускной способности (т/ч) конденсатоотводчиков определяют по формулам:
а) при 0,85... 1,0 <12!»
б) при < 0,85 к, - • (12.9а)
где G — расчетная масса конденсата, кг/ч; р — плотность конденсата, кг/м3, при параметрах, соответствующих давлению пара перед конденсатоотводчиком; Лр = р3—Р4— разность давлений дои после конденсатоотводчика, Па; tK—температура конденсата, °C; ta — температура насыщенного пара, °C.
По величине kv, определяемой по одной из приведенных формул, выбирается конденсатоотводчик с равным или ближайшим большим kv, который для каждого размера конденсатоотводчика приведен в табл. 12.3.
Давление пара перед конденсатоотводчиком рз при установке его непосредственно за отопительным прибором принимается равным
Рз=0,95р2, (12.10)
где р2— давление пара перед вентилем у отопительного прибора, Па.
При установке конденсатоотводчика на значительном расстоянии от прибора при определении рз необходимо учитывать потери на пути от прибора до конденсатоотводчика.
Давление после конденсатоотводчика, устанавливаемого за отопительным прибором, определяется по формуле
Pi=Ap + 9,81/ip + p5, (12.11)
где р^ — давление за конденсатоотводчиком, Па; это давление должно быть не более 70 % от давления пара р2 перед отопительным прибором:
р4^0,7 р2; (12.11а)
Др — потеря давления на участке от конденсатоотводчика до кон
денсатного бака, Па; h — разность отметок конца и начала кон-денсатопровода со знаком плюс или минус — в зависимости от соотношения величин отметок, м; р — плотность среды, перемещаемой по конденбатопроводу, кг/м3: с учетом периода пуска системы принимается р= 1000 кг/м3; р5 — давление, требуемое в конце кон-денсатопровода, Па: при свободном сливе конденсата р5 = 0.
Величина Др определяется при расходе конденсата, отвечающем расходу пара в начале соответствующего участка
Ск=Спач, (12.12)
где GK — количество конденсата, перемещаемого по рассчитываемому участку конденсатопровода, кг/ч; GIia4 — количество пара в начале соответствующего участка, кг/ч:
3,6 (<7КОН "Ь 9пот) . /to
Онач — г , (12.1 о)
<7коп — тепловой поток, который должен быть доставлен в конец участка паропровода, кВт; дПот — часть теплового потока, теряемого на расчетном участке паропровода, кВт [см. формулу (12.6)] или приведенные после нее зависимости; г —теплота фазового перехода при среднем давлении пара на участке, кДж/кг.
Конденсатопроводы в системах отопления высокого давления делятся на напорные и двухфазные.
Напорными называют конденсатопроводы, в которых конденсат заполняет все сечение трубы, а движение его обусловливается давлением пара за отопительным прибором или давлением в конденсатном баке.
Двухфазным или эмульсионным копденсатопроводом считается такой, по которому проходит и конденсат и пар вторичного вскипания, образующийся вследствие снижения давления за конденсато-отводчиком.
Масса пара вторичного вскипания g (кг), получающегося из 1 кг конденсата, определяется из выражения
где is — энтальпия воды при давлении р3 перед конденсатоотвод-чиком, кДж/кг; i'4— энтальпия воды при давлении рь за конден-сатоотводчиком, кДж/кг; г — теплота фазового перехода при давлении р5 в конце конденсатопровода, кДж/кг.
Полное количество пара вторичного вскипания G' определяется по выражению
G’n = gGK, (12.15)
в котором GK есть масса конденсата, прошедшая через конденсато-отводчик в течение 1 ч; GK определяется по формуле (12.12).
При расчете копденсатопроводов расчетные расходы конденсата для каждого участка также определяют по формуле (12.12), но с коэффициентом 1,25, которым учитывается увеличенный расход конденсата в период пуска и прогрева системы.
Табл. 12.4. Величина поправочного коэффициента 0 для конденсатопроводов, потери давлении в которых исчислена по таблицам при £ — 0,2 мм
Оу 15 20 25 32 40 50 70
₽ 1,42 1,39 1,38 1,36 1,35 1,33 1,31
Для напорных конденсатопроводов средняя величина абсолютной шероховатости принимается й = 0,5 мм. Такие трубопроводы можно рассчитывать, пользуясь специальными таблицами или таб
лицами для расчета теплопроводов водяных систем отопления для перепада температур 95...70 °C (приложение IX), но с введением поправки, учитывающей изменение шероховатости, а следовательно, и потерь давления при прохождении конденсата по трубам. Величина поправочного коэффициента приведена в табл. 12.4.
При определении лентной по потерям в ет принимать по табл.
длины. напорного конденсатопровода, эквива-d
местных сопротивлениях, значения —- следу-А
12.5.
d Табл. 12.5. Значения —— при абсолютной шероховатости k — 0,5 мм А
Оу 15 20 25 32 40 50 70 76/3,5 89/3,5 108/4 133/4
d X 0,4 0,6 0,8 1,1 1,4 1,8 2,5 2,6 3,2 4,1 5,3
Диаметры двухфазные конденсатопроводов определяют так же, как и диаметры напорных, но с введением следующих уточнений.
Для определения давления за конденсатоотводчиками, устанавливаемыми после отопительных приборов, пользуются формулой (12.11). Полученные в результате расчета диаметры пересчитывают по формуле
</см = |1£/к, (12.16)
где dv — диаметр конденсатопровода, полученный как для напорных конденсатопроводов при расходе GK [формула (12.12)]; р, — поправочный коэффициент, определяемый по формуле
5’25/ 1000
ц = 0,91/ —--------; (12.17)
V ГСМ
рем — плотность пароконденсатной смеси, кг/м3.
При использовании формулы (12.17) поправки на потери давления не вводятся. Для облегчения и упрощения расчетов значения р принимаются по данным рис. 12.9.
При возврате конденсата от потребителей пара различного давления через общий конденсатопровод давление в местах слияния конденсата должно быть одинаковым. Это требование необходимо обеспечить при проведении расчета конденсатопроводов, уменьшая или увеличивая потери давления на соответствующих участках.
Рис. 12.9, Поправочный коэффициент ц:
Лгизб — Давление пара перед отопительным прибором, МПа; Рк ~~ Давление пара в конце расчетного участка, МПа
При отсутствии необходимости увязки давлений в местах слияния двухфазных смесей диаметры конденсатопроводов для ориентировочных расчетов могут подбираться по графам 4, 5 и 6 приложения XIX.
12.4. ПРИМЕР ГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА ТРУБОПРОВОДОВ СИСТЕМЫ ПАРОВОГО ОТОПЛЕНИЯ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
В качестве примера произведем расчет паро- н конденсатопроводов одной из веток системы отопления высокого давления, изображенной па рис. 12.10.
Отопительными приборами в этой системе. являются воздушно-отопительные агрегаты АПВС производительностью по 58 кВт каждый. Конденсатопроводы системы проложены по колоннам па высоте 7 м от пола. Пар поступает из распределительной гребенки смежного цеха по паропроводу, проложенному в канале и изолированному. Конденсатный бак закрытый. Он установлен в соседнем цехе таким образом, чтобы верхний уровень конденсата в баке был на 1,5 м выше подходящего к нему конденсатопровода. Давление пара вторичного вскипания в баке р5 пзо = 25 кПа.
Требуется определить диаметры паро- и конденсатопроводов при давлении иа парораспределительной гребенке р\ изб = 0,3 МПа.
Поскольку давление пара перед отопительными приборами не задано, то расчет начинаем с конденсатопроводов.
Для выявления нагрузок на отдельных участках конденсатопроводов ориентировочно принимаем, что па участке 6 потери тепла будут составлять 10 % от транспортируемого по участку количества тепла, на участках 5, 4 и 3 — 3 %, а на
покрытых тепловой изоляцией участках 1 и 2—2%, ио с сохранением 80 % этого тепла изоляцией. Потери тепла на каждом участке определяем, исходя из того количества тепла, которое должно быть доставлено в конец участка. Потери тепла (кВт) показаны на рис. 12.10 у номера каждого участка в знаменателе, в числителе приведено количество тепла (кВт), доставляемое в конец каждого участка.
Рис. 12.10. Расчетная схема закрытой системы парового отопления высокого давления
Коидеисатопровод рассчитываем как двухфазный с использованием таблиц для расчета водяного отопления с параметрами 95...70 °C при k = 0,2 мм. Значе-d
ния поправочного коэффициента 0 и —— принимаем по табл. 12.4 и 12.5. Л
Для определения объемного расхода конденсата па участках используем формулу (12.12). Величину теплоты фазового перехода ориентировочно принимаем при давлении пара более низком, чем давление на парораспределительной гребенке.
Данные расчета сведены в табл. 12.6.
Потери давления на участке Г составляют
Др = Я/прив р = 0,5 • 66,4 • 1,38 = 45,80 кПа.
Давление в конце участка Г—в конденсатном баке — задано и равно Рв изб = 25 кПа (графа 14 табл. 12.6).
Прирост или убыль давления в связи с различным расположением по высоте конечной и начальной точек участка получаем следующим образом:
Ай=9,81 (Лион — Лаач)р=9,81 (1,5—7) • 1000=—55 кПа и заносим в графу 15.
Давление в начале участка 1' оказывается равным
Рнач = Др+Ркон+ДЛ=45,8+25—55=15,8 кПа.
Полученное значение давления в начале участка 1' является конечным для участка 2' и заносится в графу 14, в строку, отведенную для участка 2'.
В таком же порядке производится расчет всех участков конденсатопровода. В итоге расчета оказывается, что давление в конденсатопроводе после конденсатоотводчика должно быть 100,77 кПа.
Давление пара перед воздушноотопительным агрегатом находим по формуле (12.11а):
100,77
Р2изб~~ 0 7~ = 144 кПа или 0.444 МПа-
Из расчета основного конденсатопровода получаем величины давлений в начале каждого из ответвлений, обозначенных участками Т, 8', 9'.
Расходы на этих участках складываются из тепловой нагрузки отопительного агрегата и потерь тепла на участке паропровода перед ответвлением, так как конденсат, образовавшийся вследствие потерь тепла этим участком, должен отводиться из паропровода в ближайшее ответвление.
В результате определения потерь давления в ответвлениях находится величина давления перед каждым отопительным прибором, так же как и для участка 6'. Эти данные проставляются в графе 17 расчетной таблицы.
Определив давление р2 Нэб, которое должно быть перед последним отопительным агрегатом, узнаем располагаемый перепад давления для расчета паропровода, выражающийся величиной
рр=Р1—р2 = 300—144= 156 кПа, а с учетом запаса 10 %
рр=0,9 • 156= 140 кПа.
Ход расчета паропровода определяется последовательностью расположения граф табл. 12.7, являющейся формой бланка для расчета паропроводов высокого давления.
Из графы 4 табл. 12.7 видно, что расчетный расход пара на участке складывается из транзитного расхода и половины расхода пара, теплота фазового перехода которого идет на возмещение теплопотерь.
Располагаемый перепад давления для расчета паропровода распределяется по участкам пропорционально нх длине (графа 6).
В соответствии с полученными величинами допустимого падения давления устанавливается давление в узловых точках и средняя величина давления иа участке, по которой определяют рср и /-Ср, необходимые для вычисления массового расхода пара и ориентировочной величины удельного падения давления (Па/м) (графа 13):
R = ._^уч.£-ср (12.18).
12/ 1 ‘уч
где Друч — допускаемая величина падения давления на участке (графа 6 в табл. 12.7); рСр — плотность пара, кг/м3, при давлении рср. уч; /уч — длина участка, м; 1, 2 — коэффициент, учитывающий дополнительную длину участка, которой заменяются потери в местных сопротивлениях.
По величине R и Gp нз таблиц, составленных для р=1 кг/м3, определяют Яусл, Оусл и диаметр паропровода (графы 14, 15 и 16 в табл. 12.7).
После нахождения диаметра уточняются коэффициенты местных сопротивлений, имеющихся на участке, приведенные длины участков (используются величины d
— из табл. 12.2), действительное падение давления на каждом участке
;пр
^усл Др = —-"ср
и, как итог расчетов, рнач для участков.
Используя формулу (12.5), находим действительные скорости движения пара на участках и значения их заносим в графу 23 табл. 12.7.
В соответствии с проведенным расчетом действительные потери давления пара на пути от парораспределительной гребенки до последнего отопительного агре-гт о - 156-145
гата для нашего примера составляют 145 кПа. Запас давления, равный----------X
156
X 100 = 7 %, является допустимым, и поэтому расчет паропровода можно считать законченным и перейти к расчету ответвлений.
Давления в начале участков 7, 8 и 9 принимаем в соответствии с давлением пара в узлах ответвлений, а давления в конце участков взяты нз графы 17 расчетной таблицы конденсатопроводов (см. табл. 12.6).
Табл. 12.6. Таблица
Номер участка ач= =<?кон+ +<7ПОТ. «Вт гср» кДж/кг Ок= 3,^нач ГСр кг/ч оу, ММ О' м/с R, кПа/м х: ^ЭКВ» м 1, м ^пр» м ₽
г 1023,51 2,14 1720 25 0,84 0,5 5,5 4,4 62,0 66,4 1,38
2' 510,73 2,14 865 20 0,67 0,39 8,0 4,8 22,0 26,8 1,39
3' 254,35 2,16 426 20 0,33 0,10 3,0 1,8 18,0 19,8 1,39
4' 188,95 2,16 316 15 0,47 0,30 7,0 2,8 39,0 41,8 1,42
5' 125,45 2,17 210 15 0,31 0,13 1,0 0,4 35,0 35,4 1,42
6' 63,8 2,18 106 15 0,16 0,036 20,0 8,0 39,1 47,1 1,42
7' 61,65 2,18 102 15 0,15 0,034 19,0 7,6 3,9 11,5 1,42
8' 63,50 1,18 105 15 0,16 0,036 19,0 7,6 3,7 11,3 1,42
9' 65,40 2,18 108 15 0,16 0,038 19,0 7,6 3,5 11.1 1,42
Результатом расчета явилось принятие для всех ответвлений диаметров труб Dy25. При выборе меньших диаметров скорости движения пара в них превышают допустимые, поэтому давления пара перед отопительными приборами получены больше требуемых.
Определение потерь на каждом из участков паропровода позволяет найти величины расчетных давлений перед каждым из отопительных агрегатов р2изб-Эти давления определяются разностью между заданным давлением па парораспределительной гребенке и потерями давления на пути от гребенки до каждого из потребителей пара. Для нашего примера имеем:
рг изв 9=300- (48,2+13,7+9,2 + 4,2) =224,7 кПа;
Рг изв 8=300- (48,2+13,7+9,2+42,4+4,5) = 182 кПа;
Рг нзв 7=300- (48,2+137,+9,2+42,4+21,5+4,7) = 160,3 кПа.
По значениям р2 нов и давлениям в конце расчетных участков конденсатопровода находим значения ц (рис. 12.10) и, пользуясь формулой (12.16), устанавливаем окончательные диаметры двухфазных конденсатопроводов, которые заносим в графу 20 табл. 12.6.
При решении примера потери тепла паропроводами принимались по приближенным зависимостям и после определения диаметров паропроводов могут быть уточнены. Уточнение потерь может привести к изменению расходов пара на величину не более 2 %, для чего не потребуется изменения диаметров труб, а возможное увеличение потерь давления вполне покрывается оставляемым запасом. Поэтому проведенный расчет можно считать окончательным, не требующим уточнений.
расчета коиденсатопроводов
Др= =в^прЗ» кПа 0КОН’ кПа ДЛ= =9,81 (йкои— -hHa4>P’ кПа рнач’ кПа Р2изб- МПа и ии Примечание
требуемое расчетное
45,8 25,0 —55,0 15,8 0,144 0,156 2,05 70 и
14,5 15,8 — 30,3 0,144 0,156 2,15 50 Н"
2,76 30,3 — 33,06 0,144 0,156 2,0 50
17,8 33,06 — 50,86 0,144 0,156 2,0 32 11“ -
6,52 50,86 — 57,38 0,144 0,156 1,9 32
2,39 89,77 57,38 25,0 41,0 —14,0 100,77 0,144 100,77 0,156 1,8 32 txi.r г W-
0,55 57,38 39,0 96,93 0,138 0,160 1,82 32 1X1 Г ^в
0,58 50,86 37,0 88,44 0,126 0,182 1,96 32 (XI Г
0,60 33,06 35,0 68,06 0,098 0,225 2,17 32 04 г ^в
Тепло, выделяемое трубопроводами в отапливаемых помещениях, должно учитываться при определении потребных греющих площадей отопительных приборов.
Произведем подбор конденсатоотводчика, который следует установить за последним воздушно-отопительным агрегатом рассчитанной ветки паропровода.
Давление пара перед агрегатом р2 изб =144 кПа. Прн этом давлении г = =2,188 МДж/кг, р = 938 кг/м3.
Расчетное количество конденсата, которое должно пройти через кондепсато-отводчик,
GK =
3,6 63,8
2,188
= 105 кг/ч.
Давление перед конденсатоотводчиком
Рз изб = 0,95р2 изб = 0,95- 144=137 кПа.
Давление за конденсатоотводчиком, полученное в итоге расчета конденса-топроводов, р4 изб = 100,77 кПа:
Др= 137-100,77 = 36,23 кПа.
Допуская, что конденсат на пути от агрегата до конденсатоотводчика осты-tK вает незначительно, принимаем —— = 1.
Табл. 12.7. Таблица расчета паропроводов
Номер участка ?К01Р кВт ?пог- кВт Яр—^кон+ “bOiS^noT* кВт /уч» м Др'“ 0,9(Р1—Рг> , SZ ‘УЧ’ кПа Рк’ кПа 4 кПа Рср* кПа Рср’ кг/м’ ГСР’ МДж/кг _ 3,6<7р гср кг/ч ЛР'Рср 1.2/уч ’ кПа
6 58,00 5,80 60,9 39 25,5 144,0 169,5 156,75 1,39 2,18 101 0,76
5 121,80 3,65 123,62 35 23,0 169,5 192,5 179,50 1,52 2,17 232 0,83
4 183,45 5,50 186,20 39 25,5 192,5 218,0 205,25 1,64 2,16 310 0,89
3 246-,45 7,40 250,65 18 12,0 218,0 230,0 224,00 1,75 2,16 420 0,97
2 508,70 2,03 509,72 22 14,0 230,0 244,0 237,00 1,82 2,15 856 0,97
1 1919,40 4,08 1021,44 62 215 40,0 244,0 284,0 264,00 1,92 2,15 1720 1,03
7 58,0 0,58 58,29 3,5 16,0 138,0 154,0 146,00 1,37 2,18 97 0,52
8 58,0 0,58 58,29 3,5 49,5 126,0 177,5 150,75 1,37 2,18 97 1,62
9 58,0 0,58 58,29 3,5 119,9 98,0 217,9 158,00 1,42 2,18 97 4,03
UKJH'.uta.i iiuJji t2./
Dy, мм V, м/с Яусл’ Па/м sc ^3KB> M ^np’ M . Яусл^пр АРд n > * Pep кПа Ркои’ кПа Рнач» кПа ид-м/с Примечания
32 28 0,34 2 2,2 41,2 10,0 144,0 154,0 20,1
40 49 0,90 1 1,3 36,3 21,5 154,0 175,5 32,2 II-
40 65 1,60 3 3,9 42,9 42,4 175,5 217,9 39,6 ib -ГТ_
50 53 0,75 1,5 2,9 20,9 9,2 217,9 227,1 30,3
76/3,5 62 0,72 4 11,6 33,6 13,7 227,1 240,8 34,0 W- _п_
89/3,5 592 1,30 2 7,4 69,4 48,2 145,0 240,8 289,0 48,0
25 47 1,40 1,5 1,1 4,6 4,7 149,3 154,5 34,0
25 47 1,40 1,5 1,1 4,6 4,5 171,0 175,5 33,0 к
to a> 25 47 1,40 1,5 1,1 4,5 4,2 213,7 217,9 31,0
По формуле (12.10) определяем коэффициент пропускной способности кои-деисатоотводчика
kv
20G
1/Дрр
20-105 „
------------= 0,34 т/ч. 32 230 -938-'
По данным табл. 12.3 к установке следует принять коиденсатоотводчик с опрокинутым поплавком типа 45ч9иж 4М с условным проходом Z>y25, для которого максимальное значение коэффициента пропускной способности ^„=0,39 т/ч.
Рассмотренный пример расчета паро- и конденсатопроводов одной из веток системы отопления высокого давления цеха является, по сути дела, примером расчета системы теплоснабжения калориферов, нагревающих воздух в агрегатах АПВС. Аналогично рассчитываются системы теплоснабжения калориферов, устанавливаемых в приточных камерах систем вентиляции при теплоносителе «пар высокого давления». При паре низкого давления или горячей воде расчет систем теплоснабжения калориферов приточной вентиляции проводится так же, как и расчет паро- и конденсатопроводов систем парового отопления низкого давления или теплопроводов водяного отопления, теплоносителем в котором является высокотемпературная вода.
Вопросы для самопроверки
1. В каких случаях и для каких зданий следует применять системы парового отопления высокого давления?
2. Когда необходима установка редукционного клапана и как подбирают площадь проходного сечения клапана?
3. Для чего необходима установка конденсатоотводчиков? Как они устроены и как подбираются?
4. В каких случаях появляется пар вторичного вскипания и как его следует использовать?
5. Каковы особенности гидравлического расчета паро- и конденсатопроводов систем парового отопления высокого давления? Какие конденсатопроводы называют двухфазными?
Глава 13
ВОЗДУШНОЕ ОТОПЛЕНИЕ ЗДАНИЙ
13.1. ГИГИЕНИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ, ПРЕИМУЩЕСТВА И НЕДОСТАТКИ СИСТЕМ ВОЗДУШНОГО ОТОПЛЕНИЯ
Использование воздуха как теплоносителя для обогрева помещений больших объемов применялось в России с начала XIX в. Воздух подогревался в специальных камерах и от них по каналам направлялся в отапливаемые помещения. Такой метод обогрева помещений устранял необходимость устройства большого количества печей и снижал в определенной мере возможность возникновения пожаров.
В начальный период применения воздушного отопления подогрев воздуха производился в огневоздушных калориферах, а в современных условиях находят применение паровые и водяные пластинчатые калориферы.
Доставка в обогреваемое помещение тепла, потребного для возмещения теплопотерь, достигается за счет подогрева воздуха выше комнатной температуры.
Воздушное отопление может осуществляться различными способами.
Один из способов — полная рециркуляция воздуха, при которой воздух из помещения возвращается в камеру подогрева, нагревается до требуемой температуры и снова направляется в отапливаемые помещения. Такой способ является наиболее экономичным, но не удовлетворяет требованиям гигиены и санитарии. Воздух в помещениях не обновляется и с течением времени загрязняется продуктами дыхания и производственными вредностями. Не исключена возможность быстрого распространения инфекционных заболеваний по всем сообщающимся помещениям.
Подобная схема воздушного отопления допускается к применению в общественных зданиях и производственных помещениях лишь в такое время, когда в помещениях отсутствуют люди или находятся в них лишь кратковременно, либо когда в помещениях имеется вентиляция, действующая независимо от отопления. В жилых зданиях подобные системы недопустимы.
Воздушное отопление может быть прямоточным. В этом случае для подогрева забирается чистый наружный воздух, который после нагревания и передачи части полученного тепла помещению для возмещения его теплопотерь, удаляется наружу. Эта схема воздушного отопления обеспечивает постоянный и значительный воздухообмен в помещениях, но является и наиболее дорогой как по первоначальным, так и по эксплуатационным затратам. Она применяется для отопления жилых и общественных зданий, находит применение в производственных помещениях при необходимости компенсации объема воздуха, удаляемого вытяжной вентиляцией или аспирационными установками, или в случае, когда по ряду условий даже частичная рециркуляция воздуха не допускается.
Наиболее часто применяют воздушное отопление, осуществляемое по смешанной схеме, когда к рециркуляционному воздуху добавляется определенное количество свежего.
Как следует из вышеизложенного, системы воздушного отопления, кроме возмещения потерь тепла помещениями, могут обеспечивать и надежную их вентиляцию. При таком отоплении достигается равномерность температуры в помещениях и необходимая подвижность воздуха.
Система воздушного централизованного отопления, совмещенного с вентиляцией, имеет и недостатки. Отопительный и вентиляционный режимы в этой системе связаны друг с другом и их разделение становится невозможным. Уменьшение поступления тепла может быть достигнуто уменьшением воздухообмена, но нельзя одновременно уменьшить поступление тепла и увеличить воздухообмен. Невозможно и решение обратной задачи.
Системы воздушного отопления могут осуществляться канальными и бесканальными. В первом случае горячий воздух подготав
ливается в определенных центрах и подводится по воздуховодам к местам его потребления, а во втором случае воздух подогревается непосредственно в отапливаемых помещениях крупными отопительными агрегатами, откуда он подается сосредоточенными струями при значительных скоростях. Первые системы называют центральными системами воздушного отопления, а вторые — местными. Для местных систем используют подвесные агрегаты типа АПВС, один
Рис. 13.1. Подвесной отопительный агрегат типа АПВС:
/ — корпус; 2 — электродвигатель; 3— вентилятор; 4 — калорифер; 5 — регулирующая решетка; 6 — петля для подвески
Рис. 13.2. Напольный отопительный агрегат СТД-300М: / — электродвигатель; 2— калорифер; 3 — воздуховыпускное отверстие с регулирующей решеткой
из которых представлен на рис. 13.1, а на рис. 13.2 показан напольный агрегат типа СТД-300М. Как видно из рисунков, агрегаты состоят из электродвигателя, вентилятора, калорифера, питаемого паром или высокотемпературной водой, и направляющих решеток на выходе.
Имеются конструкции агрегатов, в которых подогрев воздуха осуществляется при сжигании газообразного топлива и удалении продуктов сгорания наружу.
При необходимости организации воздушного отопления по смешанной схеме применяют отопительно-вентиляционные агрегаты, которые подобны отопительным, но имеют более мощные калориферы и смесительную камеру с подводом к ней рециркуляционного и свежего наружного воздуха.
В системах воздушного отопления перемещение воздуха по каналам может происходить за счет естественно или искусственно создаваемого перепада давлений. Первое возникает вследствие разности плотностей горячего и холодного воздуха, а искусственное давление создается вентилятором. Системы воздушного отопления с искусственной циркуляцией и сосредоточенной подачей воздуха в нескольких точках применяют при отоплении промышленных зданий.
13.2. ДОПУСТИМАЯ ТЕМПЕРАТУРА ВВОДИМОГО В ПОМЕЩЕНИЯ НАГРЕТОГО ВОЗДУХА, ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЕГО МАССЫ И ТЕПЛОВОЙ МОЩНОСТИ УСТАНОВОК ВОЗДУШНОГО ОТОПЛЕНИЯ
Предельная температура воздуха, поступающего в помещения из систем воздушного отопления, зависит от того, насколько удалены места ввода воздуха от мест постоянного пребывания людей.
При постоянном или длительном (более двух часов) пребывании людей в помещениях с воздушным отоплением и при выпуске воздуха в верхнюю зону помещения (выше 4 м от пола при горизонтальных и наклонных струях и 6 м при струях, направленных вертикально вниз, воздух можно нагревать до 70 °C с тем, однако, условием, чтобы его температура на расстоянии 2 м от рабочих мест не превышала 40...45 °C, а при длительном воздействии струи не должна быть более 25 °C. Эти требования не распространяются на воздушно-тепловые завесы, действие которых на человека кратковременно.
Если для воздушного отопления воздух будет подогреваться до температуры /г (°C), то масса воздуха G0T (кг/ч), которую необходимо ввести в помещение при потребном количестве тепла для отопления <2от (кДж/ч), определится по формуле
г _ ________
Св('Г-'в)
где Св'—массовая теплоемкость воздуха, кДж/(кг-К): св = = 1 кДж/(кг-К); tB — потребная температура воздуха в помещении, °C.
Если же потребность помещения в тепле выражена мощностью теплового потока q (Вт), то потребная масса воздуха (кг/ч) для воздушного отопления определится формулой
, (13.2)
1Г 4В
Объем горячего воздуха (м3/ч), вводимого в помещение,
Lo. = -~, (13.3)
"р
а объем воздуха, проходящего по помещению при температуре t«, GOT
L = —, (13.3а)
где рг — плотность воздуха при температуре tr, кг/м3; рв — плотность воздуха при температуре tB, кг/м3.
При объеме помещения УПом(м8) кратность воздухообмена определяется выражением
й = -^_, (13.4)
* пом
Одновременно с определением массы воздуха, потребной для воздушного отопления, находятся вентиляционные обмены и масса воздуха, которую требуется вводить в помещение для вентиляции.
Если масса воздуха, потребная для отопления, больше или равна массе воздуха, потребной для вентиляции (G0T2> бвент), то в качестве расчетных величин принимаются температура и масса отопительного воздуха. Система отопления принимается прямоточной или, если это допустимо, с частичной рециркуляцией.
Если же масса вентиляционного воздуха больше массы воздуха, потребного для отопления (СВент>бОт), то в качестве расчетной принимается масса вентиляционного воздуха, система принимается прямоточной, а температура воздуха, вводимого в помещение, tr (°C), определяется выражением
о ,,
/г=/в+------, (13.5)
св ^вент
если количество потребного тепла выражено в кДж/ч, а если дается потребная величина теплового потока q (Вт), то по выражению
4=/в+-р--- (13-6)
ивент
В жилых помещениях масса воздуха, подаваемого системой воздушного отопления, определяется исходя из возмещения воздуха, удаляемого вытяжной вентиляцией в следующих количествах: при средней наружной температуре отопительного периода вытяжными вентиляционными системами должно удаляться из кухонь не менее 3 м3/ч на 1 м2 жилой площади квартиры, а в целом не менее 60 м3/ч, из раздельных санузлов по 25 м3/ч, а из объединенных.— 50 м3/ч;
при температуре наиболее холодной пятидневки из кухонь должно удаляться 3,75 м3/ч на 1 м2 жилой площади, но не менее 75 м3/ч; из объединенных санузлов 65 м3/ч и из раздельных по 30 м3/ч.
При выпуске приточного воздуха в жилые помещения на высоте до 3,5 м от уровня пола температура его не должна быть более 45 °C.
Потребную тепловую мощность (Вт) систем воздушного отопления определяют по следующим выражениям:
а) для случая работы системы на полную рециркуляцию
<7 = 0,278Сот(/г-/в); (13.7)
б) для прямоточных систем, когда для отопления используется только наружный воздух,
<7=0,278Сот(/г-М; (13.8)
в) для случая, когда применяется рециркуляция с добавкой наружного воздуха,
q=Got(tr — /в) + Свент (^г— ^н). ( 13.9)
В выражениях (13.7), (13.8), (13.9) значение массовой теплоемкости воздуха Св=1 кДж/(кг-К) включено в числовой коэффициент 0,278.
При исключении из формул коэффициента 0,278 расчет по этим формулам покажет часовой расход тепла в кДж/ч.
Пример. Определить массу воздуха, которую необходимо вводить в помещение при теплопотерях последнего 6500 кДж/ч, соответствующих температуре наиболее холодной пятидневки —20 °C. Температура помещения 18 °C. Определить также общий расход тепла системой воздушного отопления, если для целей вентиляции необходима кратность воздухообмена 0,5 при объеме помещения 150 м3.
Решение. При температуре горячего воздуха 45 °C массу подаваемого воздуха определим по формуле (13.1):
6500
1,0(45-18) =М1 КГ/'
или
241
^ = ТГГ = 217 м3/ч-
При заданном объеме помещения и кратности вентиляционного воздуха в помещение должна вводиться масса наружного воздуха, равная
бвснт= Рпом Рг— 150 • 0,о *1,11 —83 кг/ч.
Масса рециркуляционного воздуха выразится величиной
брец—бот—бвент — 217 — 83=134 Кг/ч.
Расход тепла (кДж/ч) для рассматриваемой системы
Q= 134 • (45-18) + 83[45- (-20)1 = 9013 кДж/ч,
а величина теплового потока составит
<7=0,278 -9013 = 2506 Вт.
Расход тепла на вентиляцию при заданных условиях
Свент = 9013—6500=2513 кДж/ч нли 698 Вт.
13.3. ПОДАЧА НАГРЕТОГО ВОЗДУХА В ПОМЕЩЕНИЯ
Введение горячего воздуха в помещения системами воздушного отопления может осуществляться различными способами. При наличии отопительных агрегатов воздух из них выпускается через регулирующие решетки сосредоточенными или так называемыми компактными струями, которые при дополнительном оборудовании агрегатов рассеивающими решетками могут быть превращены в не-
Рис. 13.3. Схема развития свободной компактной нагретой струи по высоте помещения:
1— место выхода струи из отопительного агрегата; 2 — критическое сечение
полные веерные струи. Такая подача горячего воздуха осуществляется обычно в промышленных, вспомогательных и коммунальных зданиях.
Компактные струи выпускаются обычно со скоростями порядка 6... 12 м/с, а нормативными, предельно допустимыми скоростями в пределах рабочей зоны при температуре воздуха tB= 18...20 °C являются следующие:
при работе сидя 0,20 м/с;
при легком физическом труде 0,2...0,3 м/с;
при тяжелом физическом труде 0,3...0,5 м/с.
После выхода из регулирующей решетки компактная струя расширяется за счет вовлечения в движение воздуха помещения, и вследствие этого температура ее снижается (рис. 13.3).
Так как скорость движения воздуха и его температура в рабочей зоне помещения ограничены, то для правильного использования воздушных струй необходимо знание законов изменения скорости движения и температуры по длине струи. Эти величины определяются геометрической характеристикой струи Н (м):
Я = Лг'о Fo25 (^г — )-0’5 , (13.10)
где А — числовой коэффициент, имеющий значение для компактной воздушной струи 13,7, а для неполной веерной струи — 8,95; v0 — начальная скорость движения струи, м/с; Fo — площадь живого сечения воздуховыпускного отверстия отопительного агрегата, м2.
В зависимости от габаритов помещения в нем может быть раз
мещено несколько параллельных компактных или неполных веерных струй. Расстояние между компактными струями или ширину зоны обслуживания b одним агрегатом обычно принимают й^ЗЯпом для компактных струй, &^10ЯПом для неполных веерных струй.
Длина обслуживаемого участка помещения определяется выражением
l<mVF~n , (13.10а)
где т — числовой коэффициент: для агрегатов АПВ т = 4,5; для агрегатов СТД-300М m = 5,4; Fn — площадь поперечного сечения помещения, приходящаяся на один агрегат.
В связи с тем что струи выпускаются в замкнутые помещения в верхней их части на расстоянии от пола (0,35...0,65) Наоу1, то в нижней части помещения возникает обратный поток воздуха, наибольшая скорость которого имеет место там, где расширяющаяся воздушная струя своей нижней границей наиболее близко подходит к рабочей зоне. Максимальная скорость обратного воздушного потока не должна превосходить предельно допускаемых скоростей воздуха в рабочей зоне.
При рассмотрении горизонтальных воздушных струй, имеющих температуру более высокую, чем окружающий струю воздух, необходимо учитывать, что в струе возникает подъемная архимедова сила, отклоняющая струю вверх. Величина подъема оси струи у от плоскости выхода струи, определяется расстоянием х и геометрической характеристикой струи по зависимости
у = 0,7х3/Н2. (13.11)
Поперечное сечение струи на расстоянии хкр называют «критическим». Расстоянием хкр определяется место начала влияния ограждений помещения на формирование струи, т. е. место перехода свободно развивающейся струи в стесненную.
Расстояние от места выхода струи до «критического» сечения определяется выражением
хкр =-- c(W/noM)0’5, (13.12)
где b — расстояние между осями струй или ширина помещения при наличии одной струи в нем; с — числовой коэффициент; для компактной струи с = 0,67, а для неполной веерной с = 0,27.
При ограничении высоты подъема струи у = 0,15#Пом, из формул (13.10), (13.11) и (13.12) получают выражение для определения начальной скорости движения компактной или веерной струи:
/ н \0.25
Uo =Ж-^в)0-5 рП0М , (13.13)
где В — коэффициент, значение которого для компактной струи — Э,087, а для неполной веерной — 0,034.
При известной v0 максимальная скорость движения (м/с) обратного потока в рабочей зоне определяется по формуле
/ Fo \о,5 4лакс — 0,43ц, ----- • (13.14)
\ °п пом /
Распределение температуры воздуха по площади и высоте зависит от кратности воздухообмена в помещении. При малых кратностях воздухообмена может наблюдаться перегрев верхней зоны помещения и увеличение потерь тепла через покрытие. При кратностях воздухообмена 3 и более распределение температуры по высоте происходит более равномерно и градиент температуры получает значение не более 0,15 °C на 1 м высоты.
Наиболее выгодная кратность воздухообмена в помещении, приводящая к наименьшему расходу электроэнергии в отопительных агрегатах, определяется для компактной воздушной струи по выражению
й = ЗООг&кс//, (13.15)
где I — длина обслуживаемой агрегатом зоны помещения, м;
/<4,5(&ЯПОМ)<>-5. (13.16)
При кратности воздухообмена, определенной по формуле (13.15), температуру подаваемого горячего воздуха tr необходимо определять по формуле
(1,1...1,3)(?от
СВ Ро ^^пом
4 — К +
(13.17)
где 1,1 и 1,3 — коэффициенты запаса при заборе воздуха в отопительный агрегат соответственно из нижней и верхней зон помещения; <2от — потребное количество тепла для отопления помещения, кДж/ч.
Найденная температура не должна быть больше предельно допустимой температуры для компактной воздушной струи и заданной циркуляции воздуха в помещении, которая определяется формулой
/дОП — “И 320
V0 „ —----^норм»
Ъ
(13.18)
Пример 1. Рассчитать систему воздушного отопления цеха, имеющего размеры 30X25 м при высоте Япом = 8 м. Объем цеха 6000 м3. Температура в рабочей зоне /В = 15°С. Скорость движения воздуха не более иНорм=0,4 м/с. Потребность цеха в тепле для возмещения теплопотерь составляет 565- 103 кДж/ч.
Решение. В цехе целесообразно установить два отопительных агрегата 565 10»
при теплопроизводительности каждого ----------= 282,5-10» кДж/ч (67,5 X
X 10» ккал/ч). Для такой производительности по теплу наиболее подходит агрегат типа АПВС110-80, имеющий осевой вентилятор марки 06-320-7 и электродвигатель АО2-31-4 мощностью 2,2 кВт при частоте вращения 1500 об/мин. Калорифер агрегата имеет спирально-навивную поверхность нагрева 29,4 м2. Теплоноситель — высокотемпературная вода с параметрами 13О...7ОГС. Выходное отверстие для воздуха 0,852 X 0,852 м. Производительность агрегата по воздуху 6900 м»/ч.
Расположение агрегатов в цехе показано на рнс. 13.4.
По формуле (13.10а) проверим соответствие длины обслуживаемого участка прн принятом расположении агрегатов, которое равно 22 м.
Поперечное сечение участка, обслуживаемого одним агрегатом, Fn =15 • 8 = = 120 м2. Длина обслуживаемого участка должна быть меньше величины I = = 4,51/120 = 49 м, что и имеет место в принятом решении.
Рис. 13.4. Расположение отопительных агрегатов в плане помещения
Кратность воздухообмена при длине =0,4 м/с по формуле (13.15)
зоны обслуживания 22 и и пМакс =
= 2,18.
0,42 Я = 300—4-22
Объем воздуха, циркулирующего в цехе, должен быть
Кот = 2,18 • 6000 = 13080 м»/ч.
Принятые к установке агрегаты обеспечивают движение воздуха в цехе в количестве 6900'2=13 800 м3/ч, что соответствует вполне приемлемой кратности 13 800
Я = ——— = 2,3.
6000
Так как забор воздуха агрегатами, обслуживающими цех, будет производиться из нижней зоны помещения, то температуру горячего воздуха, выходяще-ю из агрегатов с учетом их производительности, находим по формуле (13.17): к 1,1 • 565 • 103
4 = 15 +-------1--------------= 15 + 36,7 = 51,7 СС.
F 1 • 1,226 • 6000 -2,3
Полученная температура вполне соответствует возможностям агрегатов, у которых конечная температура воздуха при имеющейся поверхности нагрева калорифера может быть ?Г = 56,2°С.
При живом сечении выпускного отверстия агрегата 0,75 от его габаритной площади с размерами 0,852X0,852=0,73 м2 определим начальную скорость компактной воздушной струи, используя формулу (13.13):
153 . 8 \0,25
= 7,85 м/с.
vn = 0,087 (51,7— 15)0,5 (
0 0,73 • 0,75
Скорость обратного потока в рабочей зоне помещения [по формуле (13.14)]
п яп „ п.( 0,73 • 0,75 \о,5
и акс = 0,43 • 7,8о "
макс ’ *
\и,о
~1R а " = 0,23 < 0,4 м/с.
10,О /
Для полученных условий предельно допустимая температура горячего воздуха, выходящего из агрегата, может быть [формула (13.18)]
?доп = 15 + 320 0,4 = 15 + 67 = 82 СС,
А 15
что значительно выше необходимой температуры £Г = 51,7°С.
Таким же путем, как и в предыдущем примере 1, рассчитывается воздушное отопление цеха, если горячий воздух будет выпускаться параллельными встречными струями из агрегатов, установленных у противоположных стен.
В помещениях небольшой высоты при выпуске воздуха из открытых щелевидных отверстий или из отверстий с параллельными направляющими лопатками на высоте более 0,85ЯПом получается плоская настилающаяся струя, характеристика которой определяется выражением
2
Н = 25,7иУ3 &У3(/Г — /В)~Т. (13.19)
При расчете таких струй необходимо определять скорость струи при выходе из отверстия и температуру воздуха в струе на
Рис. 13.5. Схема развития струн, настилающейся на потолок:
1 — щелевой воздухораспределитель; 2 — граница струи
расчетном расстоянии х от места ее выпуска. Таким расстоянием обычно является место входа струи в рабочую зону (рис. 13.5).
При длине отверстия щелевого распределителя /0 и расстоянии х<6/0 начальную скорость настилающейся струи определяют по формуле
Iх А0,5
v° = 3,5fec \ Ьо J ’ (13.20)
где их — допустимая скорость движения воздуха в расчетной точке помещения, м/с; kc — поправочный коэффициент на стеснение струи ограждениями помещения, показывающий отклонение в затухании скорости на оси ограниченной струи от свободной; при х<На kc = 1; при х^Нп kc= 1; b0 — ширина воздуховыпускного отверстия, м.
Значение поправочного коэффициента на стеснение плоской настилающейся струи зависит от величины
где х — расстояние от места выхода струи до рабочей или обслуживаемой зоны, м (рис. 13.5); Fn — площадь поперечного сечения
помещения, на которую распространяется зона действия струи; при ширине зоны действия струи b и высоте помещения Нп FB=bHn.
При известном значении х значение kc для плоской настилающейся струи можно получить из рис. 13.6.
Число воздухораспределителей в помещении и размеры воздуховыпускных отверстий (длина 10 и ширина Ьо) при начальной скорости определяются объемом воздуха, который необходимо подать в помещение при соблюдении условия х^6/0.
Рис. 13.6. Поправочный коэффициент kc на стеснение ограждениями помещения плоской настилающейся струи
Максимальная температура воздуха tx (°C) на расчетном расстоянии от места выпуска определяется по формуле
+2,8РГ-Ц-^0’5. (13.21)
При организации центрального воздушного отопления, когда воздух нужных параметров готовится в едином центре и доставляется в отдельные помещения по разветвленной сети воздуховодов, необходимо учитывать неизбежное охлаждение воздуха по путям его движения, влияющее в определенной степени и на распределение его между потребителями.
Аэродинамический расчет воздуховодов проводится способами и средствами, рассматриваемыми в курсе «Вентиляция», а тепловой расчет, необходимый для определения потерь тепла нагретым воздухом и установления тем самым начальной его температуры, с которой воздух должен покидать тепловой центр, проводится тем же способом, что и тепловой расчет теплопроводов систем отопления, который рассмотрен в § 8.5 и 8.6 и в примере 1 главы 8.
13.4. ОТОПЛЕНИЕ ЛЕСТНИЧНЫХ КЛЕТОК И ПОМЕЩЕНИЙ БОЛЬШОГО ОБЪЕМА ВЫСОКИМИ КОНВЕКТОРАМИ
Высокие конвекторы, применяемые в настоящее время для обогрева лестничных клеток многоэтажных жилых домов и помещений большого объема (торговые залы, вестибюли, фойе, небольшие промышленные здания и др.), представляют собою воздуховоды со
свободным входом и выходом воздуха, в нижней части которых устанавливается греющий элемент. Такие воздуховоды встраивают в ниши ограждающих конструкций или выполняют в виде приставного шкафа, одной из стенок которого является ограждающая конструкция помещения. В качестве греющих элементов применяют чугунные ребристые трубы, трубы с навивным оребрением и калориферы.
Рис. 13.7. Высокий конвектор для обогрева лестничнок клетки:
/ — ребристые трубы; 2 — стенка шкафа; 3 — откидная часть стен кн; 4 — перемычка
Один из вариантов исполнения такого воздухонагревателя г нише стены представлен на рис. 13.7. Откидная стенка воздуховодг необходима для периодической очистки поверхности нагрева, воз можных ремонтов и регулирования температуры воздуха.
Конвектор работает на полную рециркуляцию воздуха, движение которого обеспечивается возникновением естественного давления вследствие разности плотностей нагретого воздуха в конвеь торе и воздуха вне конвектора.
Для уменьшения габаритов конвектора и большей интенсификации процесса теплообмена желательно к нагревательному элементу подводить высокотемпературный теплоноситель, осуществляя питание греющих элементов по одной из схем, приведенных на рис. 13.8. Не исключается применение и других схем питания.
Расчет конвектора заключается в проверке принятых размеров укрытия греющего элемента на пропуск объема воздуха, обеспечивающего потребный съем тепла с греющей поверхности.
Тепловой поток, который должен быть получен от конвектора, является обычно величиной известной, вытекающей из расчета теп-
лопотерь. Принимая конечную температуру нагретого воздуха в пределах от 40 до 70°C, его массу G (кг/с), которая должна пройти через конвектор, определяем по уравнению
0>8^ , (13.22)
*вых гв
где q — тепловой поток, который должен быть создан конвектором, кВт; /вых — температура нагретого воздуха, выходящего из конвектора, °C; /в — температура воздуха обогреваемого помещения, °C.
а
I50-VA-------Т о<1 » 95
70-ы-------------——70
б
г ^^70
150-va----fag) Д-------*-95
70-CW------т-----1----+ 70
Рис. 13.8. Схемы питания греющих элементов конвекторов:
а — при пропуске всей сетевой воды через конвектор; б — при пропуске части воды через конвектор; в, г — при малых располагаемых перепадах давления иа вводе
Величину естественного давления (Па), являющегося побудителем движения воздуха, находят по формуле
Аре = ^/1(рв рвых) (13.23)
ИЛИ
APe = g/l₽(/ВЫХ t-Q ), (13.23а)
где h — расстояние по вертикали от середины греющего элемента до середины оси отверстия для выхода воздуха, м; рВЫх — плот-
ность воздуха при температуре /Вых, кг/м3; рв — плотность воздуха при температуре 1В, кг/м3; 0 — изменение плотности воздуха при изменении его температуры на 1 °C: 0 = 0,004 кг/(м3-К).
Необходимая теплоотдающая поверхность греющего элемента
FK (м2) определяется по выражению р —______________________________1______
^Ucp.T ^ср.в)
где q — величина теплового потока, который должен быть обеспечен конвектором, Вт; k — коэффициент теплопередачи греющего элемента, ВТ/(м2-К); /Ср.т — средняя температура теплоносителя, °C; /ср.в— средняя температура подогреваемого воздуха, °C.
Рис. 13.9. Зависимость коэффициента теплопередачи чугунной ребристой трубы от скорости воздуха v3 и греющей воды V?
Величина коэффициента теплопередачи греющего элемента может быть рассчитана с помощью известных формул теплообмена или принимается по данным, имеющимся в справочной литературе.
При применении в качестве греющего элемента чугунных ребристых труб коэффициент теплопередачи может быть определен по графику, предложенному НИИСТ (рис. 13.9). Для пользования этим графиком необходимо знать скорость движения теплоносителя в ребристых трубах и скорость движения воздуха в том месте сечения канала, где расположены ребристые трубы.
Определив требуемую поверхность нагрева и приняв решение о конструктивном выполнении греющего элемента, можно найти размер укрытия греющего элемента, который даст возможность, используя методы расчета вентиляционных систем, проверить обеспечение в конвекторе циркуляции потребной массы воздуха и необходимого теплосъема.
При конструировании греющего элемента конвектора из ребристых труб их следует соединять последовательно для обеспече-282
ния большей скорости движения теплоносителя. В конвекторах с большим количеством труб по высоте увеличивается сопротивление движению воздуха и уменьшается коэффициент теплопередачи. Диаметры труб, подводящих теплоноситель к греющему элементу, следует подбирать из условия гашения в них располагаемой разности давлений.
При прохождении воздуха через конвектор действующая разность естественных давлений Аре затрачивается на преодоление сопротивлений трения и местных сопротивлений. При сравнительно малых скоростях воздуха в конвекторе потерями трения вследствие их незначительности можно пренебречь и уравнение энергетического баланса будет иметь следующий вид:
и2
Аре = -^-Рср, (13.25)
2
где ив — скорость движения воздуха в живом сечении греющего элемента конвектора при температуре его м/с; рср — плотность воздуха при температуре его /Ср.в, кг/м3; — сумма коэффициентов местных сопротивлений по тракту движения воздуха, отнесенная к скорости воздуха в живом сечении греющего элемента конвектора F.
Пересчет значений коэффициентов местных сопротивлений, определенных для скорости воздуха в некотором сечении Л, на значение их при скорости воздуха в сечении F при постоянном массовом расходе воздуха производится по формуле
= (13.26)
Пользуясь формулами (13.22), (13.23а) и уравнением неразрывности потока, уравнение (13.25) может быть представлено в виде
"o' = 2Ярср ’
откуда
G==3 Л 2ghfrF*pcp У
После вынесения из-под знака радикала постоянных числовых величин секундный расход воздуха
G = 0,428у'/Л2£^£Р_. (13.27)
Эта формула устанавливает взаимосвязь между конструктивными и теплотехническими показателями конвектора и облегчает его расчет.
Пример. Требуется запроектировать воздухонагреватель для лестничной клетки пятиэтажного четырехсекциоиного жилого дома. Теплопотери всего здания 171 кВт. Теплопотери каждой из четырех лестничных клеток ?=7,2 кВт. Теп-
лосиабжеиие дома осуществляется высокотемпературным теплоносителем с параметрами 15О...7О°С. Располагаемая разность давлений на вводе в здание 0,3 МПа.
Решение. Так как разность давлений на вводе вполне обеспечивает работу элеватора, то воздухоподогреватели целесообразно присоединять по схеме рис. 13.8, а с пропуском всей воды последовательно через греющие элементы конвекторов.
Общая масса высокотемпературной воды для здания „ 0,86-171 000
°т.общ = — 15о~7О -= 1840 КГ^
Через каждый из двух последовательно включенных конвекторов пройдет масса воды
От = 0,5 • 1840 = 920 кг/ч.
Температура воды за первым конвектором
0,86 • 7200 h = 150 —.-------------= 143,3 °C;
920 0,86 • 7200 за вторым t2 = 143,3 —-----—-------= 136,6 °C.
Второй конвектор рассчитывается, как имеющий более низкую температуру теплоносителя. Средняя температура теплоносителя в нем
143,3->136,6
*ср. т =------?-----— = 140 °C.
2
Принимая, что в конвекторе воздух будет подогреваться от 16 до 50 °C, находим его среднюю температуру:
16 + 50
*ср-в - 2
= 33 СС.
920
Скорость движения воздуха в живом сечении греющего элемента принимаем равной vB = 1,5 м/с.
Если принять для греющего элемента ребристые трубы, у которых площадь сечения для прохода воды f=0,785 • 0,072=0,00385 м2, то скорость движения теплоносителя в них
G_ о. =----------=--------------------------= 0,072 м/с.
т 3600/р 3600 • 0,00385 • 925,2
Пользуясь значениями ов и vT, по рис. 13.9 находим й=12 Вт/(м2-К).
Потребная поверхность нагрева ребристых труб '
₽ 7200 _ - , 2 к= 12(140 — 33) ’ М‘
К установке следует принять две чугунные ребристые трубы длиной 1,5 м каждая, общей поверхностью иагрева 6 м2. Трубы установим одну над другой и соединим для пропуска теплоносителя последовательно. Конструктивное оформление конвектора показано на рис. 13.7.
По формуле (13.27) определим массу воздуха, циркулирующего через воздухораспределитель.
Расстояние от середины греющего элемента до середины выходного отверстия h = 1,245 м; тепловая нагрузка конвектора q = 7,2 кВт; живое сечение в месте установки ребристых труб Е = 0,15 м2; средняя плотность воздуха рср = 1,22+ 1,095 t
=----------------= 1,157 кг/м3; коэффициент местного сопротивления одной тру-
бы, отнесенный к скорости воздуха в живом сечении греющего элемента, по данным НИИСТ, £ = 0,1; коэффициент местного сопротивления входа воздуха в конвектор с поворотом, отнесенный к скорости воздуха в сечении канала конвектора, £ = 1;
сечение канала конвектора 0,18 X 1,82 = 0,328 м2; коэффициент местного сопротивления выхода воздуха из конвектора с поворотом, отнесенный к скорости воздуха в сечении канала конвектора, ?= 1,3.
Подставляя перечисленные данные в формулу (13.27), получим:
G = 0 428 3 Г 1,245 ' 7,2 ' 0,158 ~ 1)157 = 0,297 кг/с = 1070 кг/ч.
1/ / 0,15 \а
К +2-0’1
При такой массе воздуха его скорость в живом сечеиии греющего элемента
0,297
=--------------=1,71 м/с.
в 0,15-1,157 1
Этой скорости воздуха соответствует й = 12,5 Вт/(м2-К).
Температура воздуха, выходящего из конвектора, при найденной его массе
7,2
Щ... = 16 + тГ^7 =40,2 °C.
вых 0,297
При новых значениях k и t тепловой поток, создаваемый конвектором, / 16+40,2 \
9= 12,5 • 6 1140----у-2—1 = 8400 Вт,
что несколько больше требуемого. Требуемая величина теплового потока может быть достигнута прноткрываиием подвесного щитка или пропуском некоторого количества воды в обвод греющего элемента через предусматриваемую для этих целен перемычку (см. поз. 4 на рис. 13.7).
13.5. ВОЗДУШНО-ТЕПЛОВЫЕ ЗАВЕСЫ У НАРУЖНЫХ ВХОДОВ ЗДАНИЙ
В многоэтажных общественных зданиях при большом количестве посетителей входные двери длительное время находятся в открытом состоянии и через них в здание поступает холодный воздух. В помещениях, расположенных непосредственно у входных дверей,— в вестибюлях, гардеробных — наблюдается снижение температуры внутреннего воздуха.
Тамбуры, шлюзы, вращающиеся двери способствуют уменьшению количества врывающегося холодного воздуха, однако и эти устройства не устраняют полностью поступлений холодного воздуха.
При сравнительно редком открывании дверей для возмещения потерь тепла на нагрев холодного воздуха достаточны те надбавки, которые учитывают при расчете теплопотерь. Когда же входные двери находятся открытыми длительное время — более 5 мин в час, приходится прибегать к специальным устройствам, частично препятствующим поступлению холодного воздуха в здание. Такими устройствами являются воздушно-тепловые завесы, устраиваемые у входов в здания.
Воздушно-тепловая завеса у входов создается специальной рециркуляционной установкой, состоящей из воздуховодов, вентилятора и калориферов. В этой установке воздуху, забираемому снаружи или внутри здания, в калориферах сообщается такое количе
ство тепла, которое необходимо для подогрева поступающего холодного воздуха. Нагретый воздух подается в вестибюль или непосредственно в тамбур, вследствие чего там создается некоторое повышенное давление (подпор), препятствующее врыванию наружного воздуха. Поступающий частично холодный воздух, перемешиваясь с воздухом завесы, подогревается и, поступая в вестибюль, не переохлаждает его.
Воздушно-тепловые завесы смесительного типа применяют при расчетной температуре наружного воздуха для проектирования отопления от —15 до —25 °C и при проходе через двери в течение одного часа более 400 чел.; при температуре от —26 до —45 °C и при проходе более 250 чел.; при температуре ниже —45°C и проходе более 100 чел. Воздушно-тепловые завесы предусматривают также во входах в помещения, оборудованные системами кондиционирования воздуха и в помещения со значительными выделениями влаги или с близкими к входам рабочими местами.
Рассматриваемый ниже метод расчета воздушно-тепловых завес, основанный на работах А. Н. Сканави, применяют для зданий более трех этажей при сбалансированной приточно-вытяжной механической вентиляции, когда поступление холодного воздуха через открывающиеся створки дверей происходит только благодаря разности давлений по обе стороны этих дверей.
Если допустить, что разность статических давлений, образующаяся вследствие различия плотностей внутреннего и наружного воздуха при открывании дверей, затрачивается на создание динамического давления входящего в проем наружного воздуха и учесть неизбежное сжатие струи, которое обычно учитывается коэффициентом расхода ц, а также ввести некоторую поправку на продолжительность нахождения дверей в открытом состоянии, то получим формулу для определения секундной массы наружного воздуха Gbx, поступающего через открытые створки дверей.
Такая формула представляется в виде
Gbx = 1,41^3 ЕвхКАррн , (13.28)
где ц — коэффициент расхода, зависящий от конструкции входа; k3 — поправочный коэффициент, учитывающий работу завесы, условия и число проходов людей, место забора воздуха и тип вестибюля (см. приложение XXII); Евх— площадь открываемой створки наружных входных дверей, м2; Др — расчетная разность давлений снаружи и внутри здания, Па.
В табл. 13.1 приводятся значения ц для некоторых конструкций входов. При отсутствии данных по другим конструкциям входов можно пользоваться следующими ориентировочными значениями ц.
При прямом проходе:
для одинарных дверей |л = 0,7;
для двойных дверей с тамбуром ц = 0,65;
для тройных дверей с тамбуром ц = 0,6;
при зигзагообразном проходе:
для двойных дверей с тамбуром ц = 0,55;
для тройных дверей с тамбуром р = 0,1.
Расчетную разность давлений определяют по формуле
Лр=й^(рн Рв), (13.29)
где h — расстояние по вертикали от середины открываемой створки наружных входных дверей, оборудованных завесой, до уровня равных давлений снаружи и внутри здания (нейтральной зоны), м; для зданий в три этажа и меньше
/1 = Лл.к —0,5/1дв; (13.30)
для зданий более трех этажей
h=0,5 (/1л.к”Ь 2/iaT — йдв); (13.31)
Ил.к — высота лестничной клетки от уровня земли, м; /i3T— полная высота одного этажа, м; Ияв — высота створки входных дверей, м; рв — плотность воздуха, кг/м3, при расчетной температуре лестничной клетки /л.к; рн — плотность воздуха, кг/м3, при температуре tH, соответствующей параметрам, принимаемым при расчетах систем отопления (СНиП П-ЗЗ—75, приложение 4, параметр Б).
Масса воздуха G3 (кг/с), подаваемого воздушно-тепловой завесой, определяется по тому количеству тепла, которое необходимо для подогрева поступающего через двери воздуха до температуры /л к. Поэтому
G3 = GBX- (13.32)
13 4Л.К
где ta — температура воздуха, подаваемого воздушно-тепловой завесой, °C; для завес у наружных входных дверей t3 принимается не более 50 °C.
Как правило, воздух для завесы следует забирать из леснич-ной клетки или вестибюля, и только при совмещении воздушно-тепловой завесы с приточной вентиляцией забор воздуха (полностью или частично) производится снаружи. В последнем случае масса наружного воздуха определяется потребностями приточной вентиляции, по не должна быть меньше значения, получаемого по формуле (13.32).
В случае забора воздуха из лестничной клетки или вестибюля тепловой поток для его подогрева (кВт) выразится величиной
<7зв“ = Сз(/з-/л.к), (13.33)
а при заборе воздуха снаружи
?3 = G3(/3-/H). (13.33а)
При конструктивном оформлении воздушно-тепловых завес и заборе воздуха из помещения подавать его следует в тамбур (при тройных дверях во внутренний). Раздача воздуха должна быть боковой двусторонней при скорости выхода 4...5 м/с, но не более 8 м/с. Воздуховыпускные отверстия должны открываться на 0,1 м
Табл. 13.1. Значения коэффициента расхода р. для некоторых типов входных дверей
№ п/п Тип входных дверей| Схема входа 1 Коэффициент расхо- 1 да Ц
1 Двойные в тол- § 0,70
ще наружной сте- | 1 .Л\ак
иы L £.0*6.0
5
2 Двойные с тамбуром; открыты правые створки дверей
1,4 0,71
2,7 0,70
3,4 0,68
0,70 0,70
0,67 0,66
0,64 0,63
3 Двойные с тамбуром; внутренняя под углом 90’ к плоскости фасада
0,5
Тип вестибюля
открытый | закрытый
5 Вращающиеся створчатые
0,098 0,093
Номера открываемых створок внутренних дверей.
выше уровня пола. Высота их может быть от 1,2 до 1,6 м, а ширина определяется расчетом. Оформление воздуховыпускных отверстий должно быть таким, чтобы поток воздуха направлялся горизонтально и не прерывался открывающимися створками входных дверей.
При конструировании завес, подборе оборудования и расчете воздухопроводных сетей необходимо обеспечивать минимальный уровень шума в вестибюле здания.
Желательно оборудовать завесы средствами автоматизации так, чтобы колебание температуры воздуха в вестибюле не превышало ±2 °C.
При расчетах следует учитывать, что пропускная способность одной створки двери 1500 чел/ч, и если даже имеется несколько параллельно расположенных входных дверей, то при проходе до 1500'чел/ч расчет следует вести по площади одной створки двери. При проходе числа людей п> 1500 чел/ч величина FBX в формуле (13.28) увеличивается в отношении —-— с округлением до ближайшего большего целого числа. В этом случае поправочный коэффициент k принимается в зависимости от п, деленного на это целое число. Применение этого положения показано в примере 2 § 13.5.
Пример. Для главного входа в административное здание необходимо рассчитать воздушно-тепловую завесу при следующих данных: /н=—30°С; /В=16°С; ^л.к = 50,7 м; йэт=3,3 м; /гдв = 2,3 м; рн=1,45 кг/м3; рв = 1,22 кг/м3. Конструкцию входа принять по схеме 5 табл. 13.1. Вестибюль при входе в здание открытый. Число людей, проходящих в здание, 1800 чел/ч. Ширина створки двери 0,8 м.
Решение. Для рассматриваемого здания
/1=0,5(50,7+2-3,3-2,3) =28,65 м.
Величина Др по формуле (13.29)
Др=9,81 -28,65(1,45-1,22) =64,6 Па.
Из табл. 13.1 при заданной конструкции входа ц = 0,098.
Найдем поправочный коэффициент &3, учитывая, что число проходящих людей более 1500,
1800
—— =1,2 (принимаем 2). 1500
1800
Расчетное число людей для одной створки п = —-— = 900 чел/ч.
При открытом вестибюле, вращающихся дверях и найденном числе 900 по приложению XXII находим /д, — 0,34.
Тогда
GBX = 1 ,-П • 0,098 0,34 • 0,8 2,3 • 2д/б4,6 • 1,45 = 1,67 кг/с.
Масса воздуха, подаваемого завесой, при нагревании его до 50 °C
„ 16 — (— 30)
G = 1,67——*-------- = 2,26 кг/с.
3 50 — 16
При такой массе воздуха величина теплового потока, потребного для подогрева воздуха,
9а —2,26(50—16) =76,84 кВт.
Вопросы для самопроверки
1. Какие преимущества и недостатки систем воздушного отопления? Почему при централизованном воздушном отоплении жилых зданий не разрешается применять рециркуляцию воздуха?
2. В чем специфика расчета воздушного отопления помещений? Как определяется температура воздуха, вводимого в помещения, при воздушном отоплении?
3. Когда необходимо устройство воздушио-теплорых завес у наружных входов в здания и каково их назначение?
4. Как определяется количество воздуха, подаваемого воздушной завесой? Как и где должен осуществляться выпуск этого воздуха?
Глава 14
ОТОПЛЕНИЕ СЕЛЬСКОХОЗЯЙСТВЕННЫХ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ
14.1. ОСОБЕННОСТИ МИКРОКЛИМАТА И ОТОПЛЕНИЯ ПОМЕЩЕНИЙ ДЛЯ СОДЕРЖАНИЯ ЖИВОТНЫХ И ПТИЦЫ
Удовлетворение постоянно возрастающих потребностей населения в продуктах сельского хозяйства является весьма важной задачей. С этой целью ежегодно увеличиваются объемы строительства сельскохозяйственных производственных зданий и создаются условия для повышения продуктивности животноводства и птицеводства.
В климатических условиях средней полосы европейской части СССР домашняя птица и животные для защиты их от холода, снега, дождя и ветра около 6 месяцев в году содержатся в закрытых помещениях. Вследствие физиологических процессов, происходящих в организме животных, ими в окружающую среду выделяются значительные количества тепла, влаги и углекислого газа. Некоторые представления о величине этих выделений дают табл. 14.1 и 14.2, в которых приведены величины применительно к температуре помещений +10 °C и влажности 70%. При иных температурных и влажностных условиях количество выделений изменяется.
Для поддержания нормальных физиологических процессов, происходящих в организме животных, в помещениях, предназначенных для их содержания, должны поддерживаться уровни температуры и влажности, приведенные в табл. 14гЗ.
Объемное содержание СО2 в воздухе животноводческих помещений должно быть не более 0,25 %. Подвижность воздуха в зимнее время должна находиться в пределах 0,3...0,5 м/с, в летнее время она может доходить до 1,5 м/с.
Микроклимат в помещениях зависит от теплотехнических качеств ограждающих конструкций и от количества содержащихся в одном помещении животных, их породы, возраста, массы и ряда других факторов.
Табл. 14.1. Количество тепла, водяных паров и углекислого газа, выделяемых животными
Виды животных Масса животных, кг Выделяется в 1 ч
тепла (явного) , Вт водяных па-’ ров, г/ч СО2, л/ч
Коровы стельные (сухостой - 300 510 288 90
ные) 600 780 440 138
800 900 516 162
Волы откормочные 600 950 540 169
1000 1350 750 239
Телята до 1 месяца 40 120 67 21
80 215 121 38
Молодняк от 4 месяцев н 120 270 153 48
старше 250 420 236 74
Свиноматки с 10 сосунками 100 620 252 79
150 700 288 90
200 810 338 104
Овцы подсосные с ягнятами 40 310 128 40
60 370 151 47
Табл. 14.2. Количество тепла, водяных паров и углекислого газа, выделяемых птицей
Виды птицы Масса птицы, кг Выделяется на 1 кг массы в 1 ч
СО2, л/ч тепла (явного), Вт водяных паров, г/ч
Куры яичных пород при со- 1,5...1,7 1,7 6,8 5,1
держании в клетках Куры мясных пород при на-
польном содержании 2,5...3,0 1,8 7,2 5,2
Индейки 6,8 1,7 6,7 5,0
Утки 3,5 1,2 4,8 3,6
Если в южных районах нашей страны поддержание необходимых условий внутри помещений обеспечивается определенными вентиляционными режимами, то в остальных районах необходимо предусматривать дополнительный обогрев помещений для скота и птицы.
Необходимость устройства искусственного обогрева животноводческих помещений определяется па основании балансов, учитывающих поступление тепла и влаги от всех возможных источников и все возможные статьи их расхода.
Уравнения балансов тепла и влаги могут быть представлены в виде:
q™ + 9от + *7доп= <?вент + <7т.п + <7к + <7и; (14.1)
+ Пдоп = £>уд; (14.2)
Qh.ti —(Ji.n, (14-3)
где q,K — явные тепловыделения животных, Вт; <уОт — тепло, поступающее от отопительной системы, Вт; qnOn— тепловыделения до-
Табл. 14.3. Оптимальные значения температуры и втажчэгти воздуха в сооружениях для содержания животных и птицы
Назначение сооружений <в> °С 1 <Р. %
Коровники 0.. • +5 80...85
Молодняк 5.. .12 85
Родильные отделения 8.. .15 70
Доильные отделения 12. ..18 70
Свинарники для маток 8.. .12 65. .75
Свинарники для хряков 2.. .6 65. .80
Овчарни Птичники: 3.. .5 80
для кур, индеек 12. ..16 60. .70
для уток 7.. .14 70. .80
для молодняка до 30 дней 22. ..24 60. .70
для молодняка более 30 дней 12. ..18 60. .70
Инкубаторы 20. ..22 50. .70
Помещения для хранения яиц 8.. .12 75. .80
Примечания: Температура воздуха птичников при клеточном содержании кур должна быть порядка 16°С, для цыплят — 18.. .24ЭС. 2. В местах обогрева цыплят под брудерами температура должна быть: для кур и индеек — 35. . .22°С, для уток 22...26°С.
полнительными источниками тепла (теплообменниками, подстилкой, солнечной радиацией и др.), Вт; qBem— тепло, расходуемое на нагревание вентиляционного воздуха, Вт; <?т.п — тепловой поток, проходящий через наружные ограждения, Вт; qK — тепловой поток, идущий на нагревание поступающих извне кормов, Вт; qa — тепловой поток, расходуемый на испарение влаги с подстилки и смоченных поверхностей, Вт; qB.a — тепловой поток, поступающий к внутренним поверхностям ограждений, Вт; D»< — количество водяных паров, выделяемых животными, кг; DRon—количество водяных паров, выделяемых подстилкой, испаряющихся с открытых поверхностей пола и другие, кг; £)уд — количество водяных паров, удаляемых из помещения, кг..
Уравнение (14.3) необходимо для проверки отсутствия конденсации водяных паров на внутренних поверхностях наружных ограждений, что в животноводческих помещениях не допускается.
При недостатке тепла, когда потери ограждающими конструкциями и расход тепла на нагревание приточного воздуха и испарение влаги не компенсируются тепловыделениями животных, необходимо устраивать искусственный обогрев помещений, для чего применяют печное, водяное, воздушное или паровое отопление низкого давления.
Печное отопление используют только в небольших помещениях. Эксплуатация его не сложна, по оно трудоемко и пожароопасно, и при его применении трудно обеспечить равномерность температуры по высоте и исключить перепады температуры в период между топками.
Водяное н паровое отопление металлоемко, и при высоких температурах теплоносителя требуется ограждать отопительные приборы для предохранения животных от ожогов.
Воздушное отопление предпочтительнее совмещать с приточной вентиляцией, что дает возможность увеличивать подвижность воздуха в помещениях и достигать более равномерного распределения температуры по высоте. Интенсивное перемешивание и подвижность воздуха способствуют усилению процесса ассимиляции влаги, ликвидации сырости и дутья через неплотности ограждений. Эти положительные факторы наиболее удобно решаются при осуществлении воздушного отопления с сосредоточенной подачей воздуха несколькими мощными струями.
Следует, однако, иметь в виду и недостатки воздушного отопления, заключающиеся в небольшой теплоемкости по сравнению с печным или водяным отоплением и шуме, создаваемом вентиляторами, который может быть снижен уменьшением частоты вращения рабочих колес вентиляторов.
В помещениях, предназначенных для содержания молодняка птицы, и в родильных отделениях для крупного рогатого скота, допустимы системы отопления с местными отопительными приборами. Предельная температура отопительных приборов не должна быть более 95 °C. Трубопроводы и отопительные приборы системы отопления должны размещаться в местах, не доступных для скота и птицы, но необходимо иметь доступ для их очистки и дезинфекции.
Для обогрева поросят-сосунков и молодняка птицы используются системы локального обогрева. Для поросят может обеспечиваться обогрев полов, а для молодняка птицы — брудеры, устраиваемые с помощью ламп накаливания. Лампы подвешиваются на определенной высоте в зависимости от возраста молодняка. Температура воздуха, создаваемого брудерами, зависит от возраста цыплят и должна поддерживаться в пределах от 19 до 35 °C.
При устройстве систем отопления с местными отопительными приборами в качестве теплоносителя предпочтительнее горячая вода. Для калориферов воздушного отопления выгодно применять пар.
Расчетными параметрами наружного воздуха для проектирования отопления животноводческих и птицеводческих зданий являются параметры Б.
Каждое производственное животноводческое и птицеводческое здание имеет вспомогательные помещения для обслуживающего персонала. Микроклимат в этих помещениях должен поддерживаться таким же, как и в аналогичных помещениях любых промышленных предприятий.
Для иллюстрации изложенного рассмотрим, как решены вопросы отопления и вентиляции птичника, предназначенного для выращивания 50...60 тыс. цыплят от одного до 70 дней в клеточных батареях (типовой проект). Птичник (рис. 14.1) имеет 4 зала с клеточными батареями. Между каждыми двумя залами размещены вспомогательные помещения — тепловой узел, камеры приточной вентиляции, бытовые помещения. Здание снабжается теплом из центральной котельной.
Для каждого зала предусмотрено устройство системы водяного
Рис. 14.1. Птичник для выращивания 50—60 тыс. цыплят от 1 до 70 дней в клеточных батареях.
/ — радиаторы; 2 — подающая магн<* тя’п* — воздуховоды вытяжной вентиляции; 4 — воздуховоды приточной вентиляции; 5 — калориферы; 6 — клеточные батареи; 7—-тепловой узел
отопления с параметрами теплоносителя 95...70 °C. Отопительными приборами являются радиаторы, устанавливаемые у наружных стен в два яруса. Системы отопления рассчитаны на поддержание температуры внутреннего воздуха в залах +32 °C. Каждая система должна работать на полную мощность до достижения цыплятами 20-дневного возраста. От 20- до 30-дневного возраста подача теплоносителя в систему снижается на 50 %, а после 30-дневного возраста и до конца выращивания цыплят отопление полностью выключается.
Вентиляция в птичнике — приточно-вытяжная с механическим побуждением. Приточный воздух равномерно раздается вверху с одной стороны зала. Удаление воздуха производится с противоположной стороны снизу. Каждый зал оборудован двумя приточными и двумя вытяжными установками. В зависимости от необходимого воздухообмена работают одна или две приточные установки. Летом наружный воздух поступает в птичник через шахты за счет разрежения, создаваемого вытяжной вентиляцией.
14.2. ОТОПЛЕНИЕ ТЕПЛИЦ И ПАРНИКОВ
Значение свежих овощей в рационе питания человека общеизвестно. Для круглогодового снабжения населения свежими овощами создаются специализированные хозяйства, на территории которых возводятся сооружения, защищающие почву (особенно в осенний, весенний и зимний периоды) от воздействия внешних факторов, и в этих сооружениях поддерживаются условия, необходимые для успешного и круглогодичного выращивания овощных культур.
Такими сооружениями являются стеллажные и грунтовые теплицы и парники. Стеллажные теплицы используют для выращивания рассады и овощей на специальных стеллажах, устанавливаемых на высоте 0,8...0,9 м от земляного пола теплицы. Грунтовые теплицы могут быть зимними, эксплуатируемыми в течение всего года, и весенними, эксплуатируемыми только весной, летом и осенью. Светопрозрачные ограждения теплиц, эксплуатируемых круглый год, выполняют из стекла или пленки, а используемые только весной, летом и осенью—из пленки. Парники относятся к сооружениям весеннего типа и служат в основном для выращивания рассады и ранних овощей.
Необходимые температурные условия в теплицах и парниках поддерживаются с помощью систем отопления, для которых в качестве теплоносителя используют горячую воду. При технической возможности и экономической целесообразности допустимо использование газа, электроэнергии и геотермальных вод. Для обогрева парников иногда используют и биологическое топливо (навоз, домовой мусор и др.), которое благодаря биохимическим процессам, происходящим в нем, выделяет значительное количество тепла.
Помимо поддержания необходимого температурно-влажностного режима, в зимних теплицах требуется подогрев почвы, который
обеспечивается прокладкой труб системы отопления в самом грунте на некоторой глубине. Глубина заложения труб рассчитывается так, чтобы температура грунта в зоне корневой системы растений не нарушала агротехнических условий их жизни. Обычно температуру в корнеобитаемом слое почвы необходимо поддерживать на 2—3° выше температуры воздуха внутри теплицы, а на глубине 25...30 см не более 25...27 °C.
Расчет систем отопления теплиц производят из условия поддержания требуемых внутренних температур при расчетной температуре наружного воздуха (параметр Б) для холодного периода года данной местности.
Внутренние температуры воздуха в теплицах рекомендуется принимать следующими: для грунтовых теплиц +18 °C; для стеллажных выгоночных +.20 °C; для стеллажных разводочных +25 °C и для парников +15...18 °C. В зависимости от вида культуры и фазы роста выращиваемых культур приведенные значения температур могут отклоняться в ту или иную сторону.
Относительная влажность воздуха в теплицах должна поддерживаться в пределах 65...90 %, а объемное содержание СОг не должно превышать 0,35 % •
Легкие ограждающие конструкции теплиц требуют значительных расходов тепла.
Мощность, потребную для обогрева шатра теплицы и системы обогрева почвы, определяют для ночного режима эксплуатации решением системы уравнений теплового баланса, в которую входят уравнения сохранения тепла и массы (массообмен, связанный с теплообменом) для всех объемов и поверхностей сооружения, участвующих в тепло- и массообмене. Суммы потоков в уравнениях баланса являются алгебраическими.
При конструировании систем отопления теплиц необходимо обеспечивать надежность их работы, поскольку даже кратковременное снижение температуры воздуха в теплице приводит к удлинению сроков вызревания овощных культур. Поэтому в теплицах следует предусматривать автоматическое регулирование температуры и влажности воздуха, почвы и содержания СО2 в воздухе. Системы автоматики не должны допускать отклонений регулируемых параметров более следующих пределов: температура воздуха ±2 °C; относительная влажность ±5%; влажность почвы ±5 %; содержание СО2 в воздухе ±0,25' %.
Наиболее приемлемыми для теплиц являются водяные системы отопления с температурой теплоносителя не выше 130 °C, а для парников — не выше 95 °C. Особое внимание всегда следует обращать на использование отбросного тепла промышленных предприятий и ТЭЦ. Допускается для использования водяной пар, который наиболее приемлем для отопительных агрегатов воздушного отопления.
Для обогрева теплиц применяют различные системы отопления. Водяное отопление может использоваться в сочетании с воздушным. Отопительные приборы размещают у наружных вертикальных
продольных и торцовых стен. Применять можно радиаторы и гладкие трубы, располагаемые вдоль стен, под стеллажами и в верхней зоне теплиц под остеклением (рис. 14.2). Расположение греющих труб под остеклением способствует быстрейшему освобождению покрытия теплиц от снега.
Для водяного отопления теплиц должны применяться стеклянные, пластмассовые и стальные трубы с соответствующей антикор-
Рис. 14.2. Расположение греющих труб в зимней теплице:
а — грунтовая теплица; б — стеллажная теплица; / — магистральный теплопровод горячей воды; 2 — трубы для обогрева почвы
розийной защитой. Применение стальных труб для обогрева почвы не допускается.
Для обеспечения равномерного температурного поля в объеме теплицы и по площади рабочей зоны отопительные приборы размещают таким образом, чтобы суммарная мощность нагревателей, расположенных по площади рабочей зоны, составляла не менее 40 % от общей мощности системы отопления. Количественная характеристика температурного поля определяется величиной критерия т = ^р.з <
= —---------, устанавливающего связь между средневзвешенной тем-
пературой воздуха в рабочей зоне /р.3, средневзвешенной температурой воздуха у внутренней поверхности светопрозрачных ограждений /вГр и наружной температурой гн .
В качестве отопительных приборов могут использоваться трубчатые конструкции рам и связывающих их прогонов. Опыт эксплуатации подобных теплиц на овощных фабриках Москвы и Ленинграда дал положительные результаты. Схема циркуляции воды по трубам каркаса показана на рис. 14.3.
Парники просты по устройству. Они представляют собой траншеи, обрамленные деревянным коробом и уложенными по длинным сторонам деревянными брусьями (парубнями), на которые с уклоном в южную сторону укладывается деревянная остекленная рама. Траншеи заполняют песком, толщина слоя 25...30 см, поверх кото
рого насыпают такой же слой растительной, хорошо удобренной почвы. В современном исполнении деревянные парубни заменяют железобетонными, опирающимися на железобетонные стойки. Железобетонные парубни позволяют механизировать работы по очистке и набивке парников.
Для обогрева парников используют отбросные воды промпред-приятий, пар, специально подогреваемую воду, электроэнергию.
Растительный грунт и подстекольное пространство обогревают-
Рис. 14.3. Схема движения горячей воды по трубчатому каркасу теплиц
1
Рис. 14.4. Парник с водяным обогревом:
/— трубы для обогрева воздушного пространства; 2 — трубы для обогрева грунта; 3 — растительный грунт; 4 — песок
ся при помощи стальных или асбестоцементных труб, которые закладываются в песчаный слой. Перед закладкой в грунт стальные трубы тщательно покрывают антикоррозийной изоляцией. Расположение труб в парнике и общая схема трубопроводов парниковых кварталов показана на рис. 14.4 и 14.5.
Иа ночь парники закрывают специальными матами, предохраняющими их от охлаждения при ночном понижении температуры.
Потребность парников в тепле определяют из теплового баланса, в котором учитывают все теплопоступления (от теплопроводов, заложенных в грунт и прокладываемых в воздушном пространстве парника, и от солнечной радиации) и теплопотери (через ограждения, грунт в проходах между рядами парников, на нагрев инфильтрационного воздуха).
Так как парники вступают в строй обычно в марте, то за расчетную наружную температуру при определении теплопотерь принимают среднемесячную температуру наиболее холодного месяца эксплуатационного периода.
Для поддержания оптимального микроклимата в парнике нагревательные устройства следует размещать так, чтобы около 40 % теплопотерь возмещалось источниками тепла, нагревающими воздух, и около 60 % — источниками тепла, заложенными в грунт.
Рис. 14.5. Схема теплопроводов парниковых кварталов: / — парники; 2 —трубы для обогрева грунта; 3—трубы для обогрева воздушного пространства парника
Тепловой поток (Вт/м), поступающий в парник от одного метра длины каждой из труб, заложенных в грунт, определяется по формуле t __________________________/
(14Л>
где /Ср — средняя температура теплоносителя в трубе, °C; /в— температура воздуха в парнике, °C; Ro — общее сопротивление теплопередаче от теплоносителя к воздушному пространству в парнике, м • К/Вт.
Общее сопротивление теплопередаче /?0 складывается из /?в — сопротивления переходу тепла от теплоносителя к стенке трубы, /?гР — сопротивления теплопередаче грунта и Rn — сопротивления теплоотдаче от поверхности грунта к воздуху парника. Необходимо учитывать и дополнительное сопротивление теплопередаче, оказываемое уложенной рядом трубой 7?доп-
Для определения 7?гр (м • К/Вт) пользуются формулой
^ = 471п(т+/ <14-5’
Влияние находящегося рядом теплопровода /?доп (м • К/Вт) определяется по формуле
П+>- <14-6>
В формулах (14.5) и (14.6): h — глубина заложения греющей трубы в грунт, м; г—радиус наружной поверхности греющей трубы, м; s — расстояние между осями греющих труб, м; Хгр—коэффициент теплопроводности грунта, Вт/(м-К): для парниковых грунтов ХГр= 1,9 Вт/(м-К).
Величины RB, Rrp и RH определяются по известным формулам теплообмена.
Рис. 14.6. Утепленный грунт со съемно-разъемным укрытием
Температура (°C) в любой точке грунта над греющими трубами определяется по формуле
Г „ш у/НЯ + ,.101/B±E?1.
2пХгр [ у x2 + (y — h)2 у (х — s)2 + (у— h)2 J
(14-7)
где q\ — тепловой поток от трубы с более высокой температурой теплоносителя, Вт/м; <72 — тепловой поток от трубы с более низкой температурой теплоносителя, Вт/м; х — удаление точки от вертикальной плоскости, проходящей через ось трубы, по которой проходит теплоноситель с более высокой температурой, м; у — вертикальное расстояние от точки до поверхности грунта, м.
В последние годы парники начали заменять переносными пленочными укрытиями грунта, которые могут устанавливаться над обогреваемым и необогреваемым грунтом. Укрытия имеют» несколько вариантов изготовления сборного каркаса. Он может изготавливаться из листового стеклопластика, из алюминиевых труб или быть деревометаллическим. На каркас натягивается полиэтиленовая или полиамидная пленка. Для обогрева грунта под такими укрытиями следует использовать отбросную воду с температурой 40...50 °C. Для обогрева грунта могут применяться асбестоцементные трубы марки ВНД-5, которые размещаются в грунте на расстоянии 0,7 м одна от другой. На обогреваемом грунте весной и осенью выращиваются рассада, зелень и овощи. Переносное укрытие грунта с его обогревом схематично показано на рис. 14.6.
В тепличных хозяйствах находят применение специальные теплицы для круглогодичного выращивания шампиньонов. В таких теплицах поддерживается необходимый тепловлажностный режим и отсутствуют световые проемы. Сбор шампионьонов за год составляет 76...96 кг с 1 м2.
Венгерский инженер Отмар Рутнер предложил устраивать вертикальные теплицы с передвигающимися сверху вниз стеллажами. Такая теплица, имея 10 га производственной площади, способна обеспечить овощами город с населением 100 тыс. чел.
Профессор Корольков предложил создавать теплицы с горизонтальной водоналивной кровлей, использующие воду с температурой 25...30 °C, наличие которой в любом промышленном районе практически неограничено. В таких теплицах зимой и летом поддерживаются постоянные температурные условия. При устройстве водяной шубы не только сверху, но и с боков теплопотери теплицы сводятся до минимума.
Вопросы для самопроверки
1. Какие санитарно-гигиенические и зоотехнические требования предъявляются к помещениям для содержания животных и птиц?
2. Какова специфика обогрева помещений для содержания молодняка птицы?
3. Какие требования предъявляются к микроклимату в парниках и теплицах и как осуществляются в этих сооружениях системы отопления?
Глава 15
РЕГУЛИРОВАНИЕ И УСТОЙЧИВОСТЬ РАБОТЫ СИСТЕМ ЦЕНТРАЛЬНОГО ОТОПЛЕНИЯ
15.1. ИСПЫТАНИЕ, ПУСКОВОЕ И ЭКСПЛУАТАЦИОННОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ СИСТЕМ ЦЕНТРАЛЬНОГО ОТОПЛЕНИЯ
Смонтированная система отопления должна быть налажена, испытана и доведена до такого состояния, чтобы все технические показатели ее соответствовали проектным.
Прием систем отопления производится в три этапа: наружный осмотр, гидравлические испытания и испытания на тепловой эффект.
При наружном осмотре проверяется соответствие выполненных работ утвержденному проекту, правильность сборки и прочность крепления труб и отопительных приборов, установки арматуры, предохранительных устройств, контрольно-измерительных приборов, расположения спускных и воздушных кранов, соблюдение уклонов, отсутствие течи и др.
Гидравлическое испытание водоподогревателей тепловых пунктов должно производиться при давлении, равном 1,25 рабочего давления плюс 0,3 МПа. Гидравлическое испытание необходимо производить отдельно для нагреваемой и нагревающей частей. Испытательное давление должно выдерживаться в течение 5 мин, после
чего оно понижается до максимального рабочего давления, которое поддерживается в течение всего времени, необходимого для осмотра водоподогревателя.
Гидравлическое испытание систем водяного отопления производят давлением, равным 1,25 рабочего давления и составляющим не менее 0,2 МПа в самой низкой точке системы. При гидравлических испытаниях системы котлы и расширительный бак должны быть отключены от системы.
Системы парового отопления низкого давления (до 0,07 МПа) испытывают гидравлическим давлением, равным 0,25 МПа в нижней точке системы, а системы парового отопления высокого давления (более 0,07 МПа) — гидравлическим давлением, равным рабочему давлению плюс 0,1 МПа, но не менее 0,3 МПа в верхней точке системы.
Паровые и водяные системы считаются выдержавшими испытание, если в течение 5 мин нахождения их под испытательным давлением падение давления не превышает 0,02 МПа при гидравлическом испытании и 0,01 МПа при пневматическом, а в сварных швах, трубах и корпусах арматуры не обнаружено течи.
Системы отопления с бетонными греющими панелями испытываются давлением 1,0 МПа в течение 15 мин. Падение давления за это время допускается не более 0,01 МПа.
Исправное и эффективное действие тепловых узлов систем, присоединяемых к тепловым сетям, определяется в результате их непрерывной работы в течение 48 ч, причем каждый из агрегатов теплового пункта должен проработать не менее 7 ч.
Тепловые испытания систем отопления должны производиться при температуре воды в подающих магистралях не менее 60° С, если они производятся при наружных температурах выше 0° С. При осуществлении испытаний в зимнее время температура теплоносителя должна соответствовать температуре наружного воздуха, но быть не менее 50 °C при циркуляционном давлении, соответствующем проектному. Дефекты, выявленные при тепловых испытаниях, должны быть устранены регулировочными кранами, установленными у приборов, или другими методами в зависимости от причин, их вызывающих. Тепловые испытания систем отопления должны производиться в течение 7 ч.
Отклонения температуры воздуха в отапливаемых помещениях от предусмотренных в проекте не должны превышать для производственных зданий ±2°, для жилых и общественных зданий +2°, — 1° С. В помещениях с постоянным температурным режимом, оборудованных приборами автоматики, отклонения температуры не должны превышать 1°. Температура воздуха замеряется на высоте 1,5 м от пола и на расстоянии 1 м от наружной стены.
При сдаче систем представляется комплект рабочих чертежей с отметками о внесенных в них изменениях, все акты приемки скрытых работ, паспорта оборудования, акты о гидравлических испытаниях систем и оборудования тепловых пунктов и акты теплового испытания систем.
Все обнаруженные недостатки должны устраняться монтажной организацией в установленные сроки.
Основным требованием, предъявляемым к системам отопления в период их эксплуатации, является необходимость поддержания постоянной температуры воздуха в отапливаемых помещениях при любых режимах работы системы. Для соблюдения этого требования прибегают к регулированию систем, выражающемуся в пода
че к отопительным приборам потребных количеств тепла при соответствующих наружных температурах.
Регулирование может быть центральным и местным.
Под центральным регулированием понимается изменение теплоотдачи отопительных приборов в соответствии с потребностью отапливаемых помещений; Такое регулирование осуществляется изменением температуры теплоносителя в тепловом центре системы теплоснабжения и называется центральным качественным. Качественное регулирование производится по специальным графикам отпуска тепла потребителям, особенность составления ко-
Рис. 15.1. Отопительный график: tH — температура наружного воздуха, °C; Тт—температура теплоносителя, °C
торых подробно рассматривается в курсе «Теплоснабжение».
График центрального качественного регулирования представлен на рис. 15.1. По этому графику определяют температуры горячей и обратной воды, которые должны поддерживаться в системе отопления при соответствующих наружных температурах. График, приведенный на рис. 15.1, составлен для расчетной наружной температуры — 25 °C.
В тех случаях, когда в тепловом центре вырабатывается тепло для удовлетворения потребностей не только отопления, но и вентиляции, горячего водоснабжения и технологических потребностей и каждый из этих потребителей требует своих особенностей регулирования, то график центрального регулирования несколько ви
доизменяется и должен дополняться местным регулированием, специфичным для каждого потребителя тепла.
Помимо регулирования качества, т. е. температуры теплоносителя, может осуществляться и количественное регулирование путем изменения расхода теплоносителя.
При применении качественного и количественного регулирования совместно получают смешанное регулирование.
Местное (индивидуальное) регулирование осуществляется вручную кранами, устанавливаемыми у приборов, или специальными автоматическими устройствами.
Необходимость местного регулирования, помимо причин, изложенных выше, вызывается дополнительными бытовыми тепловыде-
лениями, инсоляцией, различной тепловой инерцией помещений, желаниями абонента и другими факторами.
Следует иметь в виду, что любой метод регулирования зависит от инерционности как системы отопления, так и обогреваемого помещения, благодаря чему результат регулирования всегда отстает по времени.
В течение всего отопительного сезона необходимо производить мелкий текущий ремонт систем отопления (исправление изоляции, подкрашивание труб и приборов, устранение мелких течей, ревизия регулирующих кранов и др.).
После окончания отопительного сезона устраняются все обнаруженные крупные неисправности, просматривается запорная арматура, система промывается и оставляется заполненной водой до начала следующего отопительного сезона. Это необходимо делать для предотвращения коррозии внутренних поверхностей труб. Вода, оставляемая в системе на летний период, должна быть прогрета до 95 °C для удаления из системы воздуха.
Перед началом отопительного сезона необходимо провести пробный нагрев системы для выявления мелких дефектов. После их устранения начинают нормальную эксплуатацию системы.
При внимательном уходе и своевременных ремонтах системы водяного отопления могут работать 50 и более лет. Срок службы паровых систем до 25 лет.
При эксплуатации систем парового отопления количество тепла, подаваемого в единицу времени, вследствие стабильности давления пара является постоянным, рассчитанным на удовлетворение потребностей в тепле при расчетных условиях. В условиях же, отличных от расчетных, для предупреждения перегрева помещений прибегают к регулированию «пропусками». При таком регулировании пар в отопительные приборы подается периодически, но с таким расчетом, чтобы суточное количество тепла, подаваемого в помещения, соответствовало потребному для данных условий. Необходимая продолжительность подачи тепла потребителям определяется в этих случаях по формуле:
п = 24-^т-> (15.1)
где п — продолжительность подачи тепла в сутки, ч; /в — внутренняя температура воздуха помещения, °C; tH — наружная расчетная температура (параметр Б), °C; t'H — наружная температура, для которой определяется продолжительность подачи тепла, °C.
В целях снижения резких колебаний температуры между периодом натопа и охлаждения помещений подача пара может производиться в несколько приемов при сохранении потребного времени работы системы п (ч).
15.2. ГИДРАВЛИЧЕСКАЯ И ТЕПЛОВАЯ УСТОЙЧИВОСТЬ РАЗЛИЧНЫХ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ
Расчет любой системы отопления и определение количества циркулирующей в ней воды производится для режима максимальной тепловой нагрузки. Однако в связи с изменением внешних условий, тепловая нагрузка системы меняется и расчетный тепловой режим неизбежно нарушается.
Способность системы отопления сохранять постоянство расхода воды на каждом из ее участков при нарушении расчетного режима или пропорционально изменять расход на всех участках при изменении общего расхода называют гидравлической устойчивостью системы.
При необходимости изменения теплового режима системы производят качественное регулирование, изменяя параметры теплоносителя при сохранении его количества.
Способность системы к пропорциональному изменению теплоотдачи всех отопительных приборов при изменении параметров теплоносителя называют ее тепловой устойчивостью.
Наиболее эффективна система, обладающая как тепловой, так и гидравлической устойчивостью.
Показателем гидравлической устойчивости системы служит отношение расхода на любом из участков системы при переменном режиме к расчетному расходу. Для гидравлически устойчивых систем этот показатель равен единице, а для систем, не обладающих гидравлической устойчивостью, он может быть больше или меньше единицы либо равен нулю, что будет означать полное прекращение циркуляции.
Тепловая и гидравлическая устойчивость систем зависит от их конструктивных особенностей и от способа регулирования их тепловой мощности. Оптимальным режимом работы систем считается такой, при котором обеспечивается теплоотдача приборов, соответствующая расчетной или пропорциональная ей. Отклонения от оптимального режима называют разрегулировкой системы. Различают вертикальную разрегулировку, характеризуемую неравномерностью теплоотдачи отопительных приборов по этажам, и горизонтальную—при неравномерной теплоотдаче приборов в пределах одного этажа.
Разрегулировка систем отопления может возникать при периодическом отклонении приборов, стояков вследствие особенностей режима отопления помещений или ремонта, дросселирования приборов при индивидуальном регулировании, а также при нарушении теплоизоляции труб, засорении отдельных участков, завоздушива-нии системы и ряде других причин.
Наиболее устойчивыми в работе являются системы отопления с естественной циркуляцией, обладающие способностью саморегулирования. Действующее давление в этих системах зависит от высоты расположения прибора над генератором тепла и разности плотностей горячей и обратной воды. Количество воды, циркули
рующей в таких системах, изменяется в зависимости от величины разности давлений в том или ином циркуляционном кольце. Если в какой-либо из приборов поступает недостаточное количество воды, то остывание ее будет большим, естественное давление в этом кольце увеличится, что повлечет за собой увеличение количества циркулирующей воды. Такое явление может быть и обратным.
В двухтрубных системах всегда возможно отставание в прогреве приборов нижних этажей, давление в циркуляционных кольцах которых всегда меньше, чем в кольцах приборов верхних этажей. Устранение этого недостатка возможно при тщательном расчете системы с применением для верхних этажей регулировочных кранов повышенного сопротивления.
Стояк однотрубной вертикальной системы можно рассматривать как общий прибор, так как вода проходит через приборы последовательно и действующее естественное давление для всего стояка является как бы средним от величин давлений каждого из приборов. Поэтому при тщательном расчете однотрубной вертикальной системы с естественной циркуляцией теплоносителя она будет обладать такою же способностью к саморегулированию, как и система двухтрубная.
Иное положение наблюдается в системах с искусственной циркуляцией теплоносителя. В этих системах искусственное давление, создаваемое насосом, постоянно, а величина естественного давления зависит от температуры теплоносителя.
Наличие естественного давления в системах с искусственной циркуляцией, режим которых изменяется по графику качественного регулирования, приводит хотя и к небольшому, но количественнокачественному регулированию (рис. 15.2). На рис. 15.2 совмещены характеристики насоса, системы отопления и естественного давления.
Для систем отопления с собственной котельной или систем, присоединенных к тепловым сетям по независимой схеме, прирост количества циркулирующей воды ДУ, хотя и в небольшрй степени, но сказывается на их работе. В системах же с элеватором, имеющим постоянный коэффициент подмешивания, естественное давление на изменение расхода воды влияния не оказывает, так как оно ие сопоставимо с давлением, развиваемым сетевыми насосами.
Из практики проектирования известно и видно на примерах, приведенных в предыдущих главах, что в двухтрубных системах почти всегда остаются непогашенными давления в кольцах приборов верхних этажей. Эти невязки давлений особо ощутимы в системах с верхней разводкой и тупиковым движением теплоносителя, и бывают тем больше, чем меньше нагрузка стояка. Это значит, что в двухтрубной системе из-за отсутствия труб малых диаметров и соответствующей регулировочной арматуры повышенного сопротивления уже в самом проекте заложена возможность вертикальной разрегулировки ее, увеличивающаяся после монтажа и пуска системы вследствие отклонения действительной величины естественного давления от расчетной.
В двухтрубных системах с тупиковым движением теплоносителя вследствие трудности увязки дальних и ближних циркуляционных колец появляется и горизонтальная разрегулировка, усугубляющаяся переменностью естественного давления.
В двухтрубных системах с попутным движением воды устранение горизонтальной разрегулировки может быть достигнуто тщательным расчетом, но и в этих системах от вертикальной разрегулировки избавиться почти не удается.
Рис. 15.2. Влияние естественного давления на увеличение объема воды, циркулирующей в системе отопления:
/ — характеристика естественного давления; II — характеристика циркуляционного насоса; III — характеристика системы отопления
Рис. 15.3. Схема системы отопления к расчету разрегулировки
При использовании кранов, устанавливаемых у приборов, как горизонтальную, так и вертикальную разрегулировку можно устранить, но это оказывается возможным только для определенного режима работы системы. При переходе на другой режим изменяющееся естественное давление снова нарушает четкость работы системы.
Переменность естественного давления сказывается и на устойчивости работы однотрубных систем, но в значительно меньшей степени. Гидравлическая устойчивость однотрубных систем повышается с увеличением этажности здания.
В результате теоретического анализа и практической проверки работы различных систем отопления установлено следующее:
а) системы с попутным движением воды по сравнению с тупиковым имеют большую гидравлическую устойчивость;
б) из числа систем с тупиковым движением теплоносителя лучшую гидравлическую устойчивость имеют системы с большим количеством веток;
в) тепловая устойчивость двухтрубных систем отопления с нижней разводкой выше тепловой устойчивости систем с верхней разводкой, а однотрубные системы по устойчивости работы при переменных режимах более совершенны, чем системы двухтрубные.
Анализ устойчивости работы систем отопления с искусственной циркуляцией относительно горизонтальных разрегулировок при переменных режимах удобно производить, используя предложенный проф. П. Н. Каменевым метод перемещения единицы расхода (см. § 4.7 гл. 4).
В качестве примера использования этого метода рассмотрим систему водяного отопления, имеющую пять стояков с нагрузкой до 300 кг/ч на каждый стояк. Общий расход воды в системе 1200 кг/ч (рис. 15.3).
При постоянных расчетных расходах, постоянных диаметрах и конфигурации трубопроводов приведенные длины и удельные потери на участках при пропуске единицы расхода являются величинами постоянными.
Гидравлические постоянные каждого из участков 1, 2, 3, 3', 5, 5' и 7 условно принимаем равными единице. Определим гидравлические постоянные для участков 4 и 6.
Стояки 1 и 2 имеют одинаковые расходы и равные потери давления. Гидравлические постоянные их тоже равны: «!== s2, ₽i = ₽2 = = 0,5.
Давление в точке а
Ра = SiPi = s202 = 1,0 • 0,52 = 0,25.
Гидравлическая постоянная участков 3 и 3' задана и равна 2.
Гидравлическая постоянная рассмотренных участков, отнесенная к точке б,
5б — Ра Ч~ 8з = 0,25 2 = 2,25.
ент
Учитывая, что к узлу б подводится 900 кг/ч воды, коэффици-
й 600
Р3 900
= 0,67. Гидравлическую постоянную стояка 3 находим
з формулы (4.35):
£>4 — S(j
-j«-Y = 2,25f-0^-y = 9.
₽з/ \1—0.67/
Гидравлическая постоянная сети в точке в:
s, = s6fo2 + S5 = 2,25 • 0,67® + 2 = 3,01;
р = = 0,75.
15 1200
Гидравлическая постоянная стояка 4 (участок 6) должна быть
Гидравлическую постоянную системы получаем равной Sc = s9p| + s7 = 3,01 • 0,752 + 1 = 2,69.
Теперь рассмотрим, что произойдет в системе, если при регулировании теплоотдачи приборов абонентами в стояк 3 будет заходить только 100 кг/ч.
Так как гидравлические постоянные стояков 1 и 2 остались неизменными, то все гидравлические постоянные до стояка 3 также не меняются. Гидравлическая постоянная в точке б будет s6 = 2,25, но коэффициент Рз получит значение ~~~^°100 =0,96 и гидравлическая постоянная стояка 3 окажется равной
s4 = 2,25'- 0,86 ? = 37,8. \ 1 — 0,86/
Гидравлическая постоянная участков Л 2, 3, 4 и 5, отнесенная к точке в, получит значение
Se = 2,25 • 0,862 + 2 = 3,67, а = 0,7.
1000
Гидравлическая постоянная стояка 4 г , П 7 2
s6 =•= 3,67 (—j =20,1. ' 1—0,7/
Гидравлическая постоянная всей системы
Sc = 3,67 • 0,72 + 1 = 2,8.
Допуская, что при небольших изменениях в конфигурации (схеме) сети трубопроводов мощность на валу насоса остается постоянной, и сопоставляя уравнение мощности насоса при разных режимах работы с уравнением (4.23), получим формулу для определения расхода при изменении гидравлической постоянной сети
з / s
G' = Gy (15.2)
где значения G и sc относятся к расчетным условиям, а С и sc — к условиям, создающимся при изменении режима работы системы.
Для нашей задачи новый расход в системе
G' = 1200-|3/..?2б9'= 1182 кг/ч.
V 2,80
Распределяя полученное количество воды по стоякам в соответствии с найденными коэффициентами р, получим:
G4 = 1182(1 —0,7) = 354,6 кг/ч; 354 ’6 ~-300.100 = 4-18,2 %;
х ’ 300
G." •= 100 кг/ч — величина заданная;
G, = Gj = -1--- ~ (-54’6-+ 100) = 363,7 кг/ч;
2
-363’7~300 100 = 4-21,2 %.
Как видим, разрегулированию подверглась вся система отопления. В дальних стояках разрегулировка оказывается большей, чем в стояке, наиболее близком к главному, хотя, казалось бы, должно произойти обратное.
Все сказанное о наладке, регулировании и разрегулировке систем водяного отопления в равной степени относится и к системам воздушного отопления.
Как видно из изложенного, обычными методами регулирования добиться устойчивой работы систем отопления при переменных режимах их работы является задачей весьма сложной и практически неразрешимой. Наиболее эффективная и экономичная работа систем отопления возможна лишь при автоматическом управлении ими.
Автоматическое регулирование в системах отопления применяется для осуществления контроля за уровнем воды в расширительных сосудах, регулирования давления воды в системах подпиточными насосами, контроля за расходом воды и ее температурой, контроля за температурой воздуха в помещениях и поддержания ее в требуемых пределах.
Вопросам автоматического и дистанционного управления работой отопительных установок уделяется серьезное внимание. Уже имеется значительное количество автоматизированных промышленных и отопительных котельных установок, работающих на газовом топливе, автоматизируются абонентские отопительные вводы с учетом поддержания требуемой температуры в помещениях. Намечается дальнейшее распространение и более широкое применение приборов автоматического контроля и регулирования.
Для более глубокого ознакомления молодых специалистов по теплогазоснабжению и вентиляции с вопросами автоматического регулирования и управления в планах обучения предусматривается специальный курс основ автоматики и автоматизации систем теп-логазоснабжения и вентиляции, в котором затронутые вопросы излагаются более подробно.
В заключение следует отметить, что в настоящее время многие расчеты отопительных установок тоже автоматизируются путем использования для этих целей электронно-вычислительной техники.
Вопросы для самопроверки
1. Каков порядок приемки систем отопления от монтажных организаций?
2. Что означают термины «качественное регулирование» и «регулирование пропусками»?
3. Какие факторы влияют на гидравлическую и тепловую разрегулировки?
4. Каковы характерные признаки вертикальной и горизонтальной разрегулировок систем водяного отопления?
5. Какие из систем отопления являются наиболее устойчивыми в отношении разрегулировок?
Глава 16
МЕСТНОЕ ОТОПЛЕНИЕ
16.1. ПЕЧНОЕ ОТОПЛЕНИЕ
Несмотря на применение систем центрального отопления во всех строящихся многоэтажных зданиях городов и поселков городского типа отопление зданий комнатными печами наряду с поквартирными системами отопления находит применение в одно- и двухэтажных зданиях любого назначения, особенно во вновь строящихся одноэтажных жилых домах в сельской местности. Следует отметить, что из общего количества тепла, расходуемого на отопление жилых зданий в стране, около 40 % приходится на долю комнатных печей.
Достоинство печного отопления — это возможность сжигания любых видов топлива, незначительный расход металла на устройство печей и простота эксплуатации.
Его недостатки: пожарная опасность, загрязнение помещений вносимым топливом и удаляемой золой, необходимость наличия площадей для хранения топлива, суточные колебания температуры воздуха в помещениях, плохой прогрев низа помещений, опасность отравления окисью углерода при неправильном уходе за печью; печи громоздки и занимают полезную площадь помещений.
Однако отопительные печи будут находить применение, по-видимому, еще длительное время.
Отопительные печи делят па две группы: печи нетеплоемкие и теплоемкие.
Нетеплоемкие — это печи металлические, используемые в основном как времянки.
Теплоемкими называют печи, активный, т. е. аккумулирующий тепло, объем которых составляет 0,2 м3 и более.
Кроме теплоемких печей, находят применение печи повышенного прогрева. Это печи значительно меньшей массы и габаритов, на отдельных участках поверхности которых допускается кратковременное повышение температуры до 120 °C, при средней температуре всей поверхности печи не выше 90 °C. Применение таких печей позволяет осуществить их заводское изготовление и применить более качественную отделку поверхности.
Такие недостатки печей, как неравномерность теплоотдачи во времени и необходимость в значительных массивах для аккумуляции тепла приводят к созданию печей длительного и непрерывного горения. У первых загруженная порция топлива сгорает в течение 6...8 ч, а у вторых устраивается загрузочная шахта, вмещающая запас топлива, рассчитанный на сгорание в течение 20...25 ч. Увеличение времени сгорания топлива достигается уменьшением количества подаваемого воздуха при использовании топлив с малым
выходом летучих. Для топлив с большим выходом летучих удовлетворительных решений, удлиняющих процесс горения, еще не найдено.
Печи длительного и непрерывного горения имеют небольшие объемы, но имеющиеся конструкции таких йечей широкого применения пока не находят, так как их работа полностью зависит от качества топлива.
К отопительным устройствам относятся кухонпые плиты с отопительным щитком и без него.
Отопительный щиток аккумулирует тепло в период топки плиты, но может иметь и самостоятельный подтопок.
Основными элементами печи являются топливник с колосниковой решеткой и зольником (поддувалом), дымовые каналы с развитой поверхностью и дымовая труба. Топливник и дымовые каналы выкладывают из кирпича (или формуют из жаростойкого бетона при заводском изготовлении печей), который является массивом, обеспечивающим способность печи аккумулировать тепло в период топки и отдавать его помещению в период между топками.
Дымовые каналы могут
Рис. 16.1. Системы дымооборотов в печах:
а — последовательные дымообороты; б — параллельные дымообороты; в — печь с нижним обопэевом; г — беска-нальная печь; д — бесканальная печь
с нижним обогревом; е — печь с воздухонагревательными камерами
соединяться последовательно и параллельно, быть одно-, двух- и многооборотными. Находят применение печи бесканальиые и печи
с нижним обогревом, у которых дымовые каналы проходят ниже топливника (рис. 16.1).
Различают печи тонкостенные (толщина стенки топливника
до 12 см, а прочих до 7 см) и толстостенные (толщина стенок 12 см и более).
Печи могут быть одноэтажными и двухэтажными с располо
жением массива печи в двух этажах, но с топливником в первом или подвальном этаже, и многоярусными, когда две печи располагаются одна над другой и каждая из них имеет свой топливник.
По отделке внешней поверхности и по форме в плане печи различают: изразцовые, оштукатуренные, в металлическом футляре,
прямоугольные, круглые и угловые.
Печи могут собираться из мелких элементов (кирпич) и быть сборно-блочными, состоящими из 4—5 крупных блоков, устанавливаемых при сборке печи один над другим.
Дым от печей может отводиться через насадную трубу, устанавливаемую непосредственно на печь, или коренную, располагае
мую вблизи от печи или рядом с нею, а также в виде дымового канала в капитальной стене здания.
При конструировании новой печи подлежат расчету и проверке все ее элементы — топливник, колосниковая решетка, дымоходы, теплоотдающая и тепловоспринимающая поверхности и масса печи.
Конструкция печи должна быть такой, чтобы при топке ее два раза в сутки соблюдалось следующее уравнение теплового баланса:
122а/7 = Qbht = тс(12 — z)Af, (16.1)
где У, aF — средняя часовая теплоотдача наружными поверхностями печи в пределах ее активной высоты, Вт; а — средний коэффициент теплоотдачи наружной поверхности печи, Вт/м2; а = 450 .. .700 Вт/м2; F — теплоотдающая поверхность печи, м2; QBH— среднечасовой тепловой поток, воспринимаемый внутренними поверхностями печи, которые смываются дымовыми газами (поверхности топливника и газоходов), Вт; т — продолжительность топки, ч (зависит от вида топлива и тепловой мощности печи); т — активная масса печи, участвующая в аккумуляции тепла, кг; с — удельная теплоемкость материала активной массы печи, Дж/(кг • К); Ы— перепад температуры массива в максимально разогретом состоянии и к началу следующей топки, °C; для толстостенных печей Ы = 80 °C.
Активной высотой печи считается:
а) расстояние по вертикали от колосниковой решетки или от дна дымооборота до верхней плоскости перекрыши при толщине перекрыши не более 140 мм;
б) расстояние по вертикали от колосниковой решетки или от дна дымооборотов до нижней плоскости перекрыши при толщине перекрыши более 140 мм. '
При высоте печи не более 2,1 м теплоотдающей поверхностью считается и перекрыша печи. Дно печи (у времянок) считают теплоотдающей поверхностью, если с одной стороны оно омывается воздухом помещения, а с другой — горячими газами.
Размеры топливника печи, колосниковой решетки определяют так же, как и размеры любых топочных устройств. Скорость движения дымовых газов в каналах печи принимают в пределах 1...2 м/с.
Поперечное сечение канала дымовой трубы должно быть не менее: при печах с теплоотдачей до 3500 Вт — 140X140 мм; от 3500 до 5200 Вт— 140X190 мм; от 5200 до 7000 Вт— 140x270 мм и более 7000 Вт — 190X270 мм.
Высота дымовой трубы от колосниковой решетки до устья должна быть не менее 5 м. Для предотвращения опрокидывания тяги при ветре устье дымовой трубы должно располагаться на высоте, показанной на рис. 16.2.
Рекомендуемые для строительства конструкции отопительных печей проходят испытания, снабжаются техническим паспортом и приводятся в каталогах или альбомах. Данные о печах сообщают
ся в виде, приводимом в табл. 16.1, или с подробными порядковы ми планами кладки печи и необходимыми разрезами (рис. 16.3).
При проектировании печного отопления потери тепла отдель ними помещениями определяются методом, изложенным в гл. L В качестве наружной температуры принимается температура наи более холодной пятидневки (параметр Б для холодного периода года).
Рис. 16.2. Расположение устья дымовой трубы относительно конька крыши
Выбор отопительных печей для этих условий производят п< их часовой теплоотдаче при двухразовой топке в сутки с отклони ниями до ±15 %. Преимущество следует отдавать сборно-блочны\ и монолитным печам с нижним обогревом. Количество устанавль ваемых в здании печей должно быть минимальным. Разрешается обогрев одной печью трех помещений.
Печи следует располагать у внутренних капитальных стен для возможности размещения в них дымоотводящих каналов. Каждая
печь должна иметь отдельный дымоход. При наличии коридоров печи следует устанавливать таким образом, чтобы их топка могла производиться из коридора. На планах здания необходимо указывать размеры, точно устанавливающие расположение печей в помещениях.
При подборе печей необходимо учитывать условия их установки и изменение теплоотдачи в связи с закрытием части поверхности разделками или ухудшение теплоотдачи наличием отступок. Поправочные коэффициенты, которые необходимы для уточнения средних коэффициентов теплоотдачи поверхности печи, приведены в табл. 16.2.
После подбора и расстановки печей необходимо проверять величину амплитуды колебания температуры воздуха отапливаемого помещения в период между топками At, которую определяют по формуле
At =2W)<±2,5 °С’ (16-2)
где М — коэффициент неравномерности теплоотдачи печи по времени при двух топках в сутки, представляющей отношение амплитуды колебания теплоотдачи печи к средней теплоотдаче печи (см. табл. 16.3); q — теплоотдача печи, Вт; В — коэффициент теп-лопоглощения соответствующей поверхности ограждения, Вт/(м2-К); F — поверхность соответствующего ограждения, м2.
Величина At в формуле (16.2) принята 2,5, а не 3,0 °C, как это требуется, потому что при переходе на одноразовую в сутки топку при повышении наружной температуры At несколько увеличивается.
Неудовлетворительный результат при подсчете по формуле (16.2) указывает, что печь с теплоотдачей q и коэффициентом не-
20
Рис. 16.3. Отопительная печь с теплоотдачей 2790 Вт при топке два раза в сутки
Табл. 16.1. Характеристика некоторых отопительных печей
Марка печи Номер стенки Теплоотдача при двух топках в сутки, Вт Коэффициент неравномерности теплоотдачи М План печи (размеры в мм)
ОЦФ-1
930
815
1745
/7--2360ми; т =1600Кг; M--Q25
770 I
I II III
IV
780
605
800
605 2790
0,25
ЛТ
ОПТ-9 I
II
III
IV
930 1060
930
1060
3980
0,19
Н=2310им, т =3670кг, М=0,19
ОПТ-5
I II III
IV
480
1050
550
1050
3130
0,20
О’
№ 4
равномерности теплоотдачи М непригодна для данного помещения и ее следует заменить печью с такой же теплоотдачей, но иным М, т. е. печью с большим или меньшим активным объемом.
При определении знаменателя в формуле (16.2) учитывается теплопоглощение всеми ограждениями помещения — внутренними и наружными. Для конструкций массового применения значения В приводятся в справочной литературе. При отсутствии таких данных значение В находят по методам и формулам, излагаемым в курсе строительной теплофизики при рассмотрении вопросов теплоустойчивости зданий и ограждений.
При установке отопительных печей необходимо строго соблю-
Табл. 16.2. Коэффициенты снижения теплоотдачи поверхностями печн, обращенными в отступки
Наименование поверхностей печи Размер отступок, камер, перекрыши Поправочный коэффициент
Отступки и Шириной 130 мм и более, открытые с обеих сторон 1,0
воздушные камеры Шириной от 70 до 130 мм, открытые с обеих сторон 0,75
Закрытые с боков и дна, с нижней решеткой н открытые сверху 0,75
Закрытые, с нижней и верхней решетками 0,5
Закрытые с боков, но открытые вверху и внизу 1,0
Перекрыта При толщине 140 мм и менее 0,75
при высоте При толщине свыше 140 мм и до 210 мм включи-
печи 2,1 м тельно 0,5
и менее
Табл. 16.3. Значение коэффициента неравномерности теплоотдачи печи в зависимости от толщины стенок печи
Активный объем печи, м8 Коэффициент неравномерности теплоотдачи Л1 при толщине стенки
топливника и прочих 70 мм менее топливника более 70 мм и до 120 мм и меиее топлнвннка и про* чих 120 мм и более
0,20 1,00
0,25 0,90 — ——
0,30 0,85 — ——
0,40 0,80 0,65 —
0,60 — 0,60 0,50
0,80 — 0,50 0,40
1,00 — 0,45 о.зо
1,20 0,40 0,25
1,40 0,36 0,21
1,60 — 0,34 0,18
1,80 — 0,32 0,16
2,00 — 0,31 0,14
2,20 — 0,30 0,13
2,60 — 0,28 0,12
3,00 — 0,26 0,11
Примечание. При антраците коэффициент М уменьшается на 25%.
дать правила пожарной безопасности. Главнейшими из них являются:
а) устройство горизонтальных и вертикальных разделок, представляющих собой слой из несгораемых материалов между горячими дымовыми газами и сгораемыми частями здания; толщина кирпичной разделки должна быть не менее 38 см; такие разделки устраиваются при установке печей в проемах стен и при проходе дымовых труб через перекрытия; на чердаках и кровлях между
дымовой трубой и деревянными частями здания разделки не делают, а оставляют промежуток не менее 10 см;
б) при установке печей вблизи сгораемых стен необходимо устраивать отступки не менее 130 мм, а стену предохранять от возгорания двумя слоями войлока, пропитанного глиняным раствором, и поверх него — двумя слоями штукатурки или кровельной сталью; при закрытой отступке войлок закрывают кирпичной облицовкой толщиною 7 см; отступки могут быть закрытыми с боков, но с обязательной установкой вентиляционных решеток;
в) на деревянных полах перед топочной дверцей прибивается лист кровельной стали размером 500X700 мм, закрывающий пол и плинтус; при расположении топочных дверок от оштукатуренной или деревянной стены на расстоянии менее 300 мм к стене необходимо прибить лист кровельной стали по войлоку, пропитанному глиняным раствором;
г) устройство горизонтальных боровов на чердаке не допускается; при необходимости они могут устраиваться только внутри помещений и не более 2 м длины; дымовые трубы в пределах чердака должны быть побелены;
д) промежуток от верха перекрышки печи до сгораемого перекрытия должен быть не менее 350 мм.
Пример. В жилом доме (рис. 16.4) требуется устроить печное отопление. Стены дома из брусков толщиной 0,15 м оштукатурены изнутри (В=3,51), пол над холодным подпольем из досок 0,04 м (В=3,0), чердачное перекрытие деревянное, оштукатуренное, с накатом из горбылей, утепленное слоем шлака, толщиной 0,1 м (В = 4,3). Окна двойные площадью 1,5 м2 каждое, а в коридоре 0,9 м2 (В = 2,67), двери одинарные площадью 1,6 м2 (В = 2,9). Внутренние стены
Рис. 16.4. Расположение печей в доме (к примеру расчета)
дощатые, оштукатуренные (5 = 4,2). Расчетная наружная температура —25 °C. .Температуры внутренние: жилая комната +18°, кухня +15°, коридор +16 °C. Топливо для печей — дрова. Величина теплопотерь каждым помещением показана на рис. 16.4.
Решение. Исходя нз данных о потерях тепла каждым помещением к установке на кухне принимаем плиту с духовым шкафом и щитком (по альбому АКХ) размерами (мм) 1400X1020X770 (й)+2310 (йщ). Теплоотдача плиты 700 Вт л щитка 2400 Вт. Плита устанавливается так, чтобы щитком обогревался и коридор.
К установке в жилой комнате принимаем печь с нижним обогревом и теплоотдачей 3980 Вт (см. табл. 16.1, печь ОПТ-9) размерами (мм) 1020Х890Х Х2310 (Л) с коэффициентом неравномерности теплоотдачи М=0,19.
Печь в жилой комнате устанавливается с отступкой от стены. Отступка предусматривается открытой сверху и закрытой с боков, но с нижними решетками. Учитывая коэффициент снижения теплоотдачи поверхностей, обращенных в от-ступки (табл. 16.2), получаем, что общая теплоотдача печи с учетом условий ее установки
9 = 930+1060+930+1060 • 0,75=3715 ВТ,
т. е. на 9,2 % больше требуемой, что вполне допустимо.
Суммарная теплоотдача принятых к установке печей составляет 6815 Вт при теплопотерях 6050 Вт. Превышение теплоотдачи печей находится в допустимых пределах н легко регулируется уменьшением количества топлива, сгораемого в печах.
Проверим амплитуду колебания температуры в жилой комнате.
Площадь наружных стен за вычетом окон:
5= (4,2 + 4,2+4,7)2,7-1,5 -2 = 35,4 м2;
55= 3,51 -35,4=124.
Внутренняя перегородка: 5=4,27 • 2,7— 1,6= 11,1 м2; 55=4,2 • 11,1 =46,6; дверь: BF = 1,6 • 2,9 = 4,6; окна: BF = 1,5 • 2 • 2,67 = 8,0; потолок: F—4,7 • 4,2= 19,7 м2; BF = 19,7-4,3=84,5; пол: 5=4,7-4,2=19,7 м2; 55= 19,7 • 3,0=59. 255 = 326,7.
Амплитуда колебания температуры в помещении
, 0,7Mq 0,7-0,19-3715
А' = ------5^---------- i.s <з-с.
что свидетельствует о полном соответствии выбранной печи для жилой комнаты.
16.2. ГАЗОВОЕ ОТОПЛЕНИЕ
Термин «газовое отопление» следует признать не совсем удачным, так как непосредственно природным или искусственным газом помещения не отапливаются. Горючий газ является только топливом, которое может сжигаться в любых приборах, служащих для обогрева помещений. При этом для отопления допускается применять только такие устройства, из которых продукты сгорания газа отводятся в атмосферу. Отопление производственных, а тем более жилых помещений путем подачи продуктов сгорания газа непосредственно в отапливаемые помещения запрещено, так как воздух помещений, загрязненный окисью углерода, окислами азота и смолистыми веществами, в составе которых имеются и канцерогенные вещества, может нанести серьезный вред здоровью людей.
Специальные местные газовые отопительные приборы, выпускаемые нашей промышленностью, имеют ряд преимуществ по сравнению с системами центрального отопления, а именно: небольшие
первоначальные затраты, малый расход металла, высокий кпд отопительных приборов, доходящий до 80—85 %, небольшая стоимость эксплуатации и простота обслуживания.
К недостаткам, связанным с применением газа для отопления помещений, следует отнести необходимость устройства каналов для отвода продуктов сгорания, возможность поступления продуктов сгорания в отапливаемые помещения при отсутствии приборов автоматики, пожаро- и взрывоопасность.
Рис. 16.5. Газовая отопительная печь АКХ-СМ-1
При использовании газа в качестве топлива в районах существующей застройки с печным отоплением топливник комнатных печей должен быть переделан на газовый с кирпичной насадкой и с установкой трубчатых газовых эжекционных горелок. При расходе газа до 2,5 м3/ч поддувальное отверстие должно иметь сечение не более 40 см2 с заслонкой для регулирования разрежения в топке в пределах от 2 до 20 Па.
При новом строительстве следует применять специальные отопительные газовые печи АКХ-СМ-1 тепловой мощностью 2000 Вт, АКХ-СМ-2 мощностью 4300 Вт или печь АКХ-14, тепловая мощность которой при двух топках в сутки составляет 2600 Вт. Эти печи, специально запроектированные для работы на газе, экономичнее обычных комнатных печей, переводимых на газовое топливо.
Печь АКХ-СМ-1 (рис. 16.5) имеет корпус 7 из стандартной асбестоцементной трубы, который снизу и сверху закрыт термоизолированными штампованными крышками 6. В нижней зоне печи устанавливаются горелка непрерывного действия 2 и металличе
ский патрубок 1 для подачи воздуха в топливник. Для контроля за горением имеется лючок 9 со стеклом. Над горелкой расположена металлическая камера 8, образующая по периметру печи концентрический канал для прохода газов. В верхней зоне печи продукты сгорания попадают в газосборник, из которого через стальной соединительный патрубок 4 направляются в асбестоцементный газоход 3. Перед выходным патрубком 4 установлена заслонка 5 для
А-А
57/7 г 77/7, ^4 Рис. 16.6. Газовая отопительная печь АКХ-14
регулирования подачи воздуха в печь. Топливник не футеруется. Печь устанавливается без фундамента.
Печь АКХ-СМ-1 снабжается терморегулятором, который устанавливается в отапливаемом помещении на подводящем газопроводе и обеспечивает постоянство температуры внутреннего воздуха с отклонениями не более ± 1°.
Печь АКХ-СМ-2 по габаритам и конструкции несколько отличается от печи АКХ-СМ-1.
Печь АКХ-14 кирпичная (рис. 16.6). Топливник 2 печи при установке горелок непрерывного горения 1 выполняется из крас-
ного кирпича, а при горелках периодического действия — из огнеупорного. Дымовые каналы в печи образуются кирпичами 3, поставленными в три яруса один над другим, и рассекателями 4, направляющими продукты сгорания к боковым стенкам. Над верхним сборным дымоходом установлен тягопрерыватель, предохраняющий печь от избыточной и обратной тяги. Через прерыватель происходит постоянная вентиляция помещения. Устанавливать печь следует так, чтобы топливник был обращен в кухню или коридор.
В качестве приборов местного отопления рекомендуются к применению устройства малой теплоемкости — автоматический газовый воздухонагреватель «Огонек» (НИИСТ Госстроя СССР), отопительный камин «Луч» (Саратовский институт Гипрониигаз) и другие.
Достоинство прибора «Огоцек» в том, что выброс продуктов сгорания осуществляется непосредственно наружу без дымоходов. Прибор предназначается для установки под окном, но не исключается установка и в других местах у наружных стен. Теплопроиз-водительность воздухонагревателя 1860 Вт, его кпд — 80 %. Размеры прибора: ширина 744 мм, глубина — 138 мм, высота — 600 мм.
Газовый камин «Луч» снабжен автоматикой безопасности и терморегулятором, поддерживающим в помещении заданную температуру. Тепловая мощность камина 3200 Вт, его кпд — 87 %.
Подбор рассмотренных отопительных приборов производится так же, как и подбор отопительных печей на твердом топливе,— по их теплопроизводительности.
Для обогрева отдельных рабочих мест на открытых площадках или в неотапливаемых помещениях большой высоты с площадью пола на одного работающего более 100 м2 применяются газовые приборы инфракрасного излучения. В закрытых помещениях продукты сгорания должны полностью удаляться непосредственно от таких приборов. Приборы инфракрасного излучения нельзя применять в помещениях, отнесенных по пожарной опасности к категориям А, Б и В, и в помещениях с горючими веществами и материалами, которые под действием лучистого тепла могут изменить свои свойства и выделять токсичные и взрывоопасные вещества.
Газовые приборы инфракрасного излучения имеют горелки беспламенного горения с керамической, керамико-металлической и металлической излучающей поверхностью, нагревающейся до температуры 500...900 °C. Доля тепла, отдаваемого излучением по отношению к общему количеству тепла, выделяемого приборами инфракрасного излучения, составляет от 55 до 82 %.
Для обогрева рабочих мест на открытых площадках горелки должны быть ветроустойчивыми, т. е. их работа должна гарантироваться при скорости ветра в пределах 3...5 м/с. Этим условиям отвечают горелки типа ГИИВ-1 (рис. 16.7) и ГИИВ-2: первая имеет тепловую мощность до 3700 Вт, а вторая — до 9300 Вт.
Для установки внутри помещений могут применяться инфракрасные излучатели различных типов, снабженные искровым или 322
накальным электрическим зажигающим устройством и автоматикой контроля горения.
Газовые излучатели должны располагаться не ближе 1 м от сгораемых конструкций при прямом излучении.
Расчет отопления закрытых помещений с инфракрасными излучателями сводится к определению числа излучателей, места их установки и теплопроизводительности.
Рис. 16.7. Ветроустойчивая газовая горелка инфракрасного излучения типа ГИИВ-1:
/ — корпус; 2 — излучатель; 3 — кожух; 4 — сетка; 5 — рефлектор; 6 — форсунка; 7 — штуцер
На открытых площадках расстановку газовых излучателей, определение высоты их подвески и величину тепловой нагрузки системы отопления производят, используя приводимые ниже формулы.
Высота подвески излучателей Н (м) выбирается из условия
Р 1 пл
= 0,1,
(16.3)
где Hx — Н — 1 — если люди работают преимущественно стоя, м; Ht = = Н—0,8 — если люди работают преимущественно сидя, м; — площадь, потребная для обогрева рабочей площадки, м2; при Гпл <_ 40 м2 отношение „ 1 - может быть и более 0,1.
^пл
Высота подвески излучателей над полом площадки должна быть не менее 3,5 м.
При установке нескольких излучателей, имеющих соотношение сторон 1 :3, расстояние между их центрами определяется по выражениям:
^=1; (16.4)
/1 = 1,5/2, (16.5)
где 1\ и /2— расстояния между центрами излучателей в поперечном и продольном направлениях.
При незафиксированных рабочих местах на площадке тепловая мощность системы отопления площадки (Вт) определяется по формуле
где т]пзл — лучистый кпд излучателя; <рч — средний коэффициент облучения рабочего (рис. 16.8); tB— требуемая результирующая
Рис. 16.8. График зависимости коэффициента облучения чело-
Я?.
века от отношения,;—. гпл
Ф I— средний коэффициент облучения головы человека; (р средний ст
коэффициент облучения сидящего человека; фч — средний коэффициент облучения человека, работающего стоя.
температура, принимаемая по графику института гигиены труда и профзаболеваний АМН СССР (рис. 16.9), составленному для тяжелой и средней тяжести работы в зависимости от скорости ветра на площадке.
-4 -б -8 -10 -12 -74 -16 -18 t/fSC
Рис. 16.9. График требуемой результирующей температуры tK в зависимости от скорости ветра v
Количество излучателей определяется исходя из расстояний между ними Ц и 12 и величины обогреваемой площадки. Тепловую мощность каждого излучателя (Вт), необходимую для его выбора, определяют по выражению
^изл = -£-т. 46.7)
Аналогичным путем производится расчет и для обогрева отдельных зон в неотапливаемых помещениях.
Проектирование газопроводов к горелкам инфракрасного излучения или к другим газовым отопительным устройствам производится в соответствии с общими требованиями, излагаемыми в курсе «Газоснабжение».
Пример. Необходимо запроектировать обогрев инфракрасными излучателями открытой площадки размерами 10X10 м, на которой выполняются тяжелые работы. Температура наиболее холодной пятидневки —25°C, средняя скорость ветра в зимний период 3,5 м/с. Работа па площадке выполняется стоя.
Решение. Высоту подвески излучателей принимаем 4 м. Так как работа выполняется стоя, то /71=4—1=3 м.
Коэффициент облученности стоящего человека <р^т = 0,31 (рис. 16.8). Результирующая температура на площадке должна быть /к = — 12,5 °C (рис. 16.9).
Полная тепловая нагрузка системы отопления
ПГпл 11-100
=(/к ~z- >=,2’5 - < - 25>]= 73 925 Вг-
Подставляя значение Ц из формулы (16,5) в формулу (16.4), получим
, / //f 3
откуда /2 = I/-------~ =------------=2,5м; h = 1,5 • 2,5 = 3,75 м.
V 1,5 1,25
Исходя из полученных величин lt и /2 на площадке можно разместить излучатели в три ряда, устанавливая их по четыре в каждом ряду. Всего на площадке необходимо установить 12 излучателей. Тепловая мощность каждого из них должна быть
73 925
'/изл =--------- = 6160 Вт-
К установке принимаем излучатель типа ГИИВ-2.
16.3. ЭЛЕКТРИЧЕСКОЕ ОТОПЛЕНИЕ
Использование электрической энергии для обогрева помещений дает много преимуществ по сравнению с системами центрального отопления и делает этот вид отопления весьма перспективным для внедрения, особенно с применением тепловых насосов и при использовании электрической энергии для отопления в часы ночных провалов потребления электрической энергии ее постоянными потребителями.
К достоинствам электрического отопления относят малое по-
опасность при применении
Рис. 16.10. Схема электрической теплоаккумуляционпой печи
требление металла сравнительно с системами водяного и парового отопления, удобство и простоту подводки, компактность отопительных приборов и высокий* коэффициент их полезного действия (до 100%), отсутствие продуктов сгорания и загрязнения ими атмосферного воздуха, гибкость регулирования и простоту автоматизации, возможность достижения хороших гигиенических и эстетических условий в отапливаемых помещениях.
Недостатками электрического отопления являются: пожарная приборов накаливания открытого типа, высокая отпускная стоимость электроэнергии и недостаточность ее выработки. Последний из недостатков несколько сглаживается быстрыми темпами роста выработки электроэнергии.
Наличие так называемых «провалов» в потреблении электроэнергии ее традиционными потребителями в ночное время создает значительные возможности потребления ее для отопления, что и практикуется в ряде европейских стран. В этих странах в целях сохранения постояного ритма работы электрических станций в ночной период электроэнергия отпускается по сниженному тарифу и используется для получения и аккумулирования тепла с последующей раздачей его потребителям в дневной период.
В качестве аккумулятора применяют электрические теплоаккумуляционные печи, одна из которых схематически показана на рис. 16.10.
Теплоаккумулирующий сердечник 4 печи с изоляцией 3 заключен либо в металлический корпус, либо в корпус из термостойкого синтетического материала. В корпусе имеются отверстия для входа 6 и выхода 1 воздуха с дроссельной заслонкой 2, регулирующей проход воздуха по каналам 5. Нагревательные элементы 8, изготовленные из хромоникелевых или железохромалюминиевых сплавов, закладываются в сердечник 4. Нагрев сердечника регулируется термостатом 9 и автоматическим регулятором 7. Сердечники изготавливают из кремнистого чугуна или керамических магнезитовых материалов, способных выдерживать высокую температу
ру и обладающих достаточно высокой теплоемкостью. В качестве изоляции 3 применяют силикат кальция в виде плит, минеральный войлок или минеральную вату, бетонит.
Мощность применяемых электрических теплоаккумуляционных печей находится в пределах от 2 до 8 кВт.
Не исключается возможность использования электроэнергии в комбинированных системах, когда основные теплопотери зданий возмещаются нерегулируемой системой водяного отопления, обеспечивающей в расчетный период температуру воздуха в помещениях в пределах 10...15 °C, а повышение температуры до требуемой осуществляется самими абонентами включением дополнительных электрических нагревателей.
Варианты электрического отопления весьма разнообразны, а применение их зависит от конкретных условий и в каждом случае должно быть подтверждено технико-экономическими расчетами. Электрическое отопление может оказаться экономически выгодным для районов с дорогим привозным топливом при возможности получения электроэнергии от атомных или гидроэлектростанций.
В настоящее время наиболее распространенными электрическими отопительными приборами являются реостатные приборы. Их расчет основан на законах Джоуля, согласно которому часть электрической энергии, проходящей по проводнику, переходит в тепло. Нагрев проводника до требуемой температуры лимитируется силой тока, проходящего по проводнику.
Тепловой поток (Вт), отдаваемый проводником окружающему его воздуху, определяется формулой
^ = -^-а(<пР-^ (16.8)
где d — диаметр проводника, мм; I — длина проводника, м; а — коэффициент теплоотдачи от проводника к воздуху помещения, Вт/(м2-К); ^гр — температура проводника, °C; tB — температура воздуха помещения, °C.
Для производства реостатных отопительных приборов обычно используют проводники, изготовленные из нихрома, константана или никелина, удельное сопротивление которых при температуре + 20 °C и температурный коэффициент следующие:
нихром С2о= 1,1;
константан С2о = 0,48; никелин с20 = 0,41;
ас = 0,00075;
ас = 0,00004;
ас = 0,000067.
Сопротивление проводника (Ом-мм2/м) при любой температуре, отличной от +20 °C, находят по формуле
с — Сго[ 1 + etc (^пр — 20)]. (16.9)
При расчете реостатных отопительных приборов материал и диаметр проводника выбираются заранее. Искомой является длина проводника, формула для определения которой получается после алгебраических операций со следующими электротехническими зависимостями:
1 = —-, Й = 4-^—; q — Ul\
К nd2 v
Рис. 16.11. Электрический радиатор «Иссык-Куль»
где I — сила тока, A; U — напряжение, В; Q — сопротивление проводника, Ом; с — удельное сопротивление проводника, Ом-мм2/м; I — длина проводника, м; d — диаметр проводника, мм.
Из приведенных выражений находим q (Вт):
Подставив в это уравнение значение d из формулы (16.8) и решив его относительно /, получим расчетную формулу для определения потребной длины проводника отопительного прибора (м), выделяющего заданное количество тепла:
, ,,з /
‘-4,У 7^+5^- (16.11)
Для проволоки диаметром от 0,5 до 2 мм при ее температуре /Пр=100°С, по данным Л. С. Эйгенсона, следует принимать
а = 40...52 Вт/(м2-К), относя большие значения а к меньшим диаметрам проволоки.
По формуле (16.11) определяется длина проводника при прямолинейной натяжке. При спиральной навивке вследствие ухудшения условий теплоотдачи и проявления индуктивности температура проводника повышается примерно на 20 %. Для того чтобы и при спиральной навивке температура проводника не превышала принятую при определении прямолинейного проводника, ее снижают на 20 % и проверяют по следующей формуле Имхофа:
/сп = /пР(1+^), (16.12)
где ten — температура проволоки при спиральной навивке, °C; i'np — принятая сниженная температура условно прямолинейной проволоки, °C; б — расстояние между витками спирали, мм.
Регулирование теплоотдачи электронагревателей производится выключением одной или нескольких параллельно включенных спиралей при питании однофазным током, а при трехфазном токе — переключением спиралей со схемы «звезда» на схему «треугольник» или наоборот.
Нашей промышленностью выпускаются электрические отопительные приборы нескольких типов и различных мощностей.
Электрический радиатор «Иссык-Куль» (рис. 16.11) имеет стальной корпус, заполненный минеральным (трансформаторным) маслом. Внутрь корпуса вставлен трубчатый нагреватель, состоящий из нихромовой спирали и специальной засыпки. Радиатор снабжен терморегулятором и рассчитан на включение в сеть с напряжением 220 В. Тепловая мощность радиатора 1000 Вт. Несколько меньшую мощность (0,5 кВт) имеет бытовой электрический радиатор РБЭ-1.
Электрические печи типа ПТ-5-2 (0,5 кВт), ПТ-8-2 (0,76 кВт) и ПТ-10-2 (1 кВт) имеют трубчатые нагревательные элементы, собранные на фарфоровых колодках, и перфорированный металлический кожух с лапками для стационарной установки на стене или полу в горизонтальном или вертикальном положении. Печи предназначены для включения в сеть с напряжением 220 В.
Промышленностью выпускаются также электроконвектор «Комфорт» с двухступенчатым регулированием мощности— 1250 и 625 Вт, электрокамины «Уют» (1250/840 Вт), «Уголек» (1250/625 Вт), бытовые маслонаполненные радиаторы «Термо-1», «Термо-2» и «Термо-3» мощностью 500, 800 и 1250 Вт и секционный маслонаполненный радиатор РМС-1,0/220 мощностью 1000 Вт.
Вопросы для самопроверки
1. Какие достоинства и недостатки имеют печное, газовое и электрическое отопления?
2. Перечислите правила пожарной безопасности, которые должны соблюдаться при возведении и эксплуатации печей?
3. Почему при подборе печей необходима увязка их с теплоустойчивостью помещений, в которых они будут установлены?
4. Какие конструктивные особенности имеют комнатные печи, предназначенные для сжигания в них газа?
5. Как и где удобно использовать приборы инфракрасного излучения? Как рассчитывают расстановку таких приборов?
6. Какие типы электрических отопительных приборов Вам известны?
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Рассмотренные в книге методы и средства, применяемые в настоящее время для обогрева помещений, являются результатом многолетнего труда инженерно-технических работников и гигиенистов. Отопительная техника все время совершенствуется. Технический прогресс в этой области идет по пути улучшения теплозащиты зданий и усовершенствования отопительных установок как в отношении улучшения микроклимата в обогреваемых помещениях, так и в отношении мероприятий по уменьшению загрязнения воздушного бассейна установками, вырабатывающими тепло.
Совершенствование отопительных установок развивается по многим направлениям. Разрабатываются вопросы применения новых теплоносителей, которые позволят уменьшить расход металла на сооружение тепловых сетей и отопительных установок, сооружать системы с повышенным гидравлическим сопротивлением и малыми диаметрами трубопроводов.
Следует полагать, что с увеличением производства электрической энергии в нашей стране значительно возрастет ее использование для отопительных целей с применением подвесных греющих панелей, токопроводящей резины и обоев, токопроводящих слоистых пластиков, теплоемких электрических печей и других типов электронагревателей. Применение электрической энергии значительно упростит и удешевит монтаж установок и позволит осуществлять автоматическое управление ими. Должное применение найдет, по-видимому, полупроводниковая техника в сочетании с тепловыми насосами.
Расширится использование отбросного тепла промышленных предприятий для обогрева зданий и культивационных сооружений, что поможет быстрейшему осуществлению задач о кругло го до во м снабжении населения наших городов и поселков свежими овощами.
В недалеком будущем, по-видимому, более широко будет применяться тепло горячих подземных вод, использование которых сдерживается их большой коррозийной активностью. Для использования этих вод потребуются трубопроводы из новых материалов, не подвергающихся коррозии. Такими материалами могут явиться полимерные материалы, применение которых осваивается при сооружении санитарно-технических устройств.
Не исключена возможность применения для обогрева помещений атомной энергии.
Автоматическое регулирование температуры, без которого практически нельзя создать заданных температурных условий в отапливаемых помещениях при одновременной экономии тепла, должно получить в ближайшее время полное признание, и наша промышленность начнет, по-видимому, выпуск простых, надежных и дешевых комнатных терморегуляторов.
Электронно-вычислительная техника также получит дальнейшее применение в вопросах проектирования и эксплуатации отопительных установок, облегчая труд инженерно-технических работников и высвобождая их для решения более серьезных задач.
Вот далеко не полный перечень тех путей, по которым может идти совершенствование обогревательных установок. Вполне вероятно, что ускорение технического прогресса позволит найти и новые пути более совершенного и экономного использования той части энергетических ресурсов, которая затрачивается на поддержание микроклимата в закрытых помещениях, необходимого для правильного функционирования человеческого организма и активизации общественно полезной деятельности человека.
приложения
Приложение I
Контрольные показатели удельного теплового потока через ограждения жилых и общественных зданий на 1 м2 общей площади, Вт/м2
а) для жилых зданий
Расчетная наружная температура, -с Удельный тепловой поток при количестве этажей в здании
1 1 2 1 3 1 4 5 1 ’ 1 12 1 16
—5 149 122 96 70 65 60
-10 155 128 102 76 70 65 —
—15 160 135 109 83 77 72 —.
—20 205 130 118 88 81 79 71 77
—25 213 135 126 94 86 84 77 85
—30 230 142 135 97 90 86 80 86
—35 244 154 145 105 98 93 90 98
—40 237 151 140 102 95 91 86 92
—45 — — — — 109 93 — —
-50 — — —. — 115 98 — .
—55 — — — — 122 105 — —
б) для общественных зданий
Тнп зданий Удельный тепловой поток при числе этажей в здании
1 2 3 4 5 и более смешанном
2 3 4 5 6 7
Главные корпуса многопрофильных больниц, детских больниц, родильных домов, онкологических и туберкулезных диспансеров 105 87 81 70
Поликлиники — 87 70 64 64 —
Спальные корпуса санаториев, пансионатов, дома и базы отдыха, турбазы Спортивные здания — 105 87 81 76
— — — — — 140
Детские ясли, сады, общеобразовательные школы, техникумы, профессионально-технические училища (кроме мастерских^ но 93 90 87 —
1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 1 7
Учебные мастерские 140
Клубы и кинотеатры — — — — — 116
Конструкторские и проектные организации, учреждения, управления Гостиницы и предприятия бытового обслуживания населения 122 99 93 93
134 НО 105 99 .—
Предприятия торговли 93 70 — — — —
Предприятия общественного питания 105 81 — — — —
Примечания: 1. Удельный расход тепла на отопление зданий определяется
путем деления величины тепловой мощности системы отопления на общую площадь здания.
2. Общая площадь жилых домов определяется суммой площадей всех жилых и подсобных помещений квартир, включая площадь встроенных шкафов, внутри-квартириых коридоров и шлюзов. В общую площадь общежитий наряду с жилыми, подсобными помещениями и встроенными шкафами включаются площади помещений культурно-бытового назначения и медицинского обслуживания. Площади лестничных клеток, лифтовых холлов, тамбуров, а в квартирных домах также и вестибюлей, в общую площадь не включаются.
3. Общая площадь общественных зданий определяется как сумма площадей всех этажей (надземных, включая технические, подвальные и цокольный), измеренных в пределах внутренних поверхностей наружных стеи, площадей антресолей и переходов в другие здания. Площадь технического подполья (высотой до 1,8 м в свету), лоджий, балконов, портиков, крылец и наружных открытых лестниц в общую площадь здания ие включается.
Приложение II
Плотность (объемная масса) воды р при температурах от 40 до 99 °C, кг/м3
Доли градуса Температура, °C
40 [ 50 | 60 1 70 80 90
0,0 992,24 988,07 983,24 977,81 971,83.. . 965,34
0,5 992,05 987,84 982,98 977,52 971,52 965,01
1,0 991,86 987,62 982,72 977,23 971,21 964,67
1,5 991,66 987,38 982,46 976,95 970,89 964,33
2,0 991,47 987,15 982,20 976,66 970,57 963,99
2,5 991,27 986,92 981,94 976,36 970,25 963,65
3,0 991,07 988,69 981,67 976,07 969,94 963,30
3,5 990,86 986,45 981,40 975,77 969,62 962,96
4,0 990,66 986,21 981,13 975,48 969,30 962,61
4,5 990,46 985,97 980,86 975,18 968,98 962,27
5,0 990,25 985,73 980,59 974,89 968,65 961,92
5,5 990,03 985,49 980,32 974,59 968,33 961,57
6,0 989,82 985,25 980,05 974,29 968,00 961,22
6,5 989,61 985,00 979,77 973,98 967,67 960,87
7,0 989,40 984,75 979,50 973,68 967,34 960,51
7,5 989,18 984,50 979,22 973,37 967,01 960,16
8,0 988,96 984,25 978,94 973,07 966,68 959,81
8,5 988,74 984,00 978,66 972,76 966,35 959,46
9,0 988,52 983,75 978,38 972,45 966,01 959,09
9,5 988,29 983,50 978,10 972,14 965,68 958,74
Приложение III
Таблица величии динамического давления
Скорость воды, м/с Рд> Па Скорость воды, м/с Рд’ Па Скорость воды, м/с Рд- Па Скорость ВОДЫ, м/с Рд- Па
0,01 0,05 0,21 21,6 0,41 82,4 0,61 183,4
0,02 0,19 0,22 23,5 0,42 86,3 0,62 189,3
0,03 0,44 0,23 26,5 0,43 91,2 0,65 207,9
0,04 0,78 0,24 28,4 0,44 95,1 0,68 227,5
0,05 1,23 0,25 30,4 0,45 99,1 0,71 248,2
0,06 1,77 0,26 33,3 0,46 104,0 0,74 268,7
0,07 2,45 0,27 36,3 0,47 108,9 0,77 291,3
0,08 3,14 0,28 38,3 0,48 112,8 0,80 314,8
0,09 4,02 0,29 41,2 0,49 117,7 0,85 355,0
0,10 4,90 0,30 44,13 0,50 122,6 0,90 398,2
0,11 5,98 0,31 47,1 0,51 127,5 0,95 444,2
0,12 7,06 0,32 50,0 0,52 133,4 1,00 490,3
0,13 8,34 0,33 53,9 0,53 139,1 1,05 539,4
0,14 9,61 0,34 56,9 0,54 143,2 1,10 590,2
0,15 11,08 0,35 59,8 0,55 149,1 1,15 647,2
0,16 12,56 0,36 63,7 0,56 154,0 1,20 706,1
0,17 14,22 0,37 67,7 0,57 159,9 1,25 764,9
0,18 15,89 0,38 70,6 0,58 165,7 1,30 833,6
0,19 17,75 0,39 74,5 0,59 170,6 1,35 892,4
0,20 19,62 0,40 78,5 0,60 176,5 1,40 961,1
Приложение IV
Величины добавочных давлений Дртр, Па, от охлаждения воды в теплопроводах двухтрубных систем водяного отопления при верхней разводке и естественной циркуляции
Горизонтальное протяжение системы, м Высота нагревательного прибора над центром нагрева воды в системе, м Расстояние по горизонтали от главного до рассчитываемого стояка, м
ДО Ю от 10 до 20 от 20 до 30 от 30 до 50
1 2 3 4 5 6
Стояки открытые без изоляции
Здание в 1 или 2 этажа
До 25 До 7 100 100 150 —
От 25 до 50 » 100 100 150 200
Здание в 3 или 4 этажа
До 25 До 15 250 250 250 —
От 25 до 50 » 250 250 300 350
Стояки без изоляции в бороздах
Здание в 1 или 3 этажа
До 25 До 7 80 100 130 —
От 25 до 50 » 80 80 130 150
1 | 2 | 3 | 4 | 5 | 6
До 25
От 25 до 50
Здание в 3 или 4 этажа
До 15 180 200 280 —
» 180 200 250 300
Примечания: 1. При нижней разводке к величине расчетного давления добавок на охлаждение воды в трубах не делать.
2. Для однотрубных систем величины добавок принимать в размере 50 % от значений, указанных в приложении.
Приложение V
Коэффициенты местных сопротивлений элементов систем водяного отопления (по материалам СН 419—70 и другим данным)
Наименование местного сопротивления Значения С при диаметре условного прохода
15 20 25 32 40 50 и белее
Радиаторы двухколонные при диаметре подводки Вентиль обыкновенный с вертикальным шпинделем Вентиль с косым шпинделем Кран двойной регулировки с цилиндрической пробкой 1,6 1,2 — — _ _ 16 10 9 9 8 7 3 3 3 2,5 2,5 2 4 2 — _ — — 2 1,5 2 — — — 3 3 4,5 — — — 3,2 6,6 6,6 — — — 5,5 10,5 10,5 _ — — 3,5 1,5 1,5 1,5 1,5 ' — — — — _ _ о,5 1,5 1 0,5 0,3 0,3 0,3 3 1,5 0,8 0,6 — — 0,8 0,7 0,6 0,6 0,6 0,6 2,5 Относится к скорости в подводящих трубах 2,0 1,0 Относится к большей скорости 0,5 2,0 0,5 10,0 эров относятся к скорости воды в подво-
Т рехходовой кран конструкции «Сантехдеталь» при проходе прямо при проходе с поворотом
Т рехходовой кран конструкции Главмосстроя при прямом проходе при проходе с поворотом
Кран проходной пробковый Задвижка параллельная Отвод 90° гнутый Скоба Утка гнутая, отступ Котлы чугунные Котлы стальные Внезапное расширение Внезапное сужение Компенсаторы П-образные Компенсаторы сальниковые Г рязевики Примечание. Значения t, для радиатх дящих трубах.
Усредненные значения коэффициентов местных сопротивлений тройников при ответвлении стояков от горячих и обратных (магистральных теплопроводов по материалам СН 419—70)
Сопротивление Место присоединения Сот,,/«.Г,
0,1 0,1-0,2 0,2—0,3 0,3—0,4 0,4—0,5 и более 0,5
0,9 0,9—0,8 0,8—0,7 0.7—0,6 0,6—0,5 и менее 0,5
При повороте Горячий теплопровод 5
Обратный теплопровод 0 1 1,5
При проходе Горячий теплопровод 0,2 0,3 0,5
Обратный теплопровод 0,5 0,7 1,2 1,5 3,0
Примечание. Для тройников и крестовин на стояках принимать следующие приближенные значения тройники проходные — 1,0; тройники на повороте — 1,5; тройники противоточные—3,0; крестовины проходные — 2,0; крестовины на повороте — 3,0.
Приложение VII
Приведенные коэффициенты треиия, удельное динамическое давление и характеристики сопротивления местных сопротивлений систем отопления и стальных водогазопроводных труб
Условный проход, мм Трубы стальные водогазопроводные (газовые). Обыкновенные (ГОСТ 3262—75)
15 20 | 25 | 32 40 50
Наружный диаметр, мм 21,3 26,8 33,5 42,3 48,0 60,0
Внутренний диаметр, мм 15,7 21,2 27,1 35,9 41,0 53,0
Среднее зйачение для систем с искусственной циркуляцией 2,7 1,8 1,4 1,0 0,8 0,55
X 1 4 м для систем с естественной циркуляцией 2,8 2,1 1,5 1,1 0,9 0,65
Удельное динамическое давление А -101, Па/(кг/ч)а 10,6 3,19 1,23 0,39 0,23 0,0824
Наименование сопротивлений Характеристики сопротивления SU01, Ла/(кг/ч)2
1 м трубопровода 28,6 5,74 1,72 0,39 0,184 0,045
Радиаторы двухколонные при диаметре подводки 17,0 3,83 —. — — —
Котлы чугунные — — — — 0,57 0,21
Котлы стальные — — — —' 0,46 0,16
Внезапное расширение 10,6 3,19 1,23 0,39 0,23 0,08
Внезапное сужение 5,3 1,60 0,62 0,20 0,12 0,04
Компенсатор П-об-разный 21,2 6,40 2,50 0,78 0,46 0,16
Компенсатор сальниковый 5,3 1,60 0,62 0,20 0,12 0,04
Г рязевик 106,0 31,9 12,30 3,90 2,30 0,82
Тройник проходной 10,6 3,19 1,23 0,39 0,23 0,08
Тройник на повороте 15,9 4,80 1,80 0,59 0,35 0,12
Крестовина проходная 21,2 6,40 2,50 0,78 0,46 0,16
Крестовина па повороте 31,8 9,60 3,60 1,18 0,70 0,25
Тройник противоточный 31,8 9,60 3,60 1,18 0,70 0,25
Вентиль с прямым шпинделем 170 31,9 11,10 3,51 1,84 0,58
Вентиль с косым шпинделем 31,8 9,60 3,60 0,98 0,58 0,1G
Кран двойной регулировки 42,4 6,38 — — — —
Крап трехходовой па проходе 21,2 4,8 — — — —
Кран трехходо- вой па повороте 31,8 9,6 — — — — —
Кран пробковый 37,1 4,8 1,85 0,59 0,35 —
Задвижка параллельная — — — — .— 0,(41
Отвод 90' 15,9 3,19 0,62 0,12 0,07 0,02
Утка гнутая, отступ 8,48 2,23 0,74 0,24 0,14 0,05
Скоба 31,8 4,8 0,98 0,24 — —.
Приведенные коэффициенты трения, удельное динамическое давление и характеристики сопротивления местных сопротивлений систем отопления и труб больших диаметров
Условный проход, мм 50 70 80 100 125 150
Наружный диаметр, мм 57 76 89 108 133 159
Внутренний диаметр, мм 52 70 83 100 125 151
Среднее значение X 1 d ’ м для систем с искусственной циркуляцией 0,6 0,4 0,3 0,23 0,18 0,15
для систем с естественной циркуляцией 0,7 0,45 0,35 0,25 0,20 0,16
Удельное динамическое давление А 10в, Па/(кг/ч)2 11,3 2,68 1,43 0,643 0,268 0,136
Наименование сопротивления Характеристики сопротивления, S-IO”, Па/(кг/ )2
1 м трубопровода 6,78 1,07 0,43 0,148 0,048 0,020
Задвижка параллельная 5,65 1,34 0,71 0,32 0,13 0,07
Внезапное расширение 11,3 2,68 1,43 0,64 0,27 0,14
Внезапное сужение 5,65 1,34 0,71 0,32 0,13 0,07
Отвод 90° 5,65 1,34 0,71 0,32 0,13 0,07
Г рязевик 113 26,8 14,3 6,4 2,7 1,4
Тройник на повороте 16,9 4,02 2,14 0,96 0,40 0,20
Тройник проходной 11,3 2,68 1,43 0,64 0,27 0,14
Тройник противоточный 33,9 8,04 4,29 1,92 0,81 0,41
Крестовина проходная 22,6 5,36 2,86 1,28 0,54 0,27
Крестовина на повороте 33,9 8,04 4,29 1,92 0,81 0,41
Компенсатор П-образпый 22,6 5,36 2,86 1,28 0,54 0,27
Примечания: 1. Размеры труб условного прохода по ГОСТ 10704—76, а труб ЮО'и 125 по ГОСТ 8732-мендациями ГПИ Сантехпроект АЗ-737 (М., 1976). 50, 70, 80 и 150 даны -70 в соответствии с реко-
2. Средние значения — для систем d отопления с естественной циркуляцией
приведены пс данным Е. Л. Белицкого.
Таблица для расчета трубопроводов водяного отопления
Условный про- Трубы стальи-лэ вэдагаза чртдчыэ (газовые) по ГОСТ 3265—75 (обыкновенные)
ХОД, мм 10 15 20 25 32 40 50 70
Наружный диаметр, мм 17 21,3 26,8 33,5 42,3 48 60 75,5
Внутренний диаметр, мм 12,6 15,7 21,2 27,1 35,9 41 53 67,5
Потери от трения Па/м Верхняя строка — количество воды, проходящее по трубе, кг/ч
1 2 3 * 1 5 6 7 8 9
1,0 10,4 0,021 16,5 0,023 36 0,028 69 0,034 148 0,041 210 0,045 409 0,052 788 0,06
1,2 11,1 0,023 17,5 0,025 40 0,031 76 0,037 164 0,045 229 0,048 454 0,059 872 0,067
1,4 12 0,024 19 0,027 44 0,034 84 0,041 180 0,049 249 0,052 496 0,064 948 0,073
1,6 13,25 0,027 21 0,03 47 0,037 96 0,045- 191 0,053 269 0,057 535 0,069 1016 0,075
1,8 13,88 0,028 22 0,031 50 0,039 108 0,051 197 0,054 287 0,06 571 0,073 1077 0,082
2,0 15,15 0,03 24 0,033 53 0,042 111 0,054 203 0,057 304 0,064 606 0,078 1137 0,087
2,4 16,41 0,034 26 0,037 59 0,046 120 0,057 223 0,062 338 0,071 671 0,087 1258 0,096
2,8 17,67 0,037 28 0,041 64 0,05 130 0,064 244 0.0G8 368 0,077 729 0,096 1377 0,106
3,2 19,57 0,04 31 0,044 72 0,058 140 0,068 263 0,073 396 0,083 774 0,102 1438 0,11-1
3,6 20,83 0,043 33 0,047 80 0,062. 143 0,071 281 0,078' 422 0,089 818. 0,108 1576 0,121
4,0 22,1 0,045 35 0,05 85 0,066 146 0,073 299 0,082 448 0,094 861 0,115 1667 0,128
5,0 25,25 0,051 40 0,057 95 0,073 157 0,074 336 0,093 507 0,107* 971 0,13 1898 0,145
6,0 27,77 0,057 44 0,064 103 0,08 169 0,082 373 0,103 559 0,118 1081 0,144 2090 0,16
7,0 30,3 0,062 48 0,069 111 0,086 184 0,089 406 0,112 601 0,126 1172 0,152 2269 0,174
при tr = 95 ГС, ta — 70 СС, Д1 = Г и k = 0,2 мм
Трубы стальные электросварные по ГОСТ 10704—76
50 70 80 100 125 150
57 76 89 108 133 159
52 70 83 100 125 151
нижняя строка — скорость воды в трубе, м/с
10 “ 1 12 1 13 1 14 | 15
364 889 1343 2379 4259 6962
0,051 0,064 0,071 0,082 0,096 0,106
398 977 1493 2645 4860 7619
0,057 0,071 0,079 0,092 0,108 0,117
442 1054 1643 2876 5462 8510
0,062 0,076 0,086 0,1 0,119 0,13
476 1132 1756 3089 5738 9136
0,067 0,082 0,092 0,107 1,128 0,14
509 1209 1870 3302 6014 9755
0,071 0,087 0,098 0,144 0,136 0,149
540 1286 1983 3497 6290 10 306
0,076 0,093 0,104 0,121 1,142 0,158
595 1440 2210 3853 6841 И 384
0,084 0,104 0,116 0,134 0,155 1,174
649 1557 2390 4188 7397 12313
0,091 0,112 0,126 0,145 0,167 0,189
689 1673 2569 4475 7953 13317
0,097 0,121 0,135 0,155 0,18 0,204
727 1790 2748 4762 8508 14 549
0,102 0,129 0,145 0,165 0,193 0,223
766 1906 2902 5049 8968 15 132
0,108 0,138 0,153 0,175 0,203 0,232
865 2139 3285 5694 10 116 16 580
0,122 0,154 0,173 0,197 0,229 0,254
962 2372 3587 6266 11 033 18012
0,136 0,171 0,188 0,217 0,25 0,276
1043 2564 3878 6838 11 949 19 442
0,146 0,185 0,204 0,237 0,271 0,298
1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 1 7 1 8 1 9
8,0 33,45 0,074 55 0,082 113 0,088 199 0,097 434 0,12 642 0,135 1236 0,161 2450 0,187
9,0 36,5 0,076 57 0,084 119 0,092 212 0,103 463 0,128 684 0,144 1354 0,171 2598 0,199
10 37,24 0,078 59 0,087 126 0,097 225 0,109 490 0,136 726 0,151 1445 0,182 2744 0,21
12 39,77 0,084 63 0,093 140 0,108 248 0,12 537 0,149 809 0,17 1583 0,201 ЗОН 0,23
14 42,3 0,088 67 0,098 151 0,117 269 0,131 579 0,16 876 0,184 1720 0,218 3246 0,248
16 44,2 0,093 70 0,103 163 0,126 289 0,141 621 0,172 937 0,197 1858 0,236 3482 0,266
18 46,7 0,098 74 0,108 174 0,135 309 0,15 663 0,184 997 0,21 1974 0,251 3718 0,284
20 48,6 0,102 77 0,114 184 0,142 332 0,161 705 0,195 1058 0,222 2090 0,265 3953 0,302
24 53 0,112 84 0,124 204 0,157 360 0,175 778 0,215 1166 0,245 2291 0,291 4327 0,331
28 57,5 0,122 91 0,135 221 0,171 391 0,19 840 0,233 1261 0,265 2645 0,312 4702 0,35
32 61,9 0,131 98 0,145 237 0,183 416 0,202 902 0,25 1357 0,284 2640 0,334 5043 0,386
36 67 0,14 106 0,156 256 0,195 441 0,214 964 0,267 1444 0,304 2814 0,356 5350 0,409
40 70,7 0,148 112 0,164 267 0,206 467 0,226 1026 0,284 1524 0,321 2973 0,376 5657 0,433
50 79,6 0,167 126 0,186 297 0,23 530 0,257 1149 0,318 1710 0,36 3336 0,422 6339 0,485
60 88 0,185 139 0,205 324 0,25 593 0,288 1270 0,352 1866 0,393 3699 0,468 6971 0,533
70 95,3 0,201 151. 0,223 351 0,271 635 0,308 1369 0,379 2022 0,426 3988 0,504 7534 0,576
80 102,3 0,215 162 0,239 377 0,291 677 0,328 1467 0,406 2178 0,458 4276 0,540 8066 0,618
90 109,2 0,23 173 0,255 404 0,312 719 0,348 1554 0,43 2309 0,486 4543 0,574 8567 0,655
100 115,6 0,242 183 0,269 430 0,332 759 0,369 1632 0Я52 2431 0,512 4788 0,605 9035 0,691
120 127 0,266 201 0,295 469 0,362 835 0,405 1786 0,494 2674 0,563 5250 0,664 9899 0,757
140 136 0,286 216 0,318 507 0,392 904 0,438 1939 0,537 2895 0,609 5686 0,719 10 584 0,81
160 145 0,304 229 0,338 546 0,422 972 0,471 2079 0,575 3095 0,651 6093 0,77 11269 0,862
180 154 0,322 243 0,358 584 0.451 1028 0,499 2201 0,609 3294 0,693 6473 0,818 И 953 0,914
10 1 11 1 12 1 13 1 14 1 15
1124 2756 4175 7299 12 866 20 879
0,158 0,199 0,22 0,253 0,291 0,32
1205 2927 4471 7760 13 726 22 310
0,168 0,211 0,235 0,269 0,311 0,342
1268 3078 4703 8221 14 487 23 741
0,179 0,222 0,247 0,285 0,328 0,364
1409 3378 5280 9018 15 909 26 057
0,197 0,244 0,272 0,313 0,36 0,4
1531 3679 5629 9783 17 232 28 132
0,214 0,266 0,296 0,339 0,39 0,431
1654 3950 6020 10 474 18 272 30 207
0,231 0,285 0,317 0,363 0,414 0,463
1757 4191 6409 11 114 19312 32 275
0,246 0,303 0,337 0,385 0,437 0,495
1858 4433 6781 11 704 20352 33 942
0,26 0,32 0,357 0,406 0,461 0,521
2039 4877 7447 12 873 22 432 37 150
0,286 0,352 0,392 0,446 0,508 0,570
2194 5283 8064 13 936 24 511 40 353
0,307 0,381 0,424 0,483 0,555 0,619
2349 5688 8630 14 772 26 303 43 071
0,329 0,411 0,454 0,512 0,595 0,661
2505 6002 9165 15 609 27 808 45 716
0,35 0,433 0,482 0,541 0,629 0,701
2646 6317 9669 16 446 29 311 48 355
0,37 0,456 0,509 0,57 0,664 0,742
2963 7103 10 832 18 538 33 072 53 594
0,416 0,513 0,57 0,643 0,749 0,822
3283 7829 11 767 20 630 36 198 58 729
0,462 0,565 0,619 0,715 0,819 0,901
3549 8493 12 630 22 143 39 159 63 864
0,498 0,613 0,664 0,768 0,886 0,98
3805 9069 13 494 23 656 42 119 68 379
0,534 0,655 0,71 0,82 0,953 1,049
4043 9606 14 357 25 169 44 493 72 529
0,568 0,693 0,755 0,873 1,007 1,112
4261 10 047 15 220 26 824 46 867 76 493
0,599 0,7425 0,801 0,93 1,061 1,173
4673 10 929 16 951 29 384 51 415 83 801
0,657 0,789 0,892 1,019 1,164 1,285
5060 11 812 18 308 31 738 55 532 90 490
0,712 0,853 0,963 1,1 1,257 1,388
5423 12 694 19 573 33 931 59 367 96 746
0,763 0,916 1,03 1,176 1,344 1,484
9761 13 573 20 780 35 990 62 967
0,811 0,98 1,092 1,248 1,425
Значения коэффициента Pi, учитывающего охлаждение воды в двухтрубных стояках насосных систем водяного отопления
Число этажей в здании Значения коэффициентов для рассчитываемого отопительного прибора на этаже I | 11 | 111 | IV | V | VI
Скрытая прокладка труб без изоляции системы с верхней разводкой
2 1,05 1
3 1,05 1,04 1
системы с нижней разводкой
2 1 1,03
3 1 1 1,03
4 1 1 1,03 1,05
5 1 1 1,03 1,03 1,05
6 1 1 1 1,03 1,03 1,05
Открытая прокладка труб
системы с верхней разводкой
2 1,05 1
3 1,05 1,03 1
системы с нижней разводкой
2 1 1,05
3 1 1 1,05
4 1 1 1,05 1,1
5 1 1 1,05 1,05 1,1
6 1 1 1 1,05 1,05 1,1
Примечания: 1. При тепловой изоляции труб Pi = 1.
2. При естественной циркуляции воды определяется действительное охлаждение воды в трубах.
Приложение XI
Значения коэффициента (За, которым учитываются условия установки отопительных приборов
Условия установки приборов Эскиз Размеры Значения 3*
1 2 3 4
У глухой стены и в по-
лунише глубиной не более 130 мм
1,0
У стены, закрыт шкафом со щелями у.пола и в верхней части. Щели открытые
У стены без ниши в укрытии со щелями у пола п в верхней доске укрытия
За щитом
В открытой стенной нише
А = 40 1,16
А = 80 1,07
А =100 1,01
А = 260 1,12
А =220 1,13
А =180 1,19
А =150 1,25
а = 0,8 А 0,9
В два яруса открыто у стены
1,05
Теплоотдача 1 м неизолированных труб, Вт, при разности температур теплоносителя н окружающего воздуха от 30 до 150'С
Разность температур
Трубы стальные водогаэопроводные по ГОСТ 3262—751__________Но ГОСТ 8732 -70
15 | 20 | 25 | 32 | 40 | 50 | 70 | 50 70 | 80 | 100 | 125
Горизонтальные трубы
30 29 35 41 52 58 70 87 66 87 102 116 139
40 40 52 58 71 81 97 120 93 120 133 157 193
50 46 64 79 93 105 126 155 122 155 176 207 250
60 65 81 ПО 129 146 174 217 170 218 222 250 319
70 79 99 122 142 163 193 242 189 267 272 319 387
80 94 117 146 172 194 233 291 228 292 331 386 464
90 112 137 171 201 227 272 342 266 343 386 455 545
100 128 157 197 233 252 314 395 308 420 449 525 639
НО 145 178 221 265 300 360 448 354 448 509 598 721
120 163 198 248 302 341 410 506 402 507 573 674 813
130 192 221 274 338 382 460 570 460 573 639 757 920
140 203 246 306 375 424 510 634 499 637 711 847 1030
150 233 271 338 418 465 565 698 553 700 790 946 1133
Вертикальные трубы
30 17 21 33 40 49 61 77 57 77 88 108 134
40 23 33 444 56 64 81 107 78 107 122 148 182
50 35 47 61 78 88 108 142 104 142 162 195 247
60 49 62 79 99 НО 139 180 134 180 209 250 299
70 58 77 100 121 139 174 219 169 221 255 306 375
80 76 93 116 145 168 209 260 203 261 308 373 458
90 87 НО 141 174 197 246 310 252 311 364 441 540
100 102 126 155 203 229 288 358 281 360 424 513 625
НО 116 148 191 232 266 328 412 322 413 487 585 715
120 134 168 212 267 302 362 469 354 471 555 667 813
130 151 189 232 296 333 418 526 409 529 619 744 906
140 169 209 262 331 349 465 585 454 486 685 830 1020
150 175 283 291 366 407 511 650 500 651 761 930 1163
Приложение XIII
Значения а,„ и RB на 1 м длины для труб Dy10, Dy15, Dy20, Dy25 водогазопроводных обыкновенных по ГОСТ 3262—62
Условный проход, мм 10 15 20 25
Внутренний диаметр, мм 12,6 15,7 21,3 27,0
<?т, кг/ч %’ Вт/м-К К-м/Вт “в- *..• Вт/м-К К-м/Вт “в- Я,,’ Вт/м-К К*м/Вт ав’ Вт/м «К «в' К‘М/Вт
1 |2|3|4|5|6|7|8 9
10 380 0,066 280 0,073 200 0,078 50 0,236 20 510 0,052 385 0,053 280 0,053 100 0,118 40 630 0,042 465 0,044 347 0,045 200 0,058
1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 1 7 1 1 8 1 9
60 840 0,032 545 0,037 380 0,039 240 0,049
80 1220 0,022 700 0,029 465 0,032 280 0,042
100 1720 0,015 930 0,022 570 0,027 300 0,039
120 2100 0,012 1210 0,017 685 0,022 400 0,029
140 2410 0,011 1460 0,014 800 0,019 470 0,025
160 2700 0,010 1660 0,012 930 0,016 550 0,021
180 2950 0,010 1870 0,011 1030 0,015 620 0,019
200 3200 0,009 2000 0,010 ИЗО 0,013 700 0,017
220 3440 0,008 2200 0,010 1220 0,012 750 0,016
240 3650 0,007 2350 0,009 1325 0,011 800 0,015
300 — — 2790 0,0073 1570 0,010 980 0,012
400 — — 3600 0,0056 1980 0,008 1260 0,009
500 — — — — — — 1518 0,008
600 —— — — — — — 1740 0,007
Приложение XIV
Значения коэффициента теплоотдачи ан, сопротивления теплоотдаче ан 1 и удельной теплоотдачи средних труб в зависимости от ти для вертикальных панелей (стеновых, подоконных, перегородочных)
ТП ZB’ %• Вт/(мг-К) “и м2*К/Вт Вт/м2 тп ^в» К Вт/м2-К % ’ м2-К./Вт qF , Вт/м2
2 3 4 6 7 8
5 7,90 0,126 40 39 11,64 0,086 454
6 8,09 0,124 49 40 11,72 0,085 469
7 8,29 0,121 48 41 11,79 0,085 483
8 8,47 0,118 68 42 11,87 0,084 499
9 8,62 0,116 78 43 11,94 0,084 513
10 8,76 0,114 88 44 12,04 0,083 530
11 8,92 0,112 98 45 12,12 0,083 548
12 9,05 0,110 109 46 12,19 0,082 561
13 9,18 0,109 119 47 12,26 0,082 576
14 9,30 0,107 130 48 12,32 0,081 591
15 9,42 0,106 141 49 12,41 0,081 607
16 9,54 0,105 153 50 12,47 0,081 623
17 9,64 0,104 164 51 12,54 0,080 640
18 9,77 0,102 176 52 12,62 0,079 656
19 9,86 0,101 137 53 12,69 0,079 673
20 9,98 0,100 200 54 12,77 0,078 690
21 10,07 0,099 211 55 12,84 0,078 706
22 10,16 0,098 224 56 12,90 0,078 722
23 10,26 0,097 236 57 12,98 0,077 740
24 10,36 0,097 249 58 13,05 0,077 757
25 10,46 0,096 262 59 13,11 0,076 773
26 10,55 0,095 274 60 13,18 0,076 791
27 10,65 0,094 288 61 13,26 0,075 809
28 10,75 0,093 301 62 13,33 0,075 826
29 10,83 0,092 314 63 13,40 0,075 844
1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 1 1 7 1 8
30 10,89 0,092 327 64 13,47 0,074 862
31 10,98 0,091 340 65 13,54 0,074 880
32 11,07 0,090 354 66 13,61 0,073 898
33 11,18 0,089 369 67 13,67 0,073 916
34 11,20 0,089 381 68 13,75 0,073 935
35 11,34 0,088 397 69 13,80 0,072 952
36 11,42 0,088 411 70 13,86 0,072 970
37 11,50 0,087 426 71 13,93 0,072 989
38 11,57 0,086 440 72 14,00 0,071 1008
Приложение XV
Значения коэффициентов теплоотдачи аПл и апт, сопротивления теплоотдаче а~л1 и и удельной теплоотдачи средних труб и в зависимости
от тпл — tB и тпт — tB для потолочных и напольных панелей, вмонтированных в междуэтажные перекрытия (по данным И. С. Шаповалова)
’п-'в. К апл' Вт/(м2-К) мг-К/Вт ?пл- Вт/м» апт* Вт/(м2«К) “пт1-м2«К/Вт ^пт-Вт/м2
ПОЛ потолок
5 8,76 0,114 44 7,05 0,142 35
6 9,00 0,111 54 7,19 0,139 43
7 9,26 0,108 65 7,34 0,136 51
8 9,54 0,105 76 7,47 0,134 60
9 9,66 0,103 87 7,57 0,132 68
10 9,84 0,102 98 7,69 0,130 77
И 10,02 0,100 НО 7,80 0,128 86
12 10,20 0,098 122 7,91 0,126 95
13 10,35 0,097 135 8,00 0,125 104
14 10,50 0,095 147 8,09 0,124 113
15 10,64 0,094 160 8,19 0,122 123
16 10,80 0,093 173 8,28 0,121 132
17 10,03 0,091 186 8,36 0,120 142
18 11,07 0,090 199 8,46 0,118 152
19 11,19 0,089 213 8,52 0,117 162
20 11,33 0,088 227 8,62 0,116 172
21 11,46 0,087 241 8,70 0,115 183
22 11,57 0,086 255 8,77 0,114 193
23 11,68 0,086 269 8,84 0,113 203
24 11,80 0,085 283 8,92 0,112 214
25 11,91 0,084 298 8,99 0,111 225
26 12,03 0,083 313 9,07 0,110 236
27 12,15 0,082 328 9,15 0,109 247
28 12,26 0,082 343 9,22 0,108 258
29 12,36 0,081 358 9,29 0,108 269
30 12,47 0,080 364 9,35 0,107 281
32 12,67 '0,079 405 9,49 0,105 304
34 12,87 0,078 438 9,64 0,104 328
36 13,06 0,077 470 9,77 0,102 352
38 13,26 0,075 504 9,60 0,101 376
40 13,42 0,075 537 10,01 0,100 400
Условный проход, мм 15 20 25 32 40 50 70
34 1,60 5,9 3,84 7,45 6,70 8,20 14,50 10,15 22,00 11,65 43,50 13,90 81,50 15,65
36 1,65 6,10 3,94 7,65 6,85 8,40 15,00 10,50 22,60 11,95 44,50 14,30 84,00 16,10
38 1,71 6,30 4,08 7,90 7,06 8,65 15,53 10,85 23,25 12,30 45,70 14,70 86,10 16,55
40 1,75 6,45 4,18 8,10 7,25 8,90 16,00 11,20 23,80 12,60 47,40 15,20 88,70 17,05
45 1,87 6,90 4,46 8,65 7,76 9,50 16,90 11,85 25,40 13,45 50,10 16,05 94,50 18,10
50 1,99 7,35 4,64 9,00 8,24 10,10 17,85 12,50 26,80 14,16 52,70 17,10 99,50 19,10
60 2,19 8,10 5,07 9,85 9,23 11,30 19,80 13,85 29,20 15,45 60,00 18,85 109,70 21,00
70 2,36 8,75 5,50 10,65 9,90 12,10 21,40 14,90 31,70 16,75 63,00 20,15 118,00 22,70
80 2,54 9,40 5,90 11,45 10,30 12,90 23,00 16,00 34,20 18,05 67,50 21,70 126,50 24,30
90 2,70 10,00 6,30 12,25 11,10 13,67 24,30 16,95 36,20 19,10 71,50 22,90 134,50 25,80
100 2,87 10,60 6,75 13,10 11,80 14,50 25,40 17,75 38,10 20,15 75,50 24,40 141,50 27,20
120 3,14 11,60 7,35 14,25 13,00 15,95 27,80 19,50 42,00 22,15 83,00 26,70 155,50 29,80
140 3,38 12,50 7,95 15,40 14,00 17,20 30,10 21,10 45,30 23,95 91,00 28,80 166,00 31,85
160 3,60 13,30 8,55 16,60 15,10 18,60 32,50 22,70 48,50 25,60 95,70 31,00 176,00 33,90
180 3,81 14,10 9,15 17,75 15,90 19,60 34,20 23,95 51,50 27,25 101,50 32,80 187,00 35,95
200 4,02 14,85 9,61 18,65 16,80 20,70 36,20 25,30 55,00 29,10 107,00 34,60 198,50 38,05
250 4,54 16,80 10,70 20,90 19,00 23,20 40,70 28,50 52,00 32,00
300 5,00 18,50 11,80 22,95 20,60 25,35 44,80 31,25
320 5,15 19,05 12,20 23,70 21,30 26,20 46,20 32,30
340 5,30 19,60 12,60 24,45 22,00 27,00 47,90 33,40
360 5,45 20,20 13,30 25,15 22,60 27,85 42,90 34,35
Значения коэффициента затекания а и характеристики сопротивления узла отопительного прибора
Вид отопительного прибора а 5-Ю^, Па/(кг/ч)2
Радиаторы чугунные 0,6 0,8
Радиаторы стальные колончатые М3 и 10-канальные РСГ2 0,6 0,8
Радиаторы стальные листотрубпые КЛТ 0,45 1,35
Радиаторы стальные змеевиковые с торцевым подключением ЗС-11 0,45 1,35
Радиаторы стальные змеевиковые с тыльным подключением ЗС-11 0,45 1,35
Конвекторы «Аккорд» 0,5 1,13
Конвекторы «Прогресс» Dy15 0,35 1,9
То же, Dy20 0,5 1,13
Конвекторы «Комфорт» Dy20 0,5 1,13
Конвекторы «Ритм» 0,5 1,13
Чугунные отопительные ребристые трубы при двухрядной установке 0,55 0,92
Гладкие трубы Dy10 -100 при двухрядной установке 0,55 0,92
Примечания: 1. Приведенные в таблице значения а и $ 10^ с достаточной
точностью справедливы для одиночных и спаренных стальных радиаторов, а так же для однорядной н двухрядной установки стандартных конвекторов «Аккорд» н «Прогресс».
2. При длине конвекторных блоков более 2 м, а также при использовании отопительных приборов, отсутствующих в данной таблице, значения а и S 10* определять по формулам:
а =
s • ю;э =
где S- 10ц t — характеристика сопротивления подводок и отопительного прибора (без учета тройников редукционной рставки), которая равна гидравлическому сопротивлению перечисленных элементов при расходе теплоносителя через них G = 100 кг/ч.
Приложение XVII Таблица для расчета трубопроводов парового отопления низкого давления при /г -^0,2 мм (р от 0,05 до 0,02 МПа)
Условный проход, мм 15 20 25 32 40 50 70
Наружный диаметр, мм 21,3 26,8 33,5 42,3 48,0 6'0 "5,5
Внутренний диаметр, мм 15,7 21,2 27,1 35,9 41 53 67,5
Па/м Верхняя строка — количество тепла, проходящего по трубе, кВт;
нижняя строка — скорость движения пара, м/с
5 0,79 1,50 2,36 5,23 7,95 15,61 29,65
2,90 2,90 2,90 3,65 4,20 5,06 5J0
6 0,81 1,63 2,62 5,80 8,80 17,30 32,80
3,00 3,15 3,20 4,05 4,65 5,58 5,30
7 0,84 1,73 2,85 6,30 9,37 18,90 35,75
3,10 3,35 3,50 4,40 4,95 6,11 6,85
8 0,87 1,78 3,10 6,80 10,10 20,30 38,80
3,20 3,45 3,80 4,75 5,30 6,54 7,40
9 0,89 1,85 3,31 7,22 10,70 21,60 40,60
3,30 3,60 4,05 5,05 5,65 6,97 7,80
10 0,92 2,05 3,51 7,66 11,32 22,80 43,00
3,40 3,85 4,30 5,35 6,00 7,36 8,25
12 0,99 2,19 3,87 8,36 12,65 25,10 46,90
3.1)0 4,25 4,75 5,85 6,70 8,12 9,00
14 1,04 2,37 4,20 9,20 13,70 27,30 50,90
3,85 4,60 5,15 6,30 7,25 8,75 9,75
16 1,10 2,55 4,52 9,66 14,70 29,20 54,80
4,0: > 4,95 5,55 6,75 7,75 9,58 10,50
18 1,15 4,25 2,73 4,80 10,30 15,65 31,20 58,40
5,30 5,90 7,20 8,25 10,02 11,20
20 1,22 2,89 5,18 11,00 16,55 32,60 62,00
4 ,50 5,60 6,35 7,70 8,75 10,55 11,90
22 1,27 3,04 5,39 11,62 17,50 34,30 64,70
4,70 5,90 6,60 8,15 9,25 11,05 12,45
24 1 ,33 3,20 5,62 12,15 18,25 39,95 67,90
4,90 6,20 6,90 8,50 9,65 11,60 13,05
26 1 ,38 3,32 5,85 12,60 19,00 37,30 70,80
5,10 6,45 7,15 8,80 10,05 12,10 13,60
28 1,44 3,45 0,09 13,10 19,75 39,00 73,60
о, 30 6,70 7,45 9,15 10,45 12,60 14,15
30 1,49 3,59 6,30 13,60 20,50 40,40 75,90
5,;>0 6,95 7,70 9,50 10,85 13,10 14,70
32 1,54 3,71 6,50 14,10 21,22 41,90 79,00
5,70 7,20 7,95 9,85 11,25 13,50 15,20
Таблица величин динамических давлений для расчета паропроводов низкого давления
Скорость движения пара, м/с Р,. Па Скорость движения пара, м/с Рд, Па Скорость движения пара, м/с рд, Па Скорость движения пара, м/с рд, Па
3 3 8 20,6 16 82 26 216
3,5 3,9 8,5 22,9 17 92 27 232
4 5,1 9 25,9 18 103 28 251
4,5 6,5 9,5 28,8 19 116 29 269
5 8,1 10 32 20 128 30 285
5,5 9,8 11 38,8 21 141 31 304
6 11,5 12 46 22 157 32 326
6,5 13,5 13 54 23 170 33 349
7 15,7 14 62,8 24 186 34 370
7.5 17,0 15 72 25 200 35 392
Приложение XIX
Диаметры сухих и мокрых конденсатопроводов систем парового отопления низкого давления
Диаметр трубопровода, мм Количество тепла, выделенного при конденсации пара, кВг
Участки сухого конденсатопровода Мокрый горизонтальный или вертикальный конденсатопровод при общей длине участков рассчитываемого конденсатопрозодз, м
горизонтальный вертикальный до 50 | от 50 до 100 | более 100
15 4,7 7 33 21 9,3
20 17,5 26 78 53 29,0
25 33,0 49 145 93 47
32 79 160 310 200 100
40 120 180 440 290 135
50 250 370 760 465 250
70 580 875 1750 1250 580
80 870 1300 2650 1750 875
100 1450 2150 4100 2700 1450
Физические свойства насыщенного водяного пара (по Вакуловичу)
Давление Ризб- М11а Температура t, °C Плотность Энтальпия Теплота фазового перехода <7К> МДж/кр
воды р' , кг/м8 пара р*, кг/м8 воды МДж/кг пара МДж/кг
0,0 99,09 959,1 0,580 0,415 2,675 2,259
0,01 101,76 957,12 0,634 0,426 2,679 2,252
0,02 104,25 955,3 0,687 0,437 2,682 2,245
0,03 106,56 953,6 0,741 0,447 2,686 2,238
0,04 108,74 952,0 0,794 0,456 2,689 2,233
0,05 110,79 950,4 0,847 0,465 2,693 2,228
0,06 112,73 949,0 0,900 0,473 2,695 2,222
0,07 114,57 947,5 0,952 0,481 2,698 2,218
0,08 116,33 946,1 1,005 0,488 2,701 2,213
0,09 118,01 944,7 1,057 0,495 2,703 2,208
0,10 119,62 943,4 1,109 0,502 2,706 2,204
0,12 122,65 941,0 1,212 0,515 2,710 2,195
0,14 125,46 938,7 1,315 0,527 2,714 2,187
0,16 128,08 936,5 1,417 0,533 2,718 2,180
0,18 130,55 931,5 1,520 0,549 2,721 2,173
0,20 132,88 932,3 1,621 0,559 2,724 2,166
0,25 138,19 927,7 1,873 0,582 2,731 2,150
0,30 142,92 923,5 2,124 0,602 2,738 2,136
0,35 147,20 919,5 2,373 0,620 2,743 2,123
0,40 151,11 915,9 2,610 0,639 2,748 2,111
0,50 158,08 909,3 3,111 0,667 2,756 2,089
0,60 161,17 903,3 3,600 0,694 2,763 2,069
0,70 169,61 897,8 4,085 0,718 2,768 2,051
0,80 171,53 892,7 4,508 0,739 2,773 2,034
0,90 179,04 888,0 5,051 0,759 2,777 2,018
1,00 183,20 883,5 5,540 0,777 2,780 2,003
Таблица для расчету трубопроводов парового отопления высокого давления при k — 0,2 мм
Трубы стальные водсгазопроводные (газовые) ю ГОСТ 3 262—75 Трубы стальные бесшовные по ГОСТ 8732—70
Условный проход, мм 15 20 25 32 40 50 70 57/3,5 76/3,5 89/3,5 108/4 133/1 159/1,5 269/6
Внутренний диаметр, ММ 13,7 21 .2 27,1 35,9 •11 53 67,5 50 69 82 100 125 150 203
Наружный диаметр, мм 21,3 26,8 33,5 •12,3 48 60 75,5 57 76 89 108 133 159 219
Потери от трения R, Па/м Верхняя строка — количество проходящего пара, кг/ч; нижняя строка — скорость пара, м/с, при р=1,0 кг/м3
1 3 4 5 6 7 8 9 10 11 >2 . 13 14 15
34 3,52 5,05 7,84 6,17 15,09 7,27 31,85 8,74 45,30 9,53 89,40 11,26 160,39 12,15 76,63 10,84 186,45 13,46 283,05 14,89 477,44 16,87 858,79 19,44 1386,5 21,80 3227,9 26,64
36 3,62 5,19 8,07 6,35 15,53 7,48 32,77 8,99 46,62 9,81 92,00 11,58 164,30 13,53 78,85 11,16 191,87 13,85 291,26 15,32 491,29 17,38 883,71 20,0 1426,7 22,43 3321,5 27,42
38 3,72 5,33 8,29 6,53 15,95 7,68 33,67 9,24 47,90 10,08 94,51 11,90 169,08 13,91 81,01 11,46 197,12 14,23 299,32 15,74 504,75 17,85 907,92 20,55 1465,9 23,04 3412,5 28,17
40 3,81 5,47 8,51 6,70 16,36 7,88 34,55 9,48 49,14 10,34 96,97 12,21 183,73 14,26 83,11 11,76 202,25 14,60 307,00 16,15 517,87 18,32 931,51 21,09 1503,9 23,72 3501,2 28,90
45 4,05 5,80 9,02 7,10 17,36 8,36 36,64 10,06 52,12 10,96 102,85 12,95 194,87 15,13 88,16 12,47 214,51 15,48 325,63 17,13 549,29 19,43 987,97 22,36 1595,1 25,07 3713,6 30,65
50 4,26 6,12 9,51 7,49 18,30 8,81 38,63 10,60 54,94 11,56 108,41 13,65 205,41 15,95 92,92 13,15 226,12 16,32 343,24 18,05 578,97 20,48 1041,4 23,57 1681,5 26,43 3914,4 32,31
60 4,67 6,70 10,42 8,20 20,04 9,65 42,31 11,61 60,18 12,66 118,76 14,95 225,02 17,47 101,79 14,40 247,70 17,88 375,99 19,78 634,25 22,43 1140,8 25,82 1841,9 28,95 4288,0 35,39
Продолжение приложения XX/
1 1 1 3 1 1 3 1 3 1 G 1 7. 1 8 1 9 1 1 10 | 11 1 12 1 13 1 14 1 15
70 3,05 7.21 11,26 8.86 21,65 10,43 45,70 12,54 65,01 13,68 128,28 16,15 243,05 18,87 109,95 15,56 267,54 19,31 406,13 21,36 685,06 24,23 1232,2 27,89 1989,5 31,27 4631,5 38,23
Ь0 5,39 7,74 12,40 9,47 23,14 11,15 48,86 13,41 69,49 14,62 137,14 17,27 259,84 20,17 117,54 16,63 286,01 20,64 434,17 22,84 732,36 25,90 1317,3 29,82 2126,9 33,43 4951,4 40,87
90 5,72 8,21 12,76 10,04 24,55 11,82 51,82 14,22 73,71 15,51 145,45 18,31 275,60 21,39 124,68 17,64 303,37 21,90 460,50 24,22 776,78 27,47 1397,2 31,63 2255,9 35,46 5251,7 43,35
100 6,03 8,65 13,45 10,59 25,86 12,46 54,62 14,99 77,70 16,35 153,33 19,31 290,50 22,55 131,42 18,59 319,77 23,08 485,41 25,53 818,8 28,96 1472,8 33,34 2377,9 37,38 5535,8 45-, 69
120 6,61 9,48 14,74 11,60 28,34 13,65 59,84 16,42 85,11 17,09 167,95 21,15 318,22 24,70 143,96 20,37 350,30 25,28 531,76 30,50 896,95 31 ,72 1613,4 36,52 2604,9 40,95 6064,2 50,05
140 7,13 10,24 15,92 12,53 30,62 14,74 64,63 17,74 91,93 19,34 181,42 22,84 343,73 26,68 155,49 22,00 378,36 ' 27,31 574,34 30,21 968,82 34,27 1742,6 39,45 2813,6 44,23 6550,0 54,06
160 7,63 10,94 17,02 13,39 32,73 15,76 69,09 18,96 98,28 20,68 193,94 24,42 367,47 28,52 166,23 23,52 404,49 29,20 614,0 32,30 1035,7 36,63 1863,0 42,17 3007,8 47,28 7002,3 57,80
180 8,09 11,61 18,05 14,20 34,72 16,72 73,28 20,11 104,24 21,93 205,70 25,90 389,75 30,25 176,31 24,94 429,03 30,97 651,24 34,26 1098,5 38,85 1976,0 44,73 3190,3 50,15 7426,8 61,30
200 8,53 12,24 19,03 14,97 36,59 17,62 77,25 21,20 109,88 23,12 216,83 27,30 410,84 31,89 185,85 26,29 452,24 31,64 686,47 36,11 1158,0 40,96 2082,8 47,15 3362,9 52,86 7828,8 64,62
260 9,72 13,95 21,69 17,07 41,72 20,09 88,08 24,17 125,28 26,36 247,23 31,13 468,42 36,36 211,90 29,98 515,62 32,22 782,71 41,17 1320,3 46,70 2374,8 53,76 3834,3 60,27 8926,2 73,68
300 10,44 14,99 23,30 18,34 44,82 21,58 94,61 25,96 134,57 28,31 265,57 33,44 503,16 39,06 227,62 32,20 553,87 39,98 840,77 44,22 1418,2 50,16 2551,0 57,74 4118,7 64,74 9588,3 79,14
400 12,06 17,30 26,91 21,17 51,75 24,92 109,25 29,98 155,39 32,69 306,64 38,61 581,00 45,10 262,84 37,18 639,55 46,16 970,83 51,07 1637,6 57,92 2945,6 66,68 4755,8 74,76 11072,0 91 ,39
500 13,48 19,35 30,08 23,67 57,86 27,86 122,14 33,52 173,73 36,55 342,84 43,17 649,59 50,42 293,86 41,57 715,04 51,61 1085,4 57,09 1830,9 64,76 3293,3 74,55 5317,2 83,58 12378,0 102,17
600 14,77 21,19 32,95 25,93 63,38 30,52 133,80 36,72 190,31 40,04 375,57 47,29 711,59 55,24 321,91 45,54 783,29 56,54 1189,0 62,54 2005,7 70,94 3607,6 81,66 5824,7 91,56
356 Окончание приложения XXI
1 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 1 7 1 8 1 9 1 10 1 “ 1 12 1 13 [ 14 1 15
700 15,95 22,89 35,59 28,01 68,46 32,97 144,52 39,66 205,56 43,25 405,65 51,08 768,60 59,66 347,70 49,19 846,05 61,07 1284,3 67,55 2166,4 76,62 3896,7 88,20 6291,4 98,89
800 17,06 24,47 38,05 29,94 73,18 35,24 154,50 42,40 219,75 46,24 433,66 54,60 821,67 63,78 371,71 52,59 904,46 65,28 1373,0 72,22 2316,0 81,91 4165,7 94,29 6725,6 105,72
900 18,09 25,96 40,36 31,78 77,62 37,38 163,87 44,97 233,08 49,04 459,97 57,91 871,51 67,65 394,25 55,76 959,32 69,24 1456,2 76,60 2456,4 86,88 4418,4 100,01
1000 19,07 27,36 42,54 33,48 81,82 39,40 172,73 47,40 245,69 51,69 484,85 61,05 918,65 71,31 415,58 58,79 1011,2 72,99 1535,0 80,74 2589,3 91,58
1200 20,89 29,97 46,60 36,67 89,63 43,17 180,22 51,93 269,14 56,63 531,12 66,87 1006,30 78,12 455,24 64,40 1107,7 79,96 1681,5 88,45 2836,4 100,32
1400 22,56 32,37 50,34 39,61 96,81 46,62 204,38 56,09 290,70 61,16 573,68 72,23 1087,00 84,38 491,72 69,56 1196,5 86,36 1816,3 95,53
1600 24,12 34,61 53,81 42,34 103,50 49,84 218,49 59,96 310,77 65,39 613,29 77,22 1162,0 90,20 525,67 74,37 1279,1 92,32 1941,7 102,13
1800 25,58 36,71 57,07 44,91 109,78 52,87 231,75 63,60 329,63 69,35 650,49 81,90 1232,5 95,67 557,56 78,29 1356,7 97,93
2000 26,97 38,69 60,16 47,34 115,71 55,73 244,28 67,04 347,46 73,10 685,68 86,33 1299,2 100,85 587,72 83,15 1430,1 103,22
2200 28,28 40,58 63,10 49,65 121,36 58,45 256,21 70,31 364,42 76,67 715,15 90,55
2400 29,54 42,39 65,90 51,86 126,76 61,04 267,60 73,44 380,62 80,08 751,12 94,57
Приложение XXII
Поправочный коэффициент k3 для расчета воздушно-тепловых завес
Конструкция входа
Число людей, проходящих через вход в здание в час открытый вестибюль закрытый вестибюль
одинарные двери двойные или вращающиеся двери тройные двери одинарные двери двойные или вращающиеся двери тройные двери
А. Воздухозабор внутри вестибюля
600 0,26 0,21 0,16 0,23 0,19 0,15
700 0,31 0,26 0,20 0,27 0,23 0,18
800 0,35 0,30 0,25 0,32 0,27 0,23
900 0,39 0,34 0,28 0,35 0,31 0,25
1000 0,43 0,38 0,32 0,39 0,34 0,29
1100 0,47 0,41 0,35 0,43 0,37 0,32
1200 0,51 0,44 0,38 0,46 0,40 0,34
1300 0,55 0,48 0,41 0,49 0,43 0,37
1400 0,58 0,51 0,44 0,52 0,46 0,40
1500 0,61 0,54 0,46 0,55 0,49 0,42
Б. Воздухозабор снаружи
600 0,21 0,17 0,13 0,18 0,15 0,12
700 0,24 0,21 0,16 0,22 0,18 0,15
800 0,28 0,24 0,20 0,25 0,21 0,18
900 0,31 0,27 0,23 0,28 0,24 0,20
1000 0,34 0,30 0,26 0,31 0,26 0,22
1100 0,38 0,33 0,28 0,34 0,29 0,24
1200 0,41 0,35 0,30 0,35 0,31 0,26
1300 0,44 0,38 0,33 0,38 0,33 0,29
1400 0,47 0,41 0,35 0,40 0,36 0,31
1500 0,49 0,43 0,37 0,42 0,36 0,33
Примечание. Открытым считается вестибюль, не отделенный дверьми от лестничной клетки и лифтового холла, закрытым — снабженный дверьми перед лестничной клеткой и лифтовым холлом.
ЛИТЕРАТУРА
Андреевский А. К. Отопление (курс лекций).— Мн., 1974.
Андреевский А. К. Об определении расчетным путем величины коэффициента затекания воды в нагревательные приборы для однотрубных систем отопления с П-образпыми стояками.— В сб.: Отопление, вентиляция и строительная теплофизика. Мп., 1973. Вып. 2.
Андреевский А. К. Об учете полезной теплоотдачи трубопроводами систем отопления.— Изв. вузов. Разд. Строительство и архитектура, 1965, № 1.
Андреевский А. К. О потерях давления в местных сопротивлениях систем отопления.— Изв. вузов. Разд. Строительство и архитектура, 1968, № 4.
Андреевский А. К. О расчете вертикальных бетонных труб.— Изв. вузов. Разд. Строительство п архитектура, 1968, № 10.
Артюшенко Н. М. Водяное отопление домов индивидуальной застройки.— Киев, 1972.
Белинкий Е. А. Рациональные системы водяного отопления.— М. 1960.
Белоусов В. В. Пуск и наладка центральных систем отопления.— М., 1966.
Богословский В. Н. Тепловой режим здания.— М., 1979.
ГОСТ 2127—47: Печи отопительные теплоемкие. Нормы проектирования.
Губернский Ю. Д., Кореневская Е. И. Гигиенические основы кондиционирования микроклимата жилых и общественных зданий.— М., 1978.
Егиазаров А. Г., Кокорин О. Я., Прыгунов Ю. М. Отопление п вентиляция сельскохозяйственных зданий.— Киев, 1976.
Иссерлин А. С. Газовое отопление.— Л., 1979.
Инструкция по комплексному использованию геотермальных вод для тепло-охлаждения зданий и сооружений: ВСН 36-77/Госгражданстрой.— М., 1978.
Константинова В. Е. Надежность систем центрального водяного отопления в зданиях повышенной этажности.— М., 1976.
Либер С. И. Гидравлический расчет систем водяного отопления методом динамических давлений.— Водоснабжение и сан. техника 1960, № 11.
Ливчак И. Ф. Квартирное отопление.— М., 1977.
Лобаев Б. Н. Расчет трубопроводов систем водяного и парового отопления.— Киев, 1956.
Методические материалы для проектирования. Нагревательные приборы. А6-54 /ГНИ Саитехпроект,— М„ 1972.
Моор Л. Ф., Карпис А. А. Выбор и расчет приточных воздухораспределительных устройств и систем воздухораспределения.— Водоснабжение и сан. техника, 1977, № 10.
Нездатный С. М. Газовое отопление малоэтажных здании.— Киев, 1969.
Одельский Э. X., Каган Л. И., Кирзнер Л. X. Методика и примеры расчета на ЭВМ системы центрального отопления.— Мн., 1979.
Отопление и вентиляция /Каменев П. Н., Сканави А. И., Богословский В. II. и др.— М., 1975. Ч. I.
Офицеров Л. Ф. Однотрубные системы отопления.— М., 1960.
А 145347
Печное отопление жилых зданий. ГАП ' --
К..89517-1
/Гипроавпапром.— М., 1946.
Вып. 1. Отопительные кирпичные печи.
Радиаторы стальные РСГ2, конвекторы напольные «Ритм», конвекторы высокие КВ /ГПИ Саитехпроект.— В кн.: Строительный каталог, ч. 10, разд. 1.—М., 1976.
Рекомендации по проектированию, монтажу н пуску систем потолочно-напольного отоплепия/ВНИИЭП инженерного оборудования.— М., 1972.
Рекомендации по расчету систем воздушного отопления/ГПИ Саитехпроект.— М., 1976.
Рекомендации по проектированию и монтажу горизонтальных однотрубных систем водяного отопления с редукционными вставками. АЗ-774/ГПИ Саитехпроект.— М., 1978.
Санитарные нормы проектирования промышленных предприятий: СИ 245— 71 —М., 1972.
Сканави А. Н. Конструирование и расчет систем водяного и воздушного отопления зданий.— Л1., 1977.
Сканави А. Н. Отопление.-М., 1979.
СНиП 11-JI. 1—71. Жилые здания. Нормы проектирования,—М., 1978.
СПиП П-Л. 2- 72. Общественные здания и сооружения. Нормы проектирования. Общая часть,— М., 1978.
СНиП Н-А. 6—72. Строительная климатология и геофизика.— М., 1973.
СНиП 111-28—75. Санитарно-техническое оборудование зданий и сооружении. Правила производства и приемки работ.— М., 1976.
СНиП 11-33 -75. Отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха. Нормы проектирования. М., 1976.
СНиП 11-100—75. Теплицы и парники. Нормы проектирования.— М., 1978.
СНиП 11-90—77. Животноводческие, птицеводческие и звероводческие здания и сооружения. Нормы проектирования.— М., 1978.
СНиП 11-3-79. Строительная теплотехника. Нормы проектирования.— ЛЕ, 1979.
Справочник по теплоснабжению и вентиляции/Р. В. Щекин, С. ДЕ Коренев-скип, Г. Е. Бем и др.— Киев, 1976. Ч. I.
Справочник проектировщика. Отопление, водопровод, капали шция/Под ред. И. Г. Староверова.— М., 1975. Ч. I.
Строй А. Ф. Теплотехнический расчет систем почвенною обо, pciia hhi.tiih.. Изв. вузов. Разд. Строительство и архитектура, 1974, Ас 2.
Указания по проектированию и осуществлению систем панельного отопления о стальными нагревательными элементами в наружных стенах крупнопанельных даний. СН 398—69/Госгражданстрой при Госстрое СССР.— М., 1970.
Указания по проектированию и расчету радиаторных однотрубных систем одяпого отопления с нижней разводкой магистралей. СН 419—70.— М., 1972.
Указания по расчету воздушно-тепловых завес наружных входов в обЩест-епные здания. АЗ-315и/ГПИ Сантехпроект.— М., 1970.
Федоров М. Н. Напольное отопление.— М., 1974.
Фокии К. Ф. Строительная теплотехника ограждающих частей зданий.— Л., 1973.
Шаповалов И. С. Беляиовский С. И. Тепловая эффективность жилых зда-щй.— М., 1967.
Щекин Р. В., Березовский В. А., Потапов В. А. Расчет систем центрального' отопления.— Киев, 1975.
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие 3
Глава 1. Общие сведения об отопительных установках 5
1.1. Краткий исторический обзор развития отопительной техники 5
1.2. Требования, предъявляемые к отопительным установкам 8
1.3. Элементы отопительных установок, теплоносители и классификация систем отопления 11
1.4. Основные принципиальные схемы центрального отопления 14
1.5. Трубопроводы и запорно-регулировочная арматура систем отопления 23
Глава 2. Определение тепловых нагрузок отопительных установок 27
-2.1. Факторы, влияющие па величину тепловых нагрузок систем отопления 27
2.2. Сопротивление теплопередаче наружных ограждений 29
2.3. Определение основных теплопотерь помещений 34
2.4. Добавочные теплопотери 37
2.5. Расход тепла па нагревание инфильтрующегося воздуха 38
2.6. Определение потерь тепла через полы, расположенные на грунте, и стены, заглубленные в землю 44
2.7. Учет дополнительных теплопоступлений и расходов тепла 46
2.8. Удельный расход тепла на отопление. Определение потерь тепла по контрольным показателям 49
2.9. Пример определения величины тепловых потоков, идущих из помещений здания 49
Глава 3. Тепловые пункты отапливаемых зданий 51
3.1. Необходимость создания тепловых пунктов в зданиях 54
3.2. ( Принципиальные схемы узлов присоединения и их основное оборудование 55
3.3. Подбор водоструйных элеваторов 61
-в Метод подбора скоростных водоводяпых подогревателей 63
3.5 Циркуляционные насосы и другое вспомогательное оборудование 67
Глава 4. Теоретические основы и способы гидравлического расчета теплопроводов систем центрального водяного отопления 70
4.1. Потеря давления на преодоление сопротивлений трения по длине теплопроводов 70
4.2. Потеря давления в местных сопротивлениях 75
4.3. ’Гидравлический расчет теплопроводов способом удельных потерь на трение 77
4.4. 'Гидравлический расчет теплопроводов способом динамических давлений 78
4.5. ' Гидравлический расчет теплопроводов способом приведенных длин 79
4.6. Понятие о характеристике сопротивления и проводимости участка теплопровода 80
4 7. Гидравлический расчет теплопроводов по характеристикам сопротивления 82
•4.8 Гидравлический расчет теплопроводов способом перемещения единицы расхода 84
Глава 5. Двухтрубные системы водяного отопления с естественной циркуляцией теплоносителя 87
5.1. Определение естественного давления, действующего в двухтрубных системах водяного отопления 87
5.2. 'Влияние охлаждения воды в теплопроводах на естественное давление 91
5.3. 'Гидравлический расчет теплопроводов системы отопления с естественной циркуляцией теплоносителя, верхней разводкой и тупиковым движением воды в магистралях 92
5.4. 'Гидравлический расчет теплопроводов системы водяного отопления с естественной циркуляцией, нижней разводкой и тупиковым движением теплоносителя в магистралях 103
5.5. Расширительный бак и определение его размеров 109
Глава 6. Однотрубные системы водяного отопления с естественной циркуляцией теплоносителя 112
6.1. Естественное давление, действующее в однотрубных системах водяного отопления с замыкающими участками 112
6.2. Малые циркуляционные кольца однотрубных систем отопления, естественное давление, возникающее в них, и распределение расходов теплоносителя 116
6.3. Разность естественных давлений действующих в вертикальных однотрубных проточных системах отопления 117
6.4. Определение коэффициента затекания для радиаторных узлов однотрубных систем отопления 120
6.5. Гидравлический расчет теплопроводов вертикальной однотрубной системы отопления с естественной циркуляцией и тупиковым движением воды в магистральных теплопроводах 123
Глава 7. Системы водяного отопления с искусственной циркуляцией теплоносителя 129
7.1. Область применения и некоторые особенности систем отопления с искусственной циркуляцией теплоносителя 129
7.2. Двухтрубные системы водяного отопления с искусственной циркуляцией теплоносителя 132
7.3. Однотрубные системы водяного отопления с искусственной циркуляцией теплоносителя 141
7.4. Построение графиков падения давления в магистральных теплопроводах и стояках системы отопления 155
7.5. Горизонтальные однотрубные системы отопления 156
7.6. Некоторые предложения по устройству комбинированных систем отопления с децентрализованным смешением 160
7.7. Отопление высотных зданий 162
Глава 8. Отопительные приборы систем центрального отопления 165
8.1. Требования, предъявляемые к отопительным приборам 165
8.2. Виды отопительных приборов 166
8.3. Размещение, установка н присоединение отопительных приборов к теплопроводам систем отопления 174
8.4, Определение потребной греющей площади отопительных приборов 176
'8'5. Учет полезной теплоотдачи теплопроводами систем отопления и тепловой расчет теплопроводов 182
8.6. Примеры определения потребной греющей площади отопительных приборов 185
Глава 9. Системы отопления с греющими панелями 188
9.1. Особенности систем отопления с греющими панелями и условия комфорта при конвективном и лучистом отоплении 188
9.2. Площадь и температура греющих панелей. Теплоносители 192
9.3. Конструкции греющих панелей 194
9.4. Тепловой расчет греющих панелей 197
9.5. Примеры расчета греющих панелей 208
9.6. Особенности проектирования систем отопления с греющими панелями 213
9.7. Технико-экономические данные систем отопления с греющими панелями 217
Гл а в а -ТО. Квартирные системы отопления 218
10.1. Особенности оборудования и расчета квартирных систем 218
10.2. Пример расчета квартирной водяной системы отопления 221
10.3. Использование генератора тепла квартирного отопления для горячего водоснабжения 228
Глава 11. Системы парового отопления низкого давления 231
11.1. Область применения и раз.-новндностн систем парового отопления 231
11.2. Системы парового отопления низкого давления 233
11.3. Гидравлический расчет трубопроводов систем парового отопления низкого давления 237
11.4. Дополнительное оборудование систем парового отопления низкого дав.к нпя 213
11.5. Вакуум-паровые и субатмосферные системы отопления 245
Гл а в а 12. Системы парового отопления высокого давления 246
12.1. Особенности устройства систем парового отопления высокого давления 246
12.2. Основы гидравлического расчета паропроводов систем парового отопления высокого давления 253
12.3. Основы гидравлического расчета конденсатопроводов систем паровою отопления высокого давления 255
12.4. Пример гидравлического расчета трубопроводов системы парового отоп.тения высокого давления 261
Глава 13. Воздушное отопление зданий 268
13.1. Гнгш-ннчеекш- основы, преимущества и недостатки систем воздушного отопления 268
13.2. Допустимая температура вводимого в помещения нагретого воздуха, определение ею массы и тепловой мощности установок воздушного отопления 271
13.3. Подача нагретою воздуха в помещения 274
13.4. Отопление лестничных клеток и помещений большого объема высокими конвекторами 279
13.5. Воздушно-тепловые завесы у наружных входов зданий 285
Г л а в а .13 Отоплеиие сельскохозяйственных зданий и сооружений 290
14.1. Особенности микроклимата и отопления помещений для содержания животных и птицы 290
14.2. Отопление теплиц и парников 295
Глава 15. Регулирование и устойчивость работы систем центрального отопления 301
15.1. Испытание, пусковое и эксплуатационное регулирование систем центрального отопления 301
15.2. Гидравлическая и тепловая устойчивость различных систем отопления 305
Глава IB. Местное отопление 311
16.1. Печное отопление 311
16.2. Газовое отоплеиие 319
16.3. Электрическое отопление 325
Заключение 330
Приложения 332
Литература 358
(Андреевский Алексей Константинович|
ОТОПЛЕНИЕ
Редактор М. Г. ЛЯоскаленко Худож. редактор А. Г. Звонарев Техн, редактор Г. М. Романчук. Корректор Р. К. Емельянова
ИВ № 1342
Сдано в набор 8.01.82. Подписано в печать 31.08.82. AT 16191.
Формат 60X90l/i<j. Бумага тип. № I. Гарнитура литературная.
Высокая печать. Усл. печ. л. 23. Усл. кр.-отт. 23,25. Уч.-изд. л.
25,72. Тираж 9100 экз. Зак. 2281. Цена 1 руб.
Издательство «Вышэйшая школа» Государственного комитета БССР но делам издательств, полиграфии и книжной торговли. 220048, Минск, проспект Машерова, II.
Минское производственное полиграфическое объединение им'. Я. Коласа. 220005. Минск, Красная, 23.
Андреевский А. К.
А65 Отопление: [Учеб, пособие для вузов по спец. 1208 «Теплогазоснабжение и вентиляция»]/Под ред. М. И. Курпана.— 2-е изд., перераб. и доп.— Мн.: Выш. школа, 1982.— 364 с., ил.
В nep.: 1 руб.
В соответствии с программой курса «Отопление» в книге изла1а-югся принципы действия, расчета, конструирования и эксплуатации отопительных устройств, предназначенных для поддержания заданной температуры в жилых, общественных и промышленных зданиях. Приводятся краткие данные о расчетах и конструировании домовых тепловых пунктов.
Учебное пособие предназначается для студентов дневного, вечернего и заочного обучения специальности «Теплогазоснабжение и вентиляция».
3206000000—145 , „
А М304(05)—82 84-82
ББК 38.762.1я73
6 СЭЛ
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ВЫШЭЙШАЯ ШКОЛА»
ВЫПУСТИТ В 1983 ГОДУ КНИГИ:
Справочное пособие по технологическому оборудованию промышленных предприятий В. Ф. Степанчук, А. П. Несенчук, В. А. Седнин it др.; Под род. В. Ф. Степанчука.— Мн.: Выш. школа, 1983 (I кв.).— 25 л.— На рус. яз.— 1 р. 70 к.
Даются основные сведения о технологических процессах и теплотехиологическом оборудовании предприятий: машиностроительных, автотракторных, по переработке нефти и производству азотных удобрений. Отражены вопросы расчета основного теплотехнологического оборудования, его компоновки и эксплуатации, техники безопасности и промышленной санитарии.
Предназначено для инженерно-технических работников, а также студентов-дипломников специальности «Промышленная энергетика».
Качан А. Д., Муковозчик II. В. Техникоэкономические основы проектирования тепловых электрических станций (курсовое и р о е к т и р о в а и и е): Учеб, пособие.— Мн.: Выш. школа, 1983 (I кв.).--10 л.— На рус. яз. 50 к.
1 li.iai аются методические основы и принципы выбора основного оборудования ТЭС (1СИЛОВЫХ электрических станций) и техпнко-лишомпчеекоп оптимизации параметров п элементов варо। урбппных ус тановок, а также ме-||>чы расчета тепловых схем и показателей I I'll.lolli ill экономичности ТЭС.