Теплоснабжение и вентиляция
Курсовое и дипломное проектирование
Под общей редакцией профессора Б.М. Хрусталева
2-е издание исправленное и дополненное
Допущено
Министерством образования и науки Российской Федерации
в качестве учебного пособия для студентов высших учебных
заведений, обучающихся по специальности «Теплогазоснабжение
и вентиляция» направления подготовки дипломированных
специалистов «Строительство»
Допущено
Министерством образования Республики Беларусь
в качестве учебного пособия для студентов специальности
«Теплогазоснабжение, вентиляция и охрана воздушного бассейна»
учреждений, обеспечивающих получение высшего образования
Издательство Ассоциации строительных вузов
МОСКВА 2005

•bLilv jt.ЗоЯ /
T34
УДК 697.34.001
Авторы:
Б.М. Хрусталев, Ю.Я. Кувшинов, В.М. Копко. А. А. Михалевич,
П.И. Дячек, В. В. Покатилов, Э.В. Сенькевич, Л.В. Борухова,
В. П. Пилюшенко, Г.И. Базыленко, О.И. Юрков
Рецензенты:
Кафедра энергетики Белорусского аграрно-технического университета,
доктор технических наук, профессор Б. В. Яковлев
Т 34 Теплоснабжение и вентиляция. Курсовое и дипломное
проектирование. /Под ред. проф. Б. М. Хрусталева - М.:
Изд-во АСВ, 2005. - 576 с, 129 ил.
2-е издание исправленное и дополненное
ISBN 5-93093-394-4
Изложены методические указания, примеры расчетов, справочные
материалы для выполнения курсовых проектов и работ по отоплению,
вентиляции, кондиционированию воздуха, горячему водоснабжению,
теплоснабжению, очистке вентиляционных выбросов Приведены ме-
методические указания и рекомендации по дипломному проектированию
Для студентов вузов и специалистов по теплоснабжению и вентиляции
ISBN 5-93093-394-4 © Издательство АСВ, 2005
© Коллектив авторов, 2005

Предисловие
Переход от экстенсивного развития нашего общества к интенсивному,
повышение качества продукции, в том числе и качества строительства, тре-
требует создания условий для высокопроизводительного труда и культуры
производства, что неразрывно связано с состоянием воздушной среды на
рабочих местах.
Поэтому основная задача специалистов в области теплоснабжения,
вентиляции и охраны воздушного бассейна - создание в помещениях раз-
разного назначения такого микроклимата, при котором обеспечиваются бла-
благоприятные условия для выполнения работ и нормальной деятельности
человека, а также решение вопросов очистки газовых выбросов, утилиза-
утилизации уловленных веществ и энергосбережения. Именно эти необходимые
для человека и технологических процессов условия внутренней среды на
производстве, в жилых и общественных зданиях обеспечиваются с по-
помощью систем отопления, теплоснабжения, вентиляции и кондициониро-
кондиционирования воздуха. Эффективность систем, их технико-экономические характе-
характеристики во многом зависят не только от принятых схем, от правильного
монтажа, наладки и эксплуатации, но и от правильно выбранной методики
расчета и достоверности проведенных расчетов. Поэтому курсовое и ди-
дипломное проектирование, включающее вопросы расчета, проектирования,
строительства и эксплуатации систем отопления, теплоснабжения, венти-
вентиляции и кондиционирования воздуха, очистки вентиляционных выбросов
играет важную роль в подготовке инженеров по специальности «Теплога-
зоснабжение, вентиляция и охрана воздушного бассейна».
Устройство данных систем и их отдельных элементов характеризует-
характеризуется высокой степенью сложности: большим разнообразием схем, исполь-
использованием сложных механизмов и приборов для регулирования и контроля
их работы. Курсовое проектирование, являясь важной составной частью
учебного процесса, способствует усвоению студентами теоретических
положений, формированию практических навыков в проектно-конструк-
торской работе.
В то же время решение конкретных практических задач в курсовом и
дипломном проектировании позволяет студентам получить более полное
представление о физической сущности протекающих процессов, теорети-
теоретических положений, взаимосвязи отдельных элементов систем, числовых
значений отдельных расчетных коэффициентов и их соотношение в зави-
зависимостях.
Дипломное проектирование является завершающим этапом в подго-
подготовке студентов к самостоятельной работе и выборе правильных экономи-
экономически оправданных решений.
В восьми разделах данного учебного пособия приводятся методиче-
методические указания и примеры расчета по основным вопросам курсового и ди-
дипломного проектирования. Дополнительно следует пользоваться учебни-

4 Глава I
ками, учебными пособиями, справочниками, строительными нормами и
правилами, а также санитарными нормами, конспектами лекций.
В четырех первых главах приводятся методические указания и приме-
примеры расчетов по курсовому проектированию по разделам: отопление, венти-
вентиляция, кондиционирование воздуха, горячее водоснабжение и теплоснаб-
теплоснабжение. Пятая глава посвящена вопросам дипломного проектирования по
теплоснабжению. В шестой главе изложены рекомендации к выполнению
дипломных проектов по отоплению, вентиляции и кондиционированию
воздуха в зданиях различного значения. В седьмой главе рассматривается
теплотехнический расчет наружных ограждающих конструкций отапливае-
отапливаемых зданий, в восьмой - содержатся рекомендации по энергосбережению в
зданиях и сооружениях.
Данное учебное пособие разработано в соответствии с типовыми про-
программами отдельных дисциплин, построено на возможности применения
нормативных требований и материалов в процессе их изменений и содер-
содержит основные справочные материалы.
Авторы просят читателей присылать свои замечания, пожелания, пред-
предложения, которые помогут авторам в улучшении учебного пособия при его
переиздании.
Предисловие написано доктором технических наук, профессором
Хрусталевым Б. М.;
глава 1 - канд. техн. наук, доц. Покатиловым В. В.;
глава 2 B.1 и 2.2) -докт. техн. наук, проф. Дячеком П.И., канд. техн.
наук Боруховой Л.В. и доц. Пилюшенко В.П.;
глава 2 B.3) - докт. техн. наук, проф. Дячеком П.И. и докт. техн.
наук, проф. Кувшиновым Ю.Я.;
глава 3 - канд. техн. наук, проф. Копко В.М.;
глава 4, 5 - канд. техн. наук, проф. Копко В.М. и канд. техн.
наук, доц. Базыленко Г.И.;
глава 6 - докт. техн. наук, проф. Хрусталевым Б.М. и канд.
техн. наук, доц. Сенькевичем Э.В.;
глава 7 - канд. техн. наук, доц. Юрковым О.И.;
глава 8 - докт. техн. наук, проф. Михалевичем А.А.
Авторы выражают большую благодарность докт. техн. наук, профес-
профессору Б.В. Яковлеву и канд. техн. наук, доценту К.Э. Гаркуше за ценные
замечания, советы и рекомендации, сделанные при рецензировании руко-
рукописи.

5 ~
ГЛАВА I. Методические указания и примеры расчетов
по выполнению курсового и дипломного проек-
проектов «Отопление зданий различного назначения»
1.1. Исходные данные для проектирования
Исходными данными для проектирования системы отопления здания
являются: район строительства; планы этажей, подвала, чердака; разрезы
здания; теплотехнические характеристики ограждающих конструкций
(окон, дверей, стен, пола 1-го этажа, чердачного или бесчердачного покры-
покрытия), полученные на основании выполненной ранее курсовой работы по
строительной теплотехнике или указанные в задании на проектирование;
источник теплоснабжения и его параметры.
В качестве исходных данных могут быть также заданы: вид системы
отопления и схема присоединения системы отопления к тепловым сетям;
вид системы отопления и ее основные исходные параметры; тип отопи-
отопительных приборов. Или же эти данные могут выявляться в процессе выпол-
выполнения проекта.
1.2. Определение расчетных температур
в неотапливаемых помещениях
Для определения основных потерь теплоты через ограждающие конст-
конструкции, разделяющие отапливаемые и неотапливаемые помещения, приме-
применяют коэффициент учета положения наружной поверхности ограждения по
отношению к наружному воздуху п [3, табл. 5.3]. Произведение коэффици-
коэффициента п на расчетную разность температур заменяет реальную разность меж-
между температурами воздуха в отапливаемом помещении tp и неотапливаемо-
неотапливаемого помещения tx. Такое упрощение в расчетах приемлемо только в случае
повторяющихся конструктивных решений, например, перекрытия чердач-
чердачные с кровлей из рулонных материалов; перекрытия над холодными подва-
подвалами, сообщающимися с наружным воздухом. При современном разнооб-
разнообразии конструктивного утепления неотапливаемых объемов необходимо
непосредственно определять температуру tx, °C, неотапливаемого помеще-
помещения из анализа теплового баланса тепловых потоков через ограждения дан-
данного помещения по формуле
JLCkAt^r+ZCkAt? )r+I>(kAtext)e«
Z(*A)+Z(*A)+Z(*A) ' К ' }
где Z(fcA)p, Z(&A)r> Y,(kA)ext -произведение коэффициента теплопередачи
на площадь соответственно внутреннего ограждения, теплопровода и
наружного ограждения неотапливаемого помещения, для которого рас-
рассчитывают температуру г„ °С;

6 Глава I
tp - расчетная температура воздуха в помещении с учетом повышения
ее в зависимости от высоты для помещений высотой более 4 м, °С;
t7 - температура теплоносителя в теплопроводе, °С;
text - расчетная температура наружного воздуха для холодного периода
года (параметр Б), °С [4, табл. ЕЛ].
При конструировании утепления неотапливаемых объемов необходимо
обеспечить соблюдение двух основных условий:
1. Расчетная температура в неотапливаемом подвале, где расположены
большинство распределительных и сборных коллекторов сантехсистем, не
должна быть ниже 2°С;
2. Перепад AtB,°C [3, табл. 5.5], между температурой внутреннего воз-
воздуха tp и температурой внутренней поверхности пола отапливаемого поме-
помещения над неотапливаемыми подвалами и подпольями не должен превы-
превышать 2°С.
Для выполнения первого условия необходимо при выполнении тепло-
теплотехнических расчетов варьировать степенью утепления различных ограж-
ограждений неотапливаемого помещения, либо использовать выражение A.1),
задавая tx = 2°C и кехг для определения величины коэффициента теплопере-
теплопередачи внутреннего ограждения кр, Вт/(м2-°С), (кр = VRP).
Проверка выполнения второго условия производится по следующему
выражению
^? A.2)
где ав - коэффициент теплоотдачи внутренней поверхности, Вт/(м2оС) [3,
табл. 5.4];
Rp - сопротивление теплопередаче конструкции перекрытия, отделяю-
отделяющего отапливаемое помещение от неотапливаемого подвала или под-
подполья, м2оС/Вт.
В случае несоблюдения условия AtB < 2°C необходимо изменить зада-
задаваемое значение кех„ определить требуемую величину кр и повторить про-
проверку по выражению A.2).
ПРИМЕР 1.1. Для трехэтажного двухсекционного жилого дома, фраг-
фрагмент плана и разрез которого представлены на рис. 1Л, определить расчет-
расчетную температуру tx в неотапливаемом подвале. Исходные данные: район
строительства - Витебская область; ориентация главного фасада - на севе-
северо-запад (СЗ). Расчетная температура наружного воздуха для холодного
периода года (параметр Б) tevt = -25°С [4, табл. ЕЛ].
Определяем дополнительные данные, необходимые для расчета. Со-
Сопротивление теплопередаче: двойное остекление в деревянных спаренных
переплетах - Дон = 0,39 м2оС/Вт (к(Ю = 1/0,39 = 2,56 Вт/(м2-°С)) [3, табл Г. 1 ],
наружная стена подвала, состоящая из бетонных фундаментных блоков

7~
5 = 0,40 м, Х= 1,86 Вт/(м °С) [3, табл. А.1] и наружного теплоизоляцион-
теплоизоляционного слоя пенополиуретана 5 = 0,07 м, X = 0,05 Вт/(м °С) [3, табл. АЛ]
rhc = 1/8,7 + 0,40/1,86 + 0,07/0,05 + 1/23 = 1,77 м2оС/Вт {к„с = 1/1,77 = 0,56
Вт/(м2-°С); неутепленные стены и полы на грунте ниже уровня земли с ко-
коэффициентом теплопроводности Х.= 1,2 Вт/(м2-°С) по зонам шириной 2 м,
параллельным наружным стенам равны /?с = 2,1 м2-°С/Вт (кс = 1/2,1 =0,48
Вт/(м2-°С)) - для I зоны, Rc = 4,3 м2-°С/Вт (*с = 1/4,3 = 0,23 Вт/(м2оС)) - для
II зоны, Я, = 8,6 м2оС/Вт (кс= 1/8,6 = 0,12 Вт/(м2-°С)) - для III зоны,
RL = 14,2 м2-°С/Вт (*с = 1/14,2 = 0,07 Вт/(м2-°С)) - для IV зоны [4, Приложе-
Приложение Ж]; утепленные стены на грунте ниже уровня земли с коэффициентом
теплопроводности утепляющего слоя менее 1,2 Вт/(м2-°С) Rh-2,l +
+ 0,07/0,05 = 3,50 м2-°С/Вт (Jtc = 1/3,50 = 0,29 Вт/(м2-°С)) - для I зоны.
Разрез 1-1 12,600
1 3200 1 4900 J1S04
Рис. 1.1. Фрагмент плана 1 эгажа (а) и разрез (б) жилого дома
На основании плана и разреза здания определяем площади поверхно-
поверхностей соответствующих ограждений подвала. Схема расположения огражде-
ограждений показана на фрагменте разреза подвала (рис. 1.2).
В результате анализа плана и разреза подвала определены соответст-
соответствующие площади ограждений: общая площадь окон подвала Аоо = 5,2 м2;
наружная утепленная стена подвала Анс -61,8 м2; утепленные стены на
груше I зоны Ah = 65,8 м2; неутепленные стены и полы на грунте I зоны
Ас = 145,6 м2; то же II зоны Ас=\73 м2; то же III зоны Ас = 92 м2; то же IV
зоны Ас = 55 м2; перекрытие над неотапливаемым подвалом АПп - 344 м2.

8
Глава I
Сопротивление теплопередаче перекрытия над неотапливаемым под-
подвалом Rn/i следует определять по расчету, обеспечивая перепад между тем-
температурами пола и воздуха помещения первого этажа не более 2°С [3,
табл. 5.1], при этом температура в неотапливаемом подвале не должна быть
ниже 2°С. Поэтому, задаваясь tx = 2°С, по формуле A.1) имеем:
{кпл 344I8+B,56 5,2+0,56 61,8+0,29 65,8+0,48 145,6+0,23173+0,12 92+0,07 55>(-25)
кпл 344+2,56 5,2+0,56 61,8+0,29 65,8+0,48 145,6+0,23173+0,12 92+0,07 55
откуда получаем требуемое значение кпд = 0,94 Вт/(м2-°С) /?дл=1,07
м2-°С/Вт. Таким образом, конструкция пола 1-го этажа, состоящая из плиты
перекрытия, покрытия пола и утеплителя, должна иметь Rnn=l,07
м2-°С/Вт. Конкретные параметры конструкции пола (материал слоев, тол-
толщина каждого слоя) необходимо определить при его конструировании, ис-
исходя из требуемого значения Rn> = RnJI = 1,07 м2-°С/Вт.
600
400у
4 650
1700
/Тзой
1^350
Тзой
IV зона
Рис. 1.2. Разрез подвала
Проверка выполнения второго условия производится по выражению A.2)
^ = 8TW = 1>72S2OC-
т е. принятые проектные решения удовлетворяют нормативным требованиям
1.3. Расчетные потери теплоты отапливаемого здания.
Расчет тепловой мощности системы отопления
Расчетные потери теплоты отапливаемого здания Q3(), Вт, определяют-
определяются суммой потерь теплоты отапливаемых помещений
пэд = ЪBл. A3)
где <24 - расчетные суммарные потери теплоты отапливаемого помещения
(тепловая нагрузка помещения), Вт.

Для расчета суммарных потерь теплоты каждого отапливаемого поме-
помещения предварительно необходимо:
1) выявить значения сопротивления теплопередачи для всех наружных
ограждений, а также для внутренних, разделяющих помещения с разностью
расчетных температур между ними 3°С и более;
2) вычертить планы этажей, подвала, чердака, разрезы здания в мас-
масштабе 1:100;
3) пронумеровать отапливаемые помещения. Как правило, нумерация
производится, начиная с угловых комнат по ходу часовой стрелки (для пер-
первого этажа с №101, для второго - с №201 и т.д.). Лестничные клетки обо-
обозначаются буквами
Помещения, не имеющие вертикальных наружных ограждений, можно
не нумеровать, так как в таких помещениях не устанавливаются отопитель-
отопительные приборы. Теплопотери таких помещений (через полы или потолок) в
этом случае следует добавить к теплопотерям помещений, отопительные
приборы которых отапливают эти помещения
Значения Q4 для каждого отапливаемого помещения определяются из те-
теплового баланса отдельно рассчитываемых составляющих [4, Приложение М]
64=Xe + fi-!2*(l-Tli), A4)
где Q - основные и добавочные потери теплоты через отдельные ограж-
ограждающие конструкции помещения, Вт;
Q, - расход теплоты на нагревание инфильтрующегося наружного воз-
воздуха через ограждающие конструкции помещения, Вт;
Qh — суммарный тепловой поток, регулярно поступающий в помещения
здания от электрических приборов, освещения, технологического обо-
оборудования, коммуникаций, материалов, людей и других источников [4,
пункт 6 1, перечисление г], Вт;
ч\\ — коэффициент, принимаемый в зависимости от способа регулиро-
регулирования системы отопления по таблице 1.1.
Таблица 1 1
Коэффициент т\х, принимаемый в зависимости от способа
регулирования системы отопления [4]
Система отопления и способ регулирования
1 Электроотопление с индивидуальным регулированием
2 Водяное отопление с индивидуальными автоматическими терморегу-
терморегуляторами у отопительных приборов
3 Водяное отопление с местным регулированием по температуре внут-
внутреннего воздуха помещения - представителя
4 Водяное отопление с местной системой регулирования по температуре
наружного воздуха («следящая система регулирования»)
5 Водяное отопление без регулирования, печное отопление без регули-
рования
0,85
0,80
0,60
0,40
0,20

10 Глава I
Каждая из составляющих теплового баланса A4) отапливаемого по-
помещения рассчитывается по соответствующей методике
1.3.1. Определение основных и добавочных потерь теплоты
помещения через ограждающие конструкции
Расчетные основные и добавочные потери теплоты помещения опре-
определяются суммой потерь теплоты через отдельные ограждающие конструк-
конструкции Q, Вт, [4, Приложение Ж] с округлением до 10 Вт для помещений по
формуле
Q=kA(tp-texl)(l+4LP)n, A5)
где к = \IR - коэффициент теплопередачи ограждающей конструкции,
Вт/(м2 °С),
R - сопротивление теплопередаче ограждающей конструкции, м2 °С/Вт
(сопротивление теплопередаче конструкции следует определять по [3]
(кроме полов на грунте), для полов на грунте — R = RC для неутеплен-
неутепленных полов nR = Rh для утепленных),
А - расчетная площадь ограждающей конструкции, м2,
tp - расчетная температура воздуха в помещении с учетом повышения
ее в зависимости от высоты для помещений высотой более 4 м, °С,
text - расчетная температура наружного воздуха для холодного периода
года (параметр Б) [4, табл Е 1] - при расчете потерь теплоты через на-
наружные ограждения, или температура воздуха более холодного поме-
помещения — при расчете потерь теплоты через внутренние ограждения, °С,
п - коэффициент, принимаемый в зависимости от положения наружной
поверхности ограждающих конструкций по отношению к наружному
воздуху [3, табл 5 3],
р - добавочные потери теплоты в долях от основных потерь
Сопротивление теплопередаче Ra м2 °С/Вт, для неутепленных полов на
грунте и стен ниже уровня земли с коэффициентом теплопроводности
X > 1,2 Вт/(м2 °С) по зонам шириной 2 м, параллельным наружным стенам
принимают равным 2,1 - для 1 зоны, 4,3 - для 2 зоны, 8,6 - для 3 зоны, 14,2 -
для оставшейся площади пола
Сопротивление теплопередаче Rh для утепленных полов на грунте и
стен ниже уровня земли (с коэффициентом теплопроводности Xh утепляю-
утепляющего слоя толщиной 8, м, менее 1,2 Вт/(м2 °С)) равно Rh = Rc + 5А.Й, а для
полов на лагах Rh = 1,18(/?с + 8/А.л)
Расчетная площадь А ограждающих конструкций рассчитывается по
наружному обмеру здания (со стороны вторичного теплоносителя -
наружного воздуха или со стороны более холодного помещения), при
этом вертикальные размеры наружных стен разделяются по межэтажным
отметкам чистого пола, а горизонтальные - от средней оси стен смежных
помещений Площадь пола и потолка определяется по общей площади

11
здания (в пределах периметра внутренней поверхности наружных ограж-
ограждений), разделяемой между помещениями по средней оси стен между ни-
ними. Площади окон, дверей и фонарей измеряются по наименьшему строи-
строительному проему. Линейные размеры определяются с округлением до
0,1 м.
Расчетную температуру внутреннего воздуха tp принимают мини-
минимальной из допустимых температур, при этом руководствуются следующи-
следующими правилами:
- для всех ограждений помещения высотой h < 4 м, а также для части
вертикальных ограждений высотой 4 м от пола в помещении высотой
h > 4 м, расчетную температуру принимают равной нормируемой темпера-
температуре воздуха в рабочей или обслуживаемой зоне tWtZ\
— для крыши и фонарей производственных помещений расчетная
температура принимается равной tPth = fWiZ + (Л - 2)At, где принимают
Дг = 0,3...0,7°С/м для помещений без значительных тепловыделений,
Дг ¦= 0,7...2,0°С/м для помещений со значительными тепловыделениями;
- для части вертикальных ограждений, расположенных выше 4 м от
пола (в помещении высотой й>4м) расчетную температуру принимают
равной средней температуре между температурами воздуха под потолком и
в рабочей (или обслуживаемой) зоне t'Pth = (tWiZ + tPih)!2;
— для комнат жилых домов при наличии двух и более наружных верти-
вертикальных ограждений в комнате принимают tp на 2°С больше.
Значение р принимают равным:
а) в помещениях любого назначения для наружных вертикальных и на-
наклонных (вертикальная проекция) стен, дверей и окон, ориентированных на
север, восток, северо-восток и северо-запад - в размере 0,1, на юго-восток и
запад - в размере 0,05;
в общественных, административных, бытовых и производственных
помещениях через две наружные стены и более - 0,15 (если одно из ограж-
ограждений обращено на север, восток, северо-восток и северо-запад), и 0,1 - в
другах случаях;
в угловых помещениях — дополнительно по 0,05 на каждую стену,
дверь и окно;
б) для наружных дверей, не оборудованных воздушными или воз-
воздушно-тепловыми завесами, при высоте зданий //, м (от средней плани-
планировочной отметки земли до верха карниза, центра вытяжных отверстий
фонаря или устья шахты) в размере: 0,2// - для тройных дверей с двумя
тамбурами между ними; 0,27// - для двойных дверей с тамбуром между
ними; 0,34Я - для двойных дверей без тамбура; 0,22// - для одинарных
дверей;
в) для наружных ворот, не оборудованных воздушными и воздушно-
тепловыми завесами, - в размере 3,00 при отсутствии тамбура и в размере
J ,00 - при наличии тамбура у ворот.

12 Глава I
ПРИМЕР 1.2. Определить расчетные основные и добавочные потери
теплоты помещениями трехэтажного жилого дома, представленного в при-
примере 1.1 на рис. 1.1. Исходные данные: район строительства - Витебская
область; ориентация главного фасада - на северо-запад (СЗ). Расчетная
температура наружного воздуха для холодного периода года (параметр Б)
Г«, = -25°С[4,табл. E.1J.
Определяем дополнительные данные, необходимые для расчета. Мето-
Методика и расчет сопротивления теплопередаче окон, балконных дверей, на-
наружных стен, чердачного покрытия показаны в соответствующих разделах
курсовой работы по строительной теплофизике. Поэтому в рассматривае-
рассматриваемом примере примем за исходные, например, следующие значения, соот-
соответствующие требованиям [3]: тройное остекление (ТО) в деревянных
раздельно-спаренных переплетах, балконные двери (БД) - RTO = /?д# =
= 0,55 м2-°С/Вт (кто = кБД = 1/0,55 = 1,82 Вт/(м2оС)) [3, табл. Г.1]; наруж-
наружная стена (НС) - RHC = 2,3 м2оС/Вт (кнс = 1/2,3 = 0,43 Вт/(м2оС)); покры-
покрытие чердачное (Пт) - Rm = 3,2 м2-°С/Вт {кпт = 1/3,2 = 0,31 Вг/(м2-°С)); пе-
перекрытие над неотапливаемым подвалом (Пл) - (см. пример 1.1.) -
Rn,i = 1,07 м2оС/Вт (^=1/1,07 = 0,94 Вт/(м2-°С)); стенка внутренняя
между лестничной клеткой и помещениями (ВС) - RBC — 0,8 м2-°С/Вт
(квс = 1/0,8 = 1,24 Вт/(м2-°С)); стенка тамбура в лестничной клетке
(СТ.Т) - ЛСУ.г = 0,38м2.оС/Вт (ксгт =1/0,38 = 2,63 Вт/(м2оС)); лестнич-
лестничная площадка, перекрывающая тамбур (Л.Пл) - Rum = 0,44 м2оС/Вт
77 1/0,44 = 2,27 Вт/(м2оС)); одинарные входные двери (Вх.Д) -
i = 0,22 м2оС/Вт{кВхД = 1/0,22 = 4,55 Вт/(м2-°С)).
Решение. Результаты расчета основных и добавочных потерь тепло-
теплоты Q записываем в виде табл. 1.2.
1.3.2. Определение расхода теплоты на нагревание
инфильтрующегося наружного воздуха через ограждающие
конструкции
Наружный воздух поступает в помещения под действием разности
давлений наружного и внутреннего воздуха. Наружный воздух без его
предварительного нагревания может непосредственно поступать в поме-
помещения через специальные приточные устройства, и в этом случае ин-
инфильтрация является организованной. В случае его поступления через
существующие неплотности и щели в стенах, воротах, окнах, фонарях ин-
инфильтрация носит неорганизованный характер.
При естественной вытяжной вентиляции в помещениях жилых и обще-
общественных зданий приточный нормируемый расход воздуха может поступать
в помещения либо в виде суммарного потока, состоящего из приточного на-
нагретого в приточных установках, и инфильтрационного потока (без предва-
предварительного нагревания). В этом случаем инфильтрационный поток является

Таблица 1.2
Расчет основных и добавочных теплопотерь помещений
Номер,
назначение
помещения
1
109
кухня
110
жилая
'Л.
площадь
помещения
F,m2
2
20
8,25
20
14,19
Наиме-
Наименование
ограж-
ограждения
3
ТО
НС
НС
ВС
Пл
Ори-
ента-
ентация
4
ЮВ
ЮВ
ЮЗ
—
Размеры,
м
5
1,4x1,5
3,5x3,1-2,1
1,1x3,1
4,0x3,1
2,7x3,4
м2
6
2,1
8,8
3,4
12,4
9,2
к,
Вт/(м20С)
7
1,82
0,43
0,43
0,43
0.94
(tp-teja)n,
°С
8
45
45
45
4
18
1+Xj8
9
1,05
1,05
1
1
1
Q,
Вт
10
181
178
66
62
156
Примеча-
Примечания
11
IQ = 650Вт
ТО
БД
НС
ТО
НС
Пл
ЮВ
ЮВ
ЮВ
юз
юз
—
1,4x1,5
0.7x2,1
3,2x3,1-
-2,1-1,5
1,4x1,5
5,0x3,1-2,1
3,4x4,5+
+2,5x2,5
2,1
1,5
6.4
2,1
13,4
21,2
1,82
1,82
0,43
1,82
0,43
0,94
45
45
45
45
45
18
1,05
1,05
1,05
1
1
1
181
126
129
172
259
359
в т.ч. часть
пола 111
1Q= 1230Вт

Продолжение табл 1 2
1
112
жилая
113
жилая
114
кухня
2
20
7,92
20
11,88
18
5,00
3
ТО
НС
НС
Пл
4
ЮЗ
ЮЗ
СЗ
—
5
1,4x1,5
3,0x3,1-2,1
1,5x3,1
3,4x2,8+7,6
б
2,1
7,2
4,7
17,1
7
1,82
0,43
0,43
0,94
8
45
45
45
18
9
1
1
1,1
1
10
172
139
99
290
11
втч часть
пола 111
2# = 700Вт
ТО
БД
НС
ТО
НС
Пл
ЮЗ
юз
юз
СЗ
СЗ
—
1,4x1.5
0,7x2.1
3,1x3,1-
-2,1-1,5
1,4x1,5
5,2x3,1-2.1
4,6x2,8+12
2,1
1.5
6,0
2,1
14,0
24,9
1,82
1,82
0,43
1,82
0,43
0,94
45
45
45
45
45
18
1
1
1
1,1
1,1
1
172
120
117
189
298
421
втч часть
пола 115
1Q= 1320Вт
ТО
НС
Пл
СЗ
СЗ
—
1,4x1,5
3,2x3,1-2,1
3,2x1,7
2,1
7,8
5,4
1,82
0,43
0,94
43
43
16
1Д
1,1
1
189
159
82
10 = 430Вт
Аналогичным образом выполняется расчет для помещений 101 108 и 116 124 В примере отражен расчет только помеще-
помещений, показанных на рис 1 1. т е помещений 109 114
Итого по 1 этажу 12990 Вт

Продолжение табл 12
1
2
з
4
5
6
7
8
9
10
11
Для помещений 2-го и 3-го этажей размеры окон (ТО), балконных дверей (БД), горизонтальные размеры наружных стен (НС)
повторяются Вертикальные размеры НС в настоящем примере (рис 11) равны для 1-го этажа 3,10м, для 2-го -2,80м, для 3-го
- 2,95м Размеры и площади пола 1-го этажа (Пл) и площади потолка верхнего(Пт)являются идентичными
А,
лестничная
клетка
16
2Т0
НС
Пт
Пл
ВС
ЛПл
ВхД
СТТ
Итого по 2 этажу
Итого по 3 этажу
ЮВ
ЮВ
—
—
—
—
—
2хA,4х1,5)
3.2x7,3
4,8x3,2
D,8-0,95)хЗ,2
BхD,8-0,95)+
+3,2)х1,0
0,95x3,2
1,3x2,1
3,2x2,3-
-1,3x2,1
4,2
23,4
15,4
12,3
10,9
3,1
2,7
4,6
9190Вт
13040Вт
1,82
0,43
0,31
0,94
1,24
2,27
4,55
2,63
41
41
41x0,9
16-2
16-2
14.3
14,3
14,3
1,05
1,05
1
1
1
1
4,67
1
329
432
176
162
190
101
820
173
1B=2390Вт
Итого две лестничные клетки
Всего по жилому дому
4780Вт
35220Вт

16 Глава I
организованным, задаваемым в исходных условиях параметром Ln, величи-
величина которого формируется в результате дисбаланса между задаваемыми вен-
вентиляционными вытяжным и приточным воздухообменами. Расход теплоты
Qt, Вт, в выражении A.4) на нагревание этого организованного инфильтра-
ционного потока определяется по формуле [4,5]:
/,-*„), A.6)
где Ln - расход приточного, предварительно не подогреваемого, инфильт-
рующегося воздуха, м3/ч;
р - плотность воздуха в помещении, кг/м3;
с - удельная теплоемкость воздуха (с = 1), кДж/(кг-°С).
Для жилых зданий приточный воздухообмен нормируется удельным
расходом 3 м3/ч на 1 м2 площади жилых помещений, что соответствует при-
примерно однократному воздухообмену. В этом случае выражение A.6)
преобразуется [5] в виде
& = F(f,-*„,). A.7)
При неорганизованной инфильтрации через существующие неплотно-
неплотности и щели в стенах, воротах, окнах, фонарях зданий различного назначения
расход теплоты Qo Вт, определяется по формуле [4,5]:
а = 0,28сЕ[а(/р-^)ЛГ|, A.8)
где G, - расход инфильтрующегося воздуха через отдельные ограждающие
конструкции, кг/ч;
К - коэффициент, учитывающий нагревание инфильтрующегося воз-
воздуха встречным тепловым потоком, равный: для окон и дверей (в т.ч.
балконных) с раздельными переплетами - 0,8; при спаренных перепле-
переплетах и одинарных окнах, дверях и воротах - 1,0.
При естественной вытяжной вентиляции в помещениях общественных
зданий расчет Qlt Вт, выполняется по выражениям A.6) и A.8), принимая за
расчетное значение большую из величин [4,5].
В помещениях жилых зданий при естественной вытяжной вентиляции
расчет Q, выполняется только по выражению A.7), так как, согласно [3],
конструкция уплотнения притворов окон подбирается из условия обеспече-
обеспечения через них нормируемого воздухообмена. Таким же образом Qi опреде-
определяется и в случае применения специальных приточных устройств - приточ-
приточных управляемых клапанов в оконной коробке или в стене.
Расход инфильтрующегося воздуха G, через отдельные ограждающие
конструкции определяется по выражению (К.З) [4], которое учитывает воз-
воздухопроницаемость стен, стыков стеновых панелей, неплотностей окон,
дверей, ворот и фонарей. Ввиду незначительности инфильтрационных по-

Г7
токов через стены и стыки стеновых панелей современных зданий (кроме
деревянных щитовых, рубленных и т.п.) выражение (К.З) [4] для определе-
определения расхода инфильтрующегося воздуха в помещении Gn кг/ч, можно огра-
ограничить только двумя его членами
С, = 2A2GH (Ар./Ар,H'67 + 3456ЪАЪАР1°'67, B.9)
где А2 - площадь световых проемов (окон, балконных дверей, фонарей);
Ач - площадь щелей, неплотностей и проемов в наружных ограждаю-
ограждающих конструкциях, м2;
Ар„ Api — расчетная разность между давлениями на наружной и внут-
внутренней поверхностях ограждающих конструкций соответственно на
расчетном этаже при Арх = 10 Па;
Gh — нормативная воздухопроницаемость наружных ограждающих
конструкций, кг/(м2ч), [3].
Расчетная разность давлений Ар, определяется по формуле
Д/>, = hjg(pext - рр) + 0,5рыУ(сеп -сер)к{ -Ршч A.10)
где hj - расчетная высота от верха окон, балконных дверей, дверей, ворот,
проемов, оси горизонтальных или середины вертикальных стыков сте-
стеновых панелей до отметки карниза, центра вытяжных отверстий фона-
фонаря или устья шахты, м;
g - ускорение свободного падения, м/с2;
Р«п» Рр — плотность соответственно наружного воздуха и воздуха в по-
помещении, кг/м3;
v - скорость ветра, м/с [4, Приложение Е];
Сеп, сер - аэродинамические коэффициенты соответственно для навет-
наветренной и подветренной поверхностей ограждений здания, принимае-
принимаемые по СНиП 2.01.07;
кх — коэффициент учета изменения скоростного давления ветра в зави-
зависимости от высоты здания, принимаемый по СНиП 2.01.07;
рт, — давление воздуха в помещении, Па. Для помещений жилых и
общественных зданий, оборудованных только естественной вытяжной
вентиляцией, давление рш можно принять равным потере давления в
вытяжной системе
Pmt = hg(p<5°c-Pp), A.11)
где h - расстояние по вертикали от центра вытяжной решетки до верх-
верхней кромки вытяжного канала или шахты, м;
р+5°с• - плотность наружного воздуха при text = +5°С, кг/м3.
При наличии в помещении дисбаланса механического воздухообмена
значение рт, определяется из уравнения воздушного баланса помещения.

18 1 лава I
1.3.3. Определение суммарного теплового потока, регулярно
поступающего в помещения здания от различных источников,
затраты теплоты на нагревание холодных материалов
Теплопоступления в помещения производственного здания задаются
технологией производства и являются исходными данными, выдаваемыми
технологами, для выполнения расчетов теплового баланса помещений Ис-
Источниками могут быть непосредственно технологическое оборудование,
экзотермические технологические процессы, поступающие в помещения
нагретые материалы и изделия, электрооборудование, электроосвещение,
люди, теплота фазового перехода расплавленных материалов при их пере-
переходе в твердое состояние и др В помещениях животноводческих основным
источником являются теплопоступления от животных
В тепловом балансе помещения учитываются только регулярно повто-
повторяющиеся теплопоступления, поэтому для определения расчетного тепло-
теплового потока теплопоступлений необходимо учитывать ряд факторов сте-
степень загрузки и одновременности работы электрооборудования, количество
отводимой теплоты системой вентиляции, время нахождения нагретых ма-
материалов в помещении и другие параметры
От людей учитываются только явные тепловыделения, величина кото-
которых зависит от интенсивности их физической деятельности, параметров
воздуха в рабочей зоне и теплозащитных свойств одежды Если на одного
работающего приходится более 50 м3 объема помещения, то тепловыделе-
тепловыделения от людей не учитываются
Нерегулярные теплопоступления в тепловом балансе помещения не
учитывают, но для обеспечения энергоэффективности здания в этом случае
необходимо предусматривать в помещении терморегулятор, уменьшающий
тепловой поток отопительного прибора К нерегулярным теплопоступлени-
ям относится солнечная радиация, поступающая через окна и покрытия
Теплопоступления в жилых зданиях учитывают в тепловом балансе
помещения в виде общих бытовых тепловыделений, которые принимают
для жилой комнаты из расчета 21 В г на 1 м2 ее жилой площади
Дополнительные затраты теплоты расходуются на нагревание холод-
холодных материалов, поступающих в помещение, на нагревание транспортных
средств, въезжающих с улицы, на испарение воды в мокрых цехах и др
Данные затраты включают в тепловой баланс помещения с учетом перио-
периодичности и интенсивности необходимою дополнительною теплового пото-
потока Основные исходные данные по расчету затрат теплоты на нагревание
холодных материалов задаются технологами
13 4 Тепловой баланс помещений и здания
Тепловой баланс здания Q& рассчитывается по выражениям A 3) и A 4)
Для определения расчетных суммарных потерь теплоты отапливаемых поме

щений <24 необходимо предварительно выбрать тип системы отопления, а
также уровень и способ регулирования системы отопления, что позволит
задаться значением коэффициента t^, входящего в выражение A 4)
Тепловая расчетная нагрузка помещения соответствует величине рас-
расчетных суммарных потерь теплоты помещения Q4
ПРИМЕР 1.3. Определить тепловые расчетные нагрузки помещений
трехэтажного жилого дома, представленного в примере 1 1 на рис 1 1 Рас-
Расчетная температура наружного воздуха для холодного периода года /„,=
= -25°С Исходными данными приняты результаты расчета примера 1 2
К проектированию задана система водяного отопления с индивидуальны-
индивидуальными автоматическими терморегуляторами у отопительных приборов, из
табл 1 1 -1п1=0,80
Решение Расчетную тепловую нагрузку помещений Q4 определяем
по выражению A 4) Расчетные основные и добавочные потери теплоты ?<2
принимаем из примера 1 2 Расход теплоты на нагревание инфильтрующе-
гося наружного воздуха Qt определяем по выражению A 7) - для жилых
помещений (см раздел 1 3 2), по выражению A 8) - для кухонь и санитар-
санитарных узлов Бытовые тепловыделения Qh-2\F Результаты расчета ???, б„
Qh, Qa записываем в виде табл 1 3
Таблица 1 3
Расчет тепловой нагрузки помещений
Помер,
назначение
помещения
109, кухня
110, жилая
112, жилая
113, жилая
114, кухня
V-
°С
20
20
20
20
18
Площадь
помещения
F,m2
8,25
14,19
7,92
11,88
5.00
EG,
Вт
650
1230
700
1320
430
Вт
160
640
360
540
160
Qh,
Вт
170
300
170
250
100
GAA-Th),
Вт
35
60
35
50
20
Qa,
Вт
775
1810
1030
1810
570
Аналогичным образом выполняется расчет для помещений 101 108 и 116 124
В примере отражен расчет только помещений, показанных на рис 1 1, те
помещений 109 114
Итого по 1 эгажу
12990 | 6940
3720
750
19180
Аналогичным образом выполняется расчет для помещений 2-го и 3 го этажей,
поэтому приведем только итоговые результаты расчета
Итого по 2 этажу
Итого по 3 этажу
Две лесгничные клетки
Всего по жичому дому
9190
13040
2390x2
35220
6860
6770
—
20570
3720
3720
—
11160
750
750
—
2250
15300
19060
4780
53540

20 Глава I
1.4. Выбор и конструирование системы отопления
Системы отопления, тип отопительных приборов, вид и параметры те-
теплоносителя принимаются по приложению Л [4] в соответствии с назначе-
назначением и видом здания.
Как правило, для систем отопления следует применять в качестве теп-
теплоносителя воду; другие теплоносители допускается применять при техни-
технико-экономическом обосновании. Системы отопления следует проектиро-
проектировать, как правило, с насосной циркуляцией теплоносителя.
При проектировании отопления необходимо предусматривать автома-
автоматическое регулирование и учет количества потребляемой теплоты, а также
применять энергоэффективные решения и оборудование. Для зданий с рас-
расчетным значением теплового потока 50 кВт и менее автоматическое регу-
регулирование допускается не предусматривать.
В зданиях с квартирными системами отопления необходимо преду-
предусматривать возможность установки приборов учета расхода теплоты для
каждой квартиры, в таких зданиях можно не предусматривать отопление
лестничных клеток.
В производственных помещениях, в которых на одного работающего
приходится более 50 м2 пола, отопление проектируется только на постоян-
постоянных рабочих местах для обеспечения расчетной температуры воздуха, а на
остальной площади помещения проектируется отопление с более низкой
температурой, но не ниже 10°С.
Системы напольного отопления применяют трех типов, в зависимости
от вида подогрева: электричеством; горячей водой; горячим воздухом.
Системы парового отопления, ввиду повышенного эксплуатационного
шума и высокой температуры поверхности отопительных приборов, приме-
применяют для помещений коммунальных зданий (бани, прачечные), для производ-
производственных помещений [4, Приложение Л], лестничных клеток, пешеходных
переходов и вестибюлей, для отопления тепловых пунктов, для теплоснабже-
теплоснабжения воздухонагревателей (калориферов) систем воздушного отопления и сис-
систем приточной вентиляции. Целесообразность использования систем парово-
парового отопления определяется, как правило, наличием технологического паро-
снабжения в отапливаемом здании. Следует помнить, что по сравнению с
другими системами системы парового отопления обладают высокой степе-
степенью гидравлического саморегулирования, обусловленного теплоотдачей ото-
отопительных приборов за счет теплоты фазового перехода.
Отопительные приборы газового отопления (за исключением горелок
инфракрасного излучения) допускается применять при условии закрытого
удаления продуктов сгорания непосредственно от газовых горелок наружу,
Температуру теплоносителя следует принимать не менее чем на 20% ниже
температуры самовоспламенения веществ, находящихся в помещении.
Воздушное отопление помещений здания, как правило, устраивается с
принудительной подачей смеси наружного и рециркуляционного воздуха в

21
отапливаемое помещение. Такая система должна обеспечивать в помеще-
помещениях оптимальные значения параметров микроклимата: темпера гуру и ско-
скорость движения воздуха, результирующую температуру помещения и ее
локальную асимметрию. В помещениях категорий А и Б следует проекти-
проектировать, как правило, воздушное отопление.
Воздушное отопление одноэтажных складских, общественных и опре-
определенных категорий производственных помещений рекомендуется решать с
помощью модульных газовых воздухонагревателей, устанавливаемых как
правило на крыше и включающих в себя полный комплекс автоматизиро-
автоматизированных газогорелочных, теплообменных, вентиляторных и дымососных
устройств.
Электрическое отопление с непосредственной трансформацией элек-
электрической энергии в тепловую или с помощью тепловых насосов допуска-
допускается применять при технико-экономическом обосновании.
1.4.1. Выбор и размещение отопительных приборов и
элементов системы отопления в помещениях здания
При проектировании отопления необходимо последовательно, и в то
же время комплексно решать следующие задачи:
1) индивидуальный выбор для каждого помещения или зоны помеще-
помещения оптимального варианта вида отопления и вида отопительного прибора,
обеспечивающих условия комфорта;
2) определение местоположения отопительных приборов и их требуе-
требуемых размеров для обеспечения условий комфорта;
3) индивидуальный выбор для каждого отопительного прибора вида
регулирования и местоположения датчиков в зависимости от назначения
помещения и его тепловой инерционности, от величины возможных внеш-
внешних и внутренних тепловых возмущений, от вида отопительного прибора и
от его тепловой инерционности и др., например, двухпозиционное, пропор-
пропорциональное, программируемое регулирование и т.п.;
4) выбор вида подсоединения отопительного прибора к теплопроводам
системы отопления;
5) решение схемы размещения трубопроводов, выбор вида труб в за-
зависимости от требуемых стоимостных, эстетических и потребительских
качеств;
6) выбор схемы присоединения системы отопления к тепловым сетям.
При проектировании выполняются соответствующие тепловые и гидравли-
гидравлические расчеты, позволяющие по добра гь материалы и оборудование систе-
системы отопления и теплового пункта.
Оптимальные комфортные условия достигаются правильным выбором
вида отопления и вида отопительного прибора. Отопительные приборы
следует размещать, как правило, под световыми проемами, обеспечивая
доступ для осмотра, ремонта и очистки (рис. 1.3а) В качестве огопитель-

22
Глава I
ных приборов рекомендуется использовать радиаторы или конвекторы
Размещать отопительные приборы рекомендуется у каждой наружной сте-
стены помещения (при наличии в помещении двух и более наружных стен) с
целью ликвидации нисходящего на пол холодного потока воздуха В силу
тех же обстоятельств длина отопительного прибора должна составлять не
менее 0,9-0,7 ширины оконных проемов отапливаемых помещений
(рис 13 а) Полная высота отопительного прибора должна быть меньше
расстояния от чистого пола до низа подоконной доски (или низа оконного
проема при ее отсутствии) на величину не менее 110 мм
ВидА
ВвдА
15 20 25°С 15 20 25°С 15 20 25°С
Рис. 1.3. Примеры размещения отопительных приборов в помещениях
а - в жилых и административных помещениях высотой до 4 м б-в помещениях
различного назначения высотой более 5 м в — в помещениях с верхними световыми
проемами
В помещениях различного назначения высотой более 5 м при наличии
вертикальных световых проемов следует под ними размещать отопитель-
отопительные приборы для защиты работающих от холодных нисходящих потоков

23
воздуха. В то же время такое решение создает непосредственно у пола по-
повышенную скорость холодного настилающегося вдоль пола потока воздуха,
скорость которого зачастую превышает 0,2...0,4 м/с (рис. 1.36). С увеличе-
увеличением мощности прибора дискомфортные явления усиливаются. Кроме того,
из-за увеличения температуры воздуха в верхней зоне значительно возрас-
возрастают теплопотери помещения.
В таких случаях для обеспечения теплового комфорта в рабочей зоне и
снижения теплопотерь рекомендуется применять напольное отопление или
лучистое отопление с помощью радиационных нагревательных приборов,
располагаемых в верхней зоне на высоте 2,5...3,5 м (рис. 1.36). Дополни-
Дополнительно следует под световыми проемами размещать отопительные приборы
с тепловой нагрузкой на возмещение теплопотерь данного светового про-
проема. При наличии в таких помещениях постоянных рабочих мест рекомен-
рекомендуется применять локальное отопление в зонах рабочих мест для обеспече-
обеспечения в них теплового комфорта с помощью либо систем воздушного отопле-
отопления, либо с помощью локальных радиационных приборов над рабочими
местами, либо с помощью радиационных вертикальных отопительных па-
панелей со встроенными нагревательными элементами. В остальной зоне по-
помещения в пределах высоты 2 м обеспечивается температура воздуха не
менее 10°С желательно теми же отопительными средствами. При этом под
световыми проемами (окнами) для защиты работающих от холодных нис-
нисходящих потоков воздуха следует размещать отопительные приборы с теп-
тепловой нагрузкой на возмещение теплопотерь данного светового проема.
При наличии в перекрытии верхних световых проемов в виде фонарей,
куполов и т.п. (рис. 1.3 в) отопительные приборы также следует располагать
непосредственно под ними, устанавливая их на полу или стене. При этом
расчетную тепловую нагрузку прибора следует принимать равной расчет-
расчетным тепловым потерям данного верхнего светового проема с запасом 10-
20%. В противном случае на поверхности остекления произойдет конденса-
тообразование.
В одной системе отопления допускается использование отопительных
приборов различных типов.
Встроенные нагревательные элементы не допускается размещать в од-
однослойных наружных или внутренних стенах, а также в перегородках, за
исключением нагревательных элементов, встроенных во внутренние стены
и в перегородки палат, операционных и других помещений лечебного на-
назначения больниц.
Допускается предусматривать в многослойных наружных стенах, пере-
перекрытиях и полах нагревательные элементы водяного отопления, замоноли-
ченные в бетон.
В лестничных клетках зданий до 12 этажей отопительные приборы
можно размещать только на первом этаже на уровне входных дверей; уста-
установка отопительных приборов и прокладка теплопроводов в объеме тамбу-
тамбура не допускается.

24 Глава I
В зданиях лечебных учреждений отопительные приборы на лестнич-
лестничных клетках рекомендуется устанавливать на каждом этаже.
Отопительные приборы не следует размещать в отсеках тамбуров,
имеющих наружные двери.
Отопительные приборы на лестничной клетке следует присоединять к
отдельным ветвям или стоякам систем отопления.
Трубопроводы систем отопления следует проектировать из стальных
(кроме оцинкованных), медных, латунных труб, а также термостойких ме-
таллополимерных и полимерных труб.
Прокладка стальных, медных (латунных) трубопроводов систем ото-
отопления должна предусматриваться открытой. При обосновании допуска-
допускается скрытая прокладка медных (латунных) трубопроводов. Трубы из по-
полимерных материалов прокладываются скрыто: в конструкции пола, за
экранами, в штрабах, шахтах и каналах. Открытая прокладка этих трубо-
трубопроводов допускается только в пределах пожарной секций здания в мес-
местах, где исключает ся их механическое повреждение, внешний нагрев на-
наружной поверхности труб более 90°С и прямое воздействие ультрафиоле-
ультрафиолетового излучения. В комплекте с трубами из полимерных материалов
следует применять соединительные детали и изделия, соответствующие
применяемому типу труб.
Уклоны трубопроводов воды, пара и конденсата следует принимать не
менее 0,002, а уклон паропроводов против движения пара - не менее 0,006.
Трубопроводы воды допускается прокладывать без уклона при скорости
движения воды в них 0,25 м/с и более.
Тепловую изоляцию следует предусматривать для трубопроводов,
прокладываемых в неотапливаемых помещениях, в местах, где возможно
замерзание теплоносителя, а также в искусственно охлаждаемых
помещениях.
Запорную арматуру следует предусматривать: для отключения и спуска
воды от отдельных колец, ветвей и стояков систем отопления; для конден-
сатоотводчиков и автоматически или дистанционно управляемых клапанов;
для отключения части или всех отопительных приборов в помещениях, в
которых отопление используется периодически или частично.
Запорную армагуру допускается не предусматривать на стояках в зда-
зданиях с числом этажей три и менее. В подпольных каналах не рекомендуется
размещать арматуру и дренажные устройства. Запорную арматуру следует
предусматривать со штуцерами для присоединения шлангов
В системах отопления следует предусматривать устройства для их
опорожнения и заполнения теплоносителем. В горизонтальных системах
отопления следует предусматривать устройства для их опорожнения на ка-
каждом этаже здания с любым числом этажей. Можно не предусматривать
дренаж трубопроводов квартирного отопления и систем обогрева пола.
На рис 1.4 показаны некоторые примеры конструкции систем водяно-
водяного отопления зданий

25
Рис. 1.4. Некоторые элементы конструкции систем водяного отопления:
а — подсоединение стояка к подающему магистральному теплопроводу на чердаке с
двухскатной кровлей, б — то же на чердаке с плоской кровлей, в — подсоединение
стояка к обратному магистральному теплопроводу в подвале, г - при нижней развод-
разводке магистральных теплопроводов
1 - кран шаровой (пробочный) или задвижка с краном для впуска-выпуска воздуха в
стояк, 2 - клапан балансовый (с фиксируемой гидравлической преднастройкой) с
краном для слива теплоносителя из стояка, 3 - кран шаровой (пробочный) или за-
задвижка с краном для слива теплоносителя из стояка, 4 — варианты — для однотруб-
однотрубной системы отопления - клапан балансовый (с фиксируемой гидравлической пред-
преднастройкой) с краном для слива теплоносителя из стояка, - для двухтрубной систе-
системы отопления - кран шаровой (пробочный) или регулятор перепада давления на
стояке, 5 - гильза из негорючего материала с заполнением кольцевого зазора несго-
несгораемым упругим теплоизоляционным материалом
Удаление воздуха из систем отопления при теплоносителе воде и из
конденсатопроводов, заполненных водой, следует предусматривать в верх-
верхних точках, при теплоносителе паре — в нижних точках конденсатного са-
самотечного трубопровода
В насосных системах водяного отопления следует предусматривать,
как правило, проточные воздухосборники, краны или автоматические воз-
духоотводчики, в системах с естественным побуждением воздух удаляется
через расширительный бак, размещаемый в верхней части системы Непро-
Непроточные воздухосборники допускается предусматривать при скорости дви-
движения воды в трубопроводе менее 0,1 м/с При использовании незамер-
незамерзающей жидкости желательно использовать для отвода воздуха автомати-
автоматические воздухоотводчики-сепараторы, устанавливаемые, как правило в
тепловом пункте «до насоса»

26
Глава I
Рис, 1,5, Распределительный узел
двухтрубной системы отопления,
встраиваемый в монтажном шкафу
1 - подающая гребенка системы отопления,
2 - обратная гребенка системы отоплении;
3 - шаровой кран, 4 - штуцер для присое-
присоединения подающих трубопроводов поквар-
тирной системы отопления; 5 — штуцер
для присоединения обратных трубопро-
трубопроводов поквартирной системы отопления;
6 - устройство для автоматического выпус-
выпуска воздуха; 7 - устройство для спуска воды;
8 - термометр
В системах отопления с
нижней разводкой магистралей
для удаления воздуха предусмат-
предусматривается установка воздуховы-
пускных кранов на нагреватель-
нагревательных приборах верхних этажей
(в горизонтальных системах -
на каждом нагревательном при-
приборе).
При проектировании систем
центрального водяного отопле-
отопления из полимерных труб следует
предусматривать приборы авто-
автоматического регулирования (ог-
(ограничитель температуры) с це-
целью защиты трубопроводов от
превышения параметров тепло-
теплоносителя. На каждом этаже уст-
устраиваются встроенные монтаж-
монтажные шкафы (рис. 1.5), в которых
должны размещаться распреде-
распределительные коллекторы с отво-
отводящими трубопроводами, запорная арматура, фильтры, балансовые клапа-
клапаны, а также счетчики учета тепла.
Трубы между гребенками и отопительными приборами прокладывают-
прокладываются у наружных стен в специальной защитной гофрированной трубе, в кон-
конструкции пола или в специальных плинтусах-коробах.
1.4.2. Способы присоединений различного типа отопительных
приборов к трубопроводам системы отопления и устройства
для регулирования теплоотдачи отопительного прибора
Для регулирования температуры воздуха в помещениях у отопитель-
отопительных приборов следует устанавливать регулирующую арматуру. В помеще-
помещениях с постоянным пребыванием людей, как правило, устанавливаются ав-
автоматические терморегуляторы (с встроенными или выносными термостати-
термостатическими элементами), обеспечивающие поддержание заданной температуры
в каждом помещении и экономию подачи тепла за счет использования внут-
внутренних теплоизбытков (бытовые тепловыделения, солнечная радиация).
Не менее чем у 50% отопительных приборов, устанавливаемых в одном
помещении, следует устанавливать регулирующую арматуру, за исключением
приборов в помещениях, где имеется опасность замерзания теплоносителя.
На рис. 1.6 показаны варианты наиболее распространенных присоеди-
присоединений различного типа отопительных приборов к двухтрубным и однотруб-
однотрубным системам отопления, к системам парового отопления.

27
Рис. 1.6. Схемы наиболее распространенных присоединений отопительных
приборов различного типа к системам отопления
а - к двухтрубным системам отопления, б - к однотрубным системам отопления,
в — к системам парового отопления
1 - клапан проходной универсальный регулирующий для двухтрубных систем, 2 -
клапан проходной регулирующий для однотрубных систем, 3 - то же для двухтруб-
двухтрубных, 4 — вентиль балансовый с задаваемой настройкой пропускной способности, 5 —
клапан балансовый радиаторный с задаваемой настройкой пропускной способности,
6 - радиаторы стальные с встроенным регулирующим клапаном, с нижней подвод-
подводкой, 7 - радиатор секционный алюминиевый или чугунный, 8 - радиатор стальной с
боковой подводкой. 9 - клапан универсальный с возможностью его установки для
двухтрубных систем и для однотрубных (с задаваемым коэффициентом затекания),
10 - клапан четырехходовой одноточечного присоединения радиатора по одно-
однотрубной схеме, 11 — то же по двухтрубной схеме с задаваемой настройкой пропуск-
пропускной способности, 12 - комплект для двухточечного присоединения радиатора по
однотрубной схеме, 13 —то же по двухтрубной схеме с задаваемой настройкой про-
пропускной способности, 14 - трехходовой регулирующий клапан для присоединения
радиатора по однотрубной схеме, 15 - регулятор расхода автоматический прямого
действия с задаваемым значением расхода теплоносителя, 16 - регулятор перепада
давления и расхода автоматический прямого действия, 17 — головка термостатиче-
термостатическая прямого действия, или электронная термостатическая головка программируе-
программируемая, 18 - вентиль, 19 - термопривод двухпозиционный B20 В, 3 Вт), время закры-
закрывания или открывания - 3 минуты, 20 - комнатный электронный двухпозиционный
регулятор температуры

28 Глава I
Соединение отопительных приборов «на сцепке» допускается преду-
предусматривать в пределах одного помещения. Отопительные приборы гарде-
гардеробных, коридоров, уборных, умывальных, кладовых допускается при-
присоединять «на сцепке» к приборам соседних помещений. Для небольших
отдельных помещений для мастеров, кладовых, ОТК и т.п. в производст-
производственных зданиях отопительные приборы допускается присоединять к тран-
транзитным трубопроводам по однотрубной схеме.
Разностороннее присоединение трубопроводов к отопительному при-
прибору следует предусматривать при его длине 2,2 м и более (более 1,5 м в
системах с естественной циркуляцией), а также к приборам, соединенным
«на сцепке», при числе их более двух.
1.4.3. Выбор схемы присоединения системы водяного
отопления к тепловым сетям
В тепловом пункте здания присоединение системы водяного отопления к
централизованным тепловым сетям может осуществляться по зависимой или
независимой схемам. При зависимой схеме присоединения теплоноситель
централизованных тепловых сетей используется непосредственно в системе
отопления. При независимой схеме присоединения применяется теплообмен-
теплообменник, разделяющий теплоносители системы отопления и тепловых сетей. При-
Приоритетной является зависимая схема, как наиболее дешевая и простая в мон-
монтаже и эксплуатации. Независимая схема присоединения используется при
недостаточном или высоком для эксплуатируемой системы отопления гидро-
гидростатическом давлении на вводе тепловой сети в тепловой пункт здания.
Зависимая схема присоединения может быть непосредственной
(рис. 1.7а) или с применением узла смешения (рис. 1.76).
Оптимальным является вариант схемы присоединения, показанный на
рис. 1.7 а, при которой обеспечивается непосредственная обратная связь
между пользователем тепловой энергии и теплопроизводителем при регу-
регулировании производства теплоты. Однако такое прямое присоединение
возможно только при использовании низкотемпературных тепловых сетей с
постоянными в течение года параметрами теплоносителя, например 80-
60°С, и только для двухтрубных систем отопления с радиаторными дроссе-
дросселирующими термостатами. Тепловые сети в данном случае реагируют на
изменение спроса потребителя в теплоте через датчики перепада давления
на вводах, с помощью которых электронными регуляторами изменяется
подача сетевых насосов тепловых сетей (количественное регулирование).
Схема, приведенная на рис. 1.76 применяется для подсоединения к те-
тепловым сетям, расчетные температурные параметры которых выше пара-
параметров системы отопления.
Водоструйный элеватор на рис. 1.7 в сочетает в себе функции смесите-
смесителя и циркуляционного насоса, но с низким КПД. Данная схема широко
применяется для нерегулируемых систем отопления, так как является про-
простой и надежной в эксплуатации, не нуждается в электроэнергии. В практи-

29
ке автоматизации и переоборудования тепловых узлов имело место исполь-
использование схемы рис 1 7г с установкой клапана 2 перед элеватором 1 Такой
подход является неверным, так как при дросселировании потока клапаном 2
резко падают насосные качества элеватора Поэтому разработчики обычно
дополнительно устанавливают в эту схему насос и обратный клапан, для
которых элеватор становится только помехой При его устранении имеет
место схема рис 11е При наличии достаточного для работы элеватора пе-
перепада давления на вводе хорошие характеристики имеет узел смешения в
виде регулируемого водоструйного элеватора (рис 11д\ в котором с по-
помощью сервомотора изменяется сечение сопла элеватора
Рис. 1.7. Зависимая схема присоединения системы водяного отопления
к тепловым сетям
а - схема непосредственного присоединения, б - схема присоединения с уз-
узлом смешения, в - узел смешения в виде нерегулируемого водоструйного
элеватора, г - то же с регулирующим клапаном (неправильное решение),
д - то же в виде регулируемого водоструйного элеватора, е - то же с регули-
регулирующим двухходовым (дросселирующим) клапаном и подмешивающим / или
циркуляционным II насосом, ж - то же с регулирующим смесительным трех-
трехходовым клапаном и подмешивающим I или циркуляционным II насосом, з -
то же в виде гидравлического разделителя с регулирующим двухходовым
(дросселирующим) клапаном и циркуляционным насосом III и - то же в виде
четырехходового регулирующего клапана и циркуляционного насоса III
1 - водоструйный нерегулируемый элеватор, 2 - регулирующий двухходо-
двухходовой (дросселирующий) клапан, 3 - водоструйный регулируемый элеватор,
4 - регулирующий смесительный трехходовой клапан, 5 - обратный клапан,
6 - гидравлический разделитель, 7 - четырехходовой регулир>ющий клапан

30 Глава I
Схемы смешения, показанные на рис lie, I 7 ж наиболее распростра-
распространены при присоединении к централизованным тепловым сетям Схема с
использованием трехходового клапана 4 (рис 17 ж) отличается значитель-
значительно более широким диапазоном коэффициента смешения по сравнению со
схемой на рис Пе Подмешивающий насос / используется при наличии
достаточного для работы системы отопления перепада давления на вводе теп-
тепловых сетей В противном случае устанавливается циркуляционный насос //
Смесительные узлы с использованием гидравлического разделителя 6
(рис 1 7з) и четырехходового клапана 7 (рис 1 7 м) применяются в основ-
основном при присоединении к местным тепловым сетям от ведомственной, ин-
индивидуальной или т п котельной Такой способ присоединения благоприя-
благоприятен для устойчивой работы котлов, особенно при использовании котлов на
твердом топливе Применяются разделители вертикальные соосные, верти-
вертикальные со сдвигом подсоединенных к нему трубопроводов отопления от-
относительно трубопроводов тепловых сетей (показан на рис 1 7з), а также
горизонтальные Конструкция гидравлического разделителя проста и пред-
представляет собой трубу круглого или прямоугольного сечения, площадь попе-
поперечного сечения которой примерно в 10 20 раз больше суммарного попе-
поперечного сечения подсоединяемых к ней 4-х трубопроводов
На рис 1 7 условно не показано оборудование, приборы и арматура,
обязательно монтируемые в тепловом пункте счетчик коммерческого учета
теплоты, сетчатые и осадочные фильтры, регулятор перепада давления,
регулятор-ограничитель темперагуры обратной воды (может не устанавли-
устанавливаться), датчики регуляторов и дистанционных контрольных приборов,
термометры, манометры, запорная арматура и армагура для слива опорож-
опорожнения оборудования лилового пункта
При независимой схеме присоединения применяются скоростные теп-
теплообменники различного типа гладкотрубные, спиральнотрубные, пла-
пластинчатые (как правило, одноходовые разборные или полуразборные)
Один из вариантов схемы независимого присоединения системы отопления
к тепловым сетям показан в примере раздела 1 7
1.4 4. Конструирование и некоторые положения по
выполнению чертежей систем отопления
В процессе проектирования и конструирования системы отопления
выполняются чертежи систем, которые включают в себя планы, разрезы и
схемы систем отопления, а также планы, разрезы и схемы установок (теп-
(тепловых пунктов) систем отопления Системы и ее элементы выполняются в
условных обозначениях, состоящих из графических обозначений и буквен-
буквенных кодов к ним
Буквенные коды могут состоять из непосредственно кода (марки) и по-
порядкового номера элемента в пределах марки (табл 1 4), например Ст1,
Ст2

31
Таблица 1 4
Буквенные коды некоторых условных обозначений
Наименование
Сгояк системы отопления
Главный стояк системы отопления
Компенсатор
Теплопровод (общее обозначение)
Подающий теплопровод
Обратный теплопровод
Подающий теплопровод
Обрашый теплопровод
Паропровод
Конденсатопровод
Диаметр трубопровода условный
Диаметр трубопровода реальный с
указанием толщины стенки
Код (марка)
Ст
ГСт
К
ТО
11
Т2
ТН
Т21
Т7
18
025
022x1
Графические условные обозначения применяются совместно с буквен-
буквенно-цифровыми кодами (табл I 5)
Таблица 1 5
Некоторые графические условные обозначения
Наименование
Обозначение
1
Т1025
Варианты обозначения (еплопроводов с
нанесением его диаметров
Обозначения теплопроводов с нанесением
диаметров труб при плотном графическом
исполнении чертежа
Направление движения жидкости
Направнение движения пара, воздуха
Местоположение изменения диаметра
трубопровода
Обозначение направления и величины ук-
уклона трубопровода относительно горизонта
Обозначение на плане подъема или опуска
(по направлению движения теплоносителя)
теплопровода
Подъем
Опуск

32
1 лава I
Продолжение таблицы 1.5
1
Обозначение радиатора на плане, на схеме
Обозначение конвектора или ребристой
трубы на плане и схеме
Насос для перекачивания жидкости
(капельной)
Насос для перекачивания газа, воздуха,
например вентилятор, компрессор
Клапан предохранительный
Клапан балансовый радиаторный, устанав-
устанавливаемый на обратной подводке
Вентиль балансовый со сливным краном
Кран шаровой или пробковый
Кран шаровой или пробковый со сливным
краном
Вентиль
Задвижка
Клапан обратный (направление потока — в
сторону заштрихованного треугольника)
Клапан регулирующий с приводом
i
ЧХЪ
-ХЪ
Конструирование системы отопления производится в определенной
последовательности после выбора вида системы отопления, решения общей
(структурной) схемы отопления, выбора вида отопительных приборов, вы-
выбора мест теплового зонирования и уровня автоматизации системы и ее
отдельных отопительных приборов или веток.
Планы и разрезы выполняются в масштабе 1:100 или 1:200, фрагменты
планов и разрезов - в масштабе 1:20 или 1:50, а при детальном изображе-
изображении узлов - в масштабе 1:2, 1:5 или 1:10. При небольших зданиях для пла-
планов и разрезов можно принимать масштаб 1:50. На планах указывают от-
отметки чистых полов и основных площадок. В наименованиях планов указы-
указывают отметку чистого пола или номер этажа, например, «План на отм.
0,000», «План 1 этажа», а в наименовании разрезов - номер разреза, напри-
например, «Разрез 1-1». При выполнении части плана систем или фрагмента
плана систем указывают, например, «План на отм. 0,000 между осями 1-6 и
А-Г» или «Фрагмент плана на отм. 0,000 между осями 2-3 и В-Д».
На планах этажей, наносятся места установки отопительных прибо-
приборов. Затем на планах обозначается местоположение стояков (для верти-

33~
кальных систем), местоположение монтажных шкафов с распределитель-
распределительными узлами (для горизонтальных систем при скрытой прокладке трубо-
трубопроводов), наносится разводка распределительных теплопроводов с соот-
соответствующей маркировкой и, при необходимости, с обозначением укло-
уклонов трубопроводов.
Назначается местоположение помещения теплового пункта. Как пра-
правило, тепловой пункт располагают в подвале в помещении, прилегающем к
месту ввода тепловых сетей в здание.
При проектировании вертикальных систем отопления на планах подва-
подвала и чердака обозначают местоположение стояков (в соответствии с плана-
планами этажей), а затем наносят магистральные теплопроводы, формирующие и
соединяющие отдельные ветки и стояки с тепловым пунктом. Трубопрово-
Трубопроводы, располагаемые друг над другом, условно на планах изображают парал-
параллельными линиями. При этом размерными линиями на планах можно обо-
обозначить расстояние каждого из трубопроводов от стены, от оси или другой
определяющий монтажный размер.
Схемы систем показывают условными обозначениями в осях косо-
косоугольной диметрии в масштабе 1:100 или 1:200 (для небольших зданий - в
масштабе 1:50), а схемы узлов управления теплового пункта в осях косо-
косоугольной диметрии или изометрии в масштабе 1:10, 1:20 или 1:50. Места
разрывов воздуховодов и трубопроводов обозначают строчными буквами, а
точки разрывов соединяют пунктирной линией (в т.ч. ломаной). Частично в
схемах допускается искажение горизонтального масштаба по соображени-
соображениям сохранения зрительного восприятия схемы. В наименованиях схем сис-
системы отопления и теплоснабжения установок указывают полное наимено-
наименование, например, «Схема системы отопления», «Схема системы теплоснаб-
теплоснабжения установок П1, П2, ПЗ, П4».
На схемах указывают: диаметры, отметки осей и уклоны трубопрово-
трубопроводов; размеры горизонтальных участков трубопроводов (при наличии разры-
разрывов и на схемах узлов управления); неподвижные опоры, компенсаторы;
отопительные приборы, стояки и их обозначения; контрольно-измеритель-
контрольно-измерительные приборы и другие элементы систем. Для жилых зданий допускается
выполнять схемы систем отопления только для магистральных теплопрово-
теплопроводов, проложенных в подвале (на чердаке) в виде аксонометрической или
плоской схемы (с указанием мест отводов и углов поворота) с отдельным
представлением схем типовых элементов: стояков и узлов системы отопле-
отопления. При наличии повторяющихся узлов на схеме системы обозначаются
местоположения этих узлов с выполнением отдельных деталировочных
чертежей узлов в масштабе 1:10, 1:20 или 1:50.
1.4.5. Конструирование систем напольного отопления
Системы напольного отопления применяют трех типов в зависимости
от вида подогрева: электричеством; горячей водой; горячим воздухом.
2 - 1987

34 Глава I
Устройство водообогреваемых полов выполняют следующим образом.
На ровное основание пола (черный пол) укладывают гидро- и теплоизоли-
теплоизолирующий слои, а сверху - трубы для подачи горячей воды. Их заливают бе-
бетонной стяжкой с пластификатором, поверх которой настилают покрытие
чистого пола (рис. 1.8). В качестве покрытия пола может применяться: ке-
керамическая плитка, синтетические рулонные материалы, ковровое покры-
покрытие и др.
Л1 \I
Рис. 1.8. Конструкция устройства системы подогрева пола
1 - перекрытие; 2 - тепловая изоляция; 3 - усадочный шов; 4 - гидроизоляция;
S - греющий контур; 6 - стяжка из цементно-песчаного раствора; 7 - напольное
покрытие
Трубы укладывают в виде змеевика той или иной конфигурации. Необ-
Необходимые параметры системы определяют на основании теплотехнических
расчетов, а температуру регулируют с помощью автоматических термоста-
термостатов, получающих команды от датчиков температуры теплоносителя или
воздуха в помещении. Подводящие и отводящие трубы контуров и вся ар-
арматура выводятся в распределительный шкаф.
Для водообогреваемых полов желательно применять металлополимер-
ные или медные трубы. Различают два способа укладки труб в греющем
контуре: зигзагообразный и с двойной проводкой. На рис. 1.9 а представлен
зигзагообразный способ укладки труб, а на рис. 1.96 - способ укладки труб
с двойной проводкой. Контур с двойной проводкой отличается более рав-
равномерным распределением температуры на поверхности пола. Вблизи на-
наружных стен помещений в зонах максимальных теплопотерь целесообразно
либо уменьшать шаг укладки труб (рис.1.9в), либо применять отдельный
греющий контур (рис. 1.9г).
Расстояние между соседними трубами греющего контура (шаг уклад-
укладки труб) следует принимать равным от 0,10 до 0,35 м. Расстояние от на-
наружных стен до труб греющего контура должно быть равно шагу укладки
труб.
Среднюю температуру пола помещений следует принимать не выше: -
с постоянным пребывание людей 26°С; - с временным пребыванием людей
и для обходных дорожек крытых плавательных бассейнов 31°С; - для дет-
детских дошкольных учреждений 23°С. Рекомендуемые температуры теплоно-
теплоносителя составляют: 55-45°С; 50-40°С; 45-35°С; 40-30°С.

35
Рис. 1.9. Способы укладки труб системы напольного отопления
а - зигзагообразный; б - с двойной проводкой; в - с переменным шагом укладки
труб, г - с дополнительным греющим контуром
В контуре допускается потеря давления до 20 кПа. Поэтому общую
длину труб контура не следует принимать более 100 м, а одним контуром
обогревают, как правило, не более 40 м2 площади пола с максимальным
размером стороны 8 м. Для отопления больших помещений используют
несколько контуров.
1.4.6. Конструирование систем электрического отопления
Системы электрического отопления подразделяются по режимам по-
потребления электроэнергии и конструктивному исполнению на системы:
свободного (круглосуточного) потребления электроэнергии; периодические
или теплоаккумуляционные с основным потреблением энергии в часы
«провалов» графика нагрузки энергосистем; комбинированные, представ-
представляющие собой различные варианты сочетаний перечисленных систем; ком-
комплексные, представляющие собой различные варианты сочетаний систем
электроотопления с системами отопления других типов.
Теплоаккумуляционные системы электрического отопления целесооб-
целесообразно использовать при наличии двух-, многоставочных тарифов на элек-
электроэнергию. При этом различие в тарифах на «пиковую» и «провальную»
электроэнергию может компенсировать удорожание отопительной системы.
При отсутствии двухставочного тарифа следует применять систему
электрического отопления со свободным графиком потребления электро-
электроэнергии. В этом случае во всех отапливаемых помещениях устанавливаются
электроотопительные приборы, подключаемые к электросети с защитными
устройствами и отдельным электросчетчиком.
При наличии двухставочного тарифа рекомендуется предусматривать
комбинированную систему электроотопления с аккумуляцией теплоты в

36 Глава I
ограждающих конструкциях (преимущественно пола) путем закладки в них
базовой группы нагревательных кабелей, или в электроаккумуляционных
печах. При этом аккумуляционная система должна рассматриваться в каче-
качестве «фоновой», обеспечивающей 70-75% суточной отопительной нагрузки
дома. В качестве доводчиков, устраняющих колебания температур воздуха
в течении суток, следует предусматривать установку в отапливаемых по-
помещениях электрических радиаторов, конвекторов или доводочной группы
нагревательных кабелей, рассчитанных на 25-30% теплопотерь соответст-
соответствующих помещений.
Температура поверхности электрорадиаторов прямого обогрева не
должна превышать 95°С.
Кабельные системы обогрева должны включать: кабельные нагрева-
нагревательные секции, состоящие из нагревательного экранированного кабеля,
соединенного с двух сторон с монтажными концами для подвода напряже-
напряжения и заземления (зануления), терморегулятор и аппаратуру защиты.
Нагревательный кабель целесообразно укладывать в монолитную це-
ментно-песчаную стяжку или в воздушной прослойке строительной конст-
конструкции.
Электрообогреваемые полы предпочтительнее там, где есть опасность
промерзания трубопроводов: цокольные этажи, подвалы, гаражи и др. Ка-
Кабельные системы можно применять во всех без исключения жилых поме-
помещениях, а также использовать для обогрева кровли, водостоков, тротуаров
и уличных ступеней Толщину монолитного слоя и воздушной прослойки
не рекомендуется принимать менее 40 мм.
Применение электрокотлов для нагрева теплоносителя водяных систем
отопления требует обоснования и, как правило, может предусматриваться
при наличии двухставочных тарифов на электроэнергию с использованием
бака-аккумулятора
1.4.7. Конструирование систем воздушного отопления
Системы воздушного отопления следует проектировать с механиче-
механическим побуждением движения воздуха. Установка для подготовки воздуха в
системе воздушного отопления должна включать воздухонагреватель, воз-
воздушный фильтр и систему клапанов для распределения воздушных потоков
по отапливаемым помещениям. Температура подаваемого воздуха в рас-
расчетном зимнем режиме, не должна превышать 45°С Воздушно-отопитель-
Воздушно-отопительный агрегат рекомендуется размещать в подвале дома. При отсутствии под-
подвала - в одном из подсобных помещений первого этажа или на чердаке.
В тех случаях, когда система воздушного отопления совмещена с сис-
системой вентиляции, рекомендуется применять тепловые насосы для охлаж-
охлаждения воздуха в теплое время года, либо для круглогодичного кондициони-
кондиционирования. В системах воздушного отопления, совмещенных с приточной
вентиляцией, забор наружного воздуха следует предусматривать через воз-

37~
духозаборное отверстие, размещенное на одном из дворовых фасадов дома
на высоте не менее 2 м от планировочной отметки земли. Воз духозаборное
отверстие должно быть защищено решеткой, москитной сеткой и, при не-
необходимости, снабжено закрывающимся утепленным клапаном.
Квартирные системы воздушного отопления рекомендуется применять
преимущественно в домах с повышенными требованиями к воздушно-
тепловому комфорту. Системы воздушного отопления могут обеспечивать
охлаждение воздуха в летний период. Системы воздушного отопления мо-
могут использоваться в режиме рециркуляции воздуха из жилых помещений и
совмещаться с вентиляцией, при этом они должны позволять работать в
режиме полной рециркуляции, если люди в квартире отсутствуют.
Дополнительный энергосберегающий эффект в воздушных системах
отопления, совмещенных с вентиляцией достигается путем дополнения их
установками утилизации теплоты вытяжного воздуха. Вторичные энергети-
энергетические ресурсы (В ЭР) имеет воздух, удаляемый системами общеобменной
вентиляции и местными отсосами, а также различные технологические ус-
установки, передающие теплоту в виде теплоносителей, пригодных для ото-
отопления и вентиляции. Целесообразность использования В ЭР, выбор схем
утилизации теплоты (холода), теплоутилизационного оборудования и теп-
лонасосных установок должна быть обоснована технико-экономическим
расчетом с учетом неравномерности поступления ВЭР и неравномерности
теплопотребления в системах.
В воздухо-воздушных или газовоздушных теплоутилизаторах необхо-
необходимо учитывать вероятность переноса вредных веществ за счет неверных
конструктивных решений теплообменника. Допускается использовать ВЭР
вредных и горючих жидкостей и газов при условии, если они являются
промежуточным теплоносителем, циркулирующим в герметизированных
трубопроводах.
1.5. Определение расчетного теплового потока и расхода
теплоносителя для расчетного участка системы отопления,
расчетной мощности системы водяного отопления
Значение расчетных теплопотерь здания Q^ полученное в результате
расчета теплового баланса помещений здания, определяет общую тепловую
нагрузку системы отопления. Однако следует помнить, что в зависимости
от конструкции системы отопления имеют место дополнительные потери
теплоты, которые необходимо учесть при определении окончательной
мощности системы отопления Y,Qt- Например, если проектируется система
водяного отопления, то дополнительные потери теплоты возникают через
участки наружных ограждений, у которых установлены отопительные при-
приборы, а также за счет теплопотерь от теплопроводов системы отопления,
расположенных в неотапливаемых помещениях - подвале и чердаке. При
воздушном отоплении дополнительные потери теплоты возникают через

38 Глава I
участки наружных ограждений, на которые могут настилаться приточные
струи с повышенной температурой воздуха. При электрическом отоплении
дополнительные потери теплоты практически отсутствуют. Нормами [4,
Приложение М] допускается проектирование систем отопления с величи-
величиной дополнительных потерь теплоты не более 7% тепловой мощности сис-
системы отопления, то есть проектируемая тепловая мощность системы ото-
отопления должна быть не более ?(?, < Qid/0,93. Проверка этого условия мо-
может быть выполнена только после конструирования и выполнения
гидравлического и теплового расчетов системы топления здания.
Тепловая расчетная нагрузка расчетного участка или стояка Qt системы
отопления включает в себя дополнительные потери теплоты, которые зада-
задаются повышающими коэффициентами $\ и C2 на расчетный тепловой поток
Qx отопительного прибора [4, Приложение М]. Расчетная тепловая нагрузка
Q, участка теплопровода, подводящего теплоноситель к отопительному
прибору системы водяного отопления, будет равна
Q,= Qi&i&i + 0,9Q3, A.12)
где Q3 - часть расчетных потерь теплоты, возмещаемых поступлением те-
теплоты от трубопроводов, проходящих в отапливаемом помещении, Вт;
Q\ - расчетный тепловой поток отопительного прибора, Вт;
Pi - коэффициент учета дополнительного теплового потока устанавли-
устанавливаемых отопительных приборов за счет округления сверх расчетной
величины [4, табл. МЛ];
Р2 - коэффициент учета дополнительных потерь теплоты отопительными
приборами, расположенными у наружных ограждений [4, табл. М.2].
Расчетный тепловой поток отопительного прибора
Qi = (Q*-0,9Q3). A.13)
Если значениями pi и р2 можно предварительно задаться для большин-
большинства проектируемых типов систем водяного отопления, то значение Q3 за-
зависит от ряда конструктивных и геометрических параметров проектируе-
проектируемой системы отопления. Из практики проектирования можно отметить, что
при скрытой прокладке в помещении теплопроводов насосной системы
отопления (в штрабах, в полу) можно принять Q3 = 0, а при открытой вели-
величина Q3 составляет 0,1...0,15^4. что позволяет задаться ??3 = 0,156^ ис-
исключая таким образом вероятность необоснованного завышения расчетной
нагрузки участка теплопровода. Тогда, с учетом вышеизложенного, выра-
выражение A.12) преобразуется к расчетному виду:
- при скрытой прокладке в помещении теплопроводов
Qt = Q*fii&2, A-14)
которое для наиболее распространенных проектных вариантов равно: при
использовании радиаторов МС-140 A85 Вт/секц.) - Р, = 1,04, при их уста-

39-
новке у стены - Р2 = 1,02, тогда Qt- 1,0604; при использовании стальных
современных панельных радиаторов, установленных у стены (Pi = 1,02;
р2= 1,04), Qt= 1,О604; при использовании конвекторов с кожухом, установ-
установленных у стены (C, = 1,04; р2 = 1,02), Qt = 1,О604.
- при открытой прокладке в помещении теплопроводов
Q, = @,85/3,/32 + 0,15H4, A.15)
которое равно: при использовании радиаторов МС-140 A85 Вт/секц.), уста-
установленных у стены (Pi = 1,04; C2 = 1^02), тогда Q, = 1,О504; при использова-
использовании стальных современных панельных радиаторов, установленных у стены
(Р, = 1,02; Р2= 1,04) Q,= 1,05 04; при использовании конвекторов с кожу-
кожухом, установленных у стены (Pi = 1,04; р2 = 1,02) Q, = 1,05 (?4.
Таким образом, для наиболее распространенных проектных вариантов
при установке отопительных приборов у стены расчетную нагрузку участка
теплопровода, подводящего теплоноситель к отопительному прибору, при-
принимаем:
- при скрытой прокладке теплопроводов Q, - 1,06 04, A-16)
- при открытой прокладке теплопроводов Q, = 1,05 Q4. A-17)
Дополнительные потери теплоты от теплопроводов системы отопле-
отопления, расположенных в неотапливаемых помещениях, невозможно задать до
выполнения гидравлического расчета системы отопления. Поэтому приме-
применяют косвенный способ учета данного фактора путем определения падения
температуры в подающем магистральном теплопроводе. Учитывая послед-
последнее обстоятельство, а также соотношения A.16), A.17) и нормативное тре-
требование EQ, < Q3d/0,93 [4], расчетная мощность системы отопления опре-
определится из выражения:
Z&= Q-/0.93. A.18)
Расход теплоносителя G, кг/ч, в расчетном участке или в стояке систе-
системы отопления следует определять по формуле
G = 3,6Q, /(сА/) или G = 0,860, /Л/, A.19)
где с - удельная теплоемкость воды, с = 4,2 кДж/(кг°С);
At - расчетная разность температур теплоносителя, °С.
Порядок выполнения расчетов отражен в последующих примерах рас-
расчета.
1.6. Гидравлический расчет системы водяного отопления
1.6.1. Исходные данные
Исходными данными к гидравлическому расчету являются: результаты
расчета теплового баланса помещений и здания; расчетные параметры теп-
теплоносителя tz и to°C; схема проектируемой системы отопления; принципи-

40 Глава I
альные решения узлов системы отопления; типы принятых к установке ото-
отопительных приборов и способ их присоединения к системе отопления; схе-
схема теплового узла; гидравлические характеристики оборудования теплового
узла (теплообменника, фильтров, регулирующих клапанов, запорной арма-
арматуры и др.), необходимые для определения гидравлического сопротивления
расчетных циркуляционных колец системы отопления.
При местном теплоснабжении от индивидуальной котельной (или то-
топочной) предварительно необходимо подобрать котлы, выявить расчетный
гидравлический режим их работы, а также требуемые характеристики регу-
регулирующих клапанов и фильтров, составить схему теплопроводов котель-
котельной. При использовании гидравлического разделителя достаточно знать
только его сопротивление, состоящее из суммы потерь на местные сопро-
сопротивления внезапного сужения и расширения, а также характеристики тех
регулирующих клапанов и фильтров теплового пункта, которые входят в
расчетное циркуляционное кольцо системы отопления.
При зависимой схеме присоединения системы отопления к тепловым
сетям централизованного теплоснабжения необходимо предварительно вы-
выбрать тип узла смешения, выполнить схему теплового узла, подобрать его
оборудование и выявить гидравлические характеристики всех элементов.
При независимой схеме присоединения системы отопления к тепло-
тепловым сетям централизованного теплоснабжения предварительно необходимо
выполнить схему теплового узла и подобрать основные элементы оборудо-
оборудования, для которых выявить их гидравлические характеристики, а также
подобрать теплообменник для определения его гидравлического сопротив-
сопротивления. Применяют гладкотрубные, спиральнотрубные, пластинчатые ско-
скоростные теплообменники производства отечественных и зарубежных фирм.
Фирмы-производители теплообменников сопровождают свою продукцию
соответствующим программным обеспечением для подбора теплообменни-
теплообменника и определения его тепловых и гидравлических характеристик.
Исходными сведениями для заполнения базы данных программы под-
подбора теплообменника, как правило, являются: расчетная тепловая мощность
теплообменника, равная расчетной мощности системы отопления ???„ оп-
определяемой по выражению A.18); расчетные температуры первичного теп-
теплоносителя Тг и Го, °С; расчетные температуры вторичного теплоносителя
(системы отопления) и и to°C; располагаемый перепад давления на вводе
тепловых сетей в тепловой пункт здания ДРдас, МПа или бар. Последний
параметр является контрольным при выборе варианта теплообменника, т.к.
суммарные потери давления циркуляционного кольца первичного теплоно-
теплоносителя - на вводе тепловых сетей (теплообменника АРто, расходомера счет-
счетчика теплоты, регулятора перепада давления или регулятора давления,
фильтров, арматуры и трубопроводов) должны быть на 5-10% меньше рас-
располагаемого перепада АРтс. Пример подбора теплообменника приведен в
разделе 1.7.1.

41
1.6.2. Основные принципы и последовательность
гидравлического расчета системы отопления и подбора
регулирующих клапанов
Целью гидравлического расчета при условии использования распола-
располагаемого перепада давления на вводе и обеспечения бесшумности работы
системы отопления является: определение диаметров участков системы
отопления; подбор регулирующих клапанов, устанавливаемых на ветках,
стояках и подводках отопительных приборов; подбор перепускных, разде-
разделительных и смесительных клапанов; подбор балансовых клапанов и опре-
определение устанавливаемых при пуске системы гидравлических параметров
этих клапанов; подбор типа и типоразмера циркуляционных насосов.
После выполнения гидравлического расчета необходимо составить
«Задание на разработку проекта автоматизации системы отопления».
Прежде, чем приступить к гидравлическому расчету, необходимо на
схеме системы отопления указать расчетную тепловую нагрузку отопитель-
отопительных приборах, равную тепловой расчетной нагрузке помещения Q4, кото-
которую при наличии двух и более отопительных приборов в помещении необ-
необходимо разделить между ними.
Затем следует выбрать основное циркуляционное кольцо. Циркуляци-
Циркуляционное кольцо представляет собой замкнутый контур последовательных уча-
участков системы отопления. В однотрубной системе отопления количество
циркуляционных колец равно числу стояков или горизонтальных веток, а в
двухтрубной - количеству отопительных приборов. Из них в качестве ос-
основного расчетного циркуляционного кольца принимают:
- в системах с попутным движением теплоносителя в магистральных
теплопроводах: для однотрубных систем - кольцо через наиболее нагру-
нагруженный стояк, для двухтрубных систем - кольцо через нижний отопитель-
отопительный прибор наиболее нагруженного стояка. Затем выполняется расчет цир-
циркуляционных колец через крайние стояки (ближний и дальний);
- в системах с тупиковым движением теплоносителя в магистральных
теплопроводах: для однотрубных систем - кольцо через наиболее нагружен-
нагруженный из самых удаленных стояков, для двухтрубных систем - кольцо через
нижний отопительный прибор наиболее нагруженного из самых удаленных
стояков. Затем выполняется расчет остальных циркуляционных колец;
- в горизонтальных системах отопления - кольцо через ветвь нижнего
этажа здания.
Следует выбрать одно из двух направлений гидравлического расчета
основного циркуляционного кольца.
Первое направление расчета основного циркуляционного кольца выпол-
выполняется по задаваемой оптимальной скорости движения теплоносителя на ка-
каждом участке циркуляционного кольца с последующим определением потери
давления в нем и подбором циркуляционного насоса, напор которого обеспе-
обеспечивает преодоление этих потерь. Скорость теплоносителя в горизонтально

42 Глава I
проложенных трубах следует принимать не ниже 0,25 м/с для удаления воз-
воздуха из них. Рекомендуется принимать оптимальную расчетную скорость
движения теплоносителя до 0,5...0,7 м/с, но не более максимально допусти-
допустимой для бесшумности работы системы [4, Приложение П]. Расчет остальных
циркуляционных колец проводится на основании результатов расчета основ-
основного кольца путем определения располагаемого давления в них и подбора
диаметров по ориентировочной величине удельных потерь давления Rcp (ме-
(методом удельных потерь давления) либо по величине удельной характеристики
сопротивления Syo [5, табл. 10.7], определяемой по [5, форм.A0.43)]. По тако-
такому принципу проводится расчет для систем с местным теплоснабжением, для
систем при независимом присоединении к тепловым сетям, для систем при
зависимом присоединении к тепловым сетям, но недостаточном располагае-
располагаемом давлении на вводе тепловых сетей (кроме узлов смешения с элеватором).
Требуемый напор циркуляционного насоса Рт Па, необходимый для
подбора типоразмера циркуляционного насоса, следует определять в зави-
зависимости от вида системы отопления:
- для вертикальных однотрубных и бифилярных систем по формуле:
РИ = АРСО-Ре A.20)
- для горизонтальных однотрубных и бифилярных, двухтрубных сис-
систем по формуле:
Рн = АРсо-0АРе, A.21)
где АРСо - потери давления в основном расчетном циркуляционном коль-
кольце, Па;
Ре — естественное циркуляционное давление, возникающее вследствие
охлаждения воды в отопительных приборах и трубах циркуляционного
кольца, Па.
Второе направление расчета основного циркуляционного кольца про-
проводится по задаваемой величине располагаемого расчетного циркуляцион-
циркуляционного давления системы отопления. В данном случае диаметры участков
всех циркуляционных колец назначаются по ориентировочной величине
удельных потерь давления Rcp (методом удельных потерь давления) либо по
величине удельной характеристики сопротивления Syd [5, табл. 10.7], опре-
определяемой по [5, форм.( 10.43)]. По такому принципу проводится расчет для
систем отопления с естественной циркуляцией, для систем отопления при
зависимом присоединении к тепловым сетям: со смешением в элеваторе;
при достаточном располагаемом давлении на вводе тепловых сетей со сме-
смесительным насосом на перемычке; без смешения при достаточном распола-
располагаемом давлении на вводе тепловых сетей.
В этом случае в качестве исходного параметра необходимо определить
величину располагаемого циркуляционного перепада давления APpt которое
в системах естественной циркуляцией равно
ЬРр = Ре, A-22)

а в насосных системах определяется в зависимости от вида системы ото-
отопления:
- для вертикальных однотрубных и бифилярных систем по формуле:
АРр = Р„ + Ре, A.23)
- для горизонтальных однотрубных и бифилярных, двухтрубных сис-
систем по формуле:
АРр = Рн + 0,4Ре- A.24)
Рекомендуется следующая последовательность выполнения расчета
основного циркуляционного кольца:
1) Кольцо разбивают на последовательные участки Участком называ-
называют часть трубопровода циркуляционного кольца постоянного диаметра с
постоянным расходом теплоносителя. Участки нумеруют, определяют их
длину с точностью 0,1 м, по выражениям A.12), A.16), A.17) вычисляют
расчетную тепловую нагрузку участков Qh по формуле A.19) вычисляют
расчетный расход теплоносителя G в расчетном участке.
2) Если выбрано первое направление расчета, то диаметры участков
подбираются, задавшись оптимальной скоростью движения теплоносителя,
с помощью таблиц гидравлического расчета [5, Приложение II].
3) Если выбрано второе направление расчета, то при использовании ме-
метода удельных потерь давления диаметры участков подбираются на основа-
основании расчетного расхода G на участке и ориентировочной величине удельных
потерь давления Rcp по таблицам гидравлического расчета [5, Приложение II].
При этом величина Rcp является одинаковой для всех участков расчетного
кольца. При использовании метода характеристик сопротивления диаметры
участков подбираются по величине удельной характеристики сопротивления
Syo [5, табл. 10.7], определяемой по [5, формула A0.43)] для каждого участка.
4) Определяют потери давления на отдельных участках &Руч основного
циркуляционного кольца и суммарные потери AJPCO в нем по формуле:
ЬРсо = ЪЬРоборуд + ЪЬРуч + ^Рршшуч A-25)
где ЦАРоворуд - сумма потерь давления в котле (теплообменнике), регули-
регулирующих клапанах теплового узла (в открытом состоянии), расходоме-
расходомерах теплового узла и др. оборудовании, Па;
?ДРуч - сумма потерь давления в последовательных расчетных участ-
участках расчетного циркуляционного кольца, Па;
ЬРрегуч - потери давления на «регулируемом участке» расчетного цир-
циркуляционного кольца, Па.
«Регулируемым участком» является участок, на котором изменяется
(регулируется) расход теплоносителя в циркуляционном кольце с помощью
дросселирующих клапанов (балансовых, термостатических, регулирующих
и др.). В двухтрубных системах отопления таким участком является отопи-
отопительный прибор с подводками и арматурой и т.п. В однотрубных системах
отопления в качестве такого участка может рассматриваться стояк (или од-

44
Глава I
нотрубная ветвь горизонтальной системы отопления), если на нем преду-
предусматривается установка балансового клапана. Потери давления в стояках
должны составлять не менее 70-80% для ближнего стояка и 60% для уда-
удаленного стояка от общих потерь давления в циркуляционном кольце за вы-
вычетом оборудования теплового пункта и трубопроводов участков, общих для
всех циркуляционных колец. Потери давления на «регулируемом участке»,
(АРрегуч) Па, расчетного циркуляционного кольца определяются по формуле:
АРрег уч = Аррегуч + (? APKI) p^y ч, A.26)
где Аррегуч - потеря давления в трубопроводе «регулируемого участка», Па;
АР», - расчетная потеря давления в клапане (термостатическом, балан-
балансовом и др.), Па.
Выбор типоразмера дросселирующего (регулирующего) клапана следует
производить по величине его пропускной способности kv, м3/ч. Величина /tv
выражает объемный расход протекающей через клапан воды плотностью
1000 кг/м3 при создании перепада давления на клапане 1 бар A00 кПа или
0,1 МПа) и является технической характеристикой клапана, по которой
производится выбор клапана. Значение kv запорных клапанов в открытом
состоянии, смесительных и разделительных клапанов в открытом состоя-
состоянии, фильтров, термостатических клапанов в максимально открытом регу-
регулирующем положении приводится в справочных и паспортных данных, а
также в виде расчетных номограмм, общий вид которых показан на рис. 1.10.
б) АРЫ9кПа
*v,m3/h _J ОД
1
10
103
0,01
10
10э
H4
Рис. 1.10. Определение гидравлических характеристик клапанов
а - схема определения расчетного (в открыюм состоянии) сопрогивления универ-
универсального клапана термостатического по заданному расходу воды на участке, б - схема
подбора балансового клапана и определения его гидравлической настройки по зада-
задаваемым потерям давления в нем и расходу воды на участке

45-
Потеря давления ДРта, Па, в универсальном термостатическом клапа-
клапане, в разделительном или смесительном клапане, фильтре, в запорном кла-
клапане в открытом состоянии и др. определяется по таблицам гидравлической
настройки, по номограмме клапана (рис. 1.10а) или по формуле:
ДР™ = 0,l(G/*vJ, A.27)
где G - расчетный расход теплоносителя на участке, кг/ч.
Расчетное требуемое значение пропускной способности ?Vi м3/ч, балан-
балансовых и т.п. клапанов следует определять по формуле:
kv=G/a0-/\PKIH'5, A.28)
Полученное по формуле A.28) значение kv уже является достаточным про-
проектным решением без последующего подбора типоразмера клапана, но если
по проектному заданию известна фирма-поставщик, то с помощью номо-
номограммы, схема которой показана на рис. 1.106, определяется значение п
гидравлической настройки клапана, устанавливаемое при пусковой наладке
системы отопления.
Суммарную потерю давления дросселирующих устройств (ЕДЛи)/»»^
«регулируемого участка» основного циркуляционного кольца рекомендует-
рекомендуется задавать в размерах @,3...0,5)ДРрк,уч. Для всех остальных циркуляцион-
циркуляционных колец значения (ЕДРи,)^^ вычисляются при гидравлической увязке
параллельных колец после определения располагаемого давления в них и
составляют как правило @,5...0$)ЬРрегуч.
Суммарные расчетные потери давления основного циркуляционного
кольца могут быть меньше располагаемого циркуляционного перепада дав-
давления не более чем на 5... 10%.
1.6.3. Методы гидравлического расчета трубопроводов
Для гидравлического расчета трубопроводов систем отопления приме-
применяют два основных метода гидравлического расчета: метод удельных по-
потерь давления и метод характеристик сопротивлений.
Метод удельных потерь давления применяется для расчета систем с
естественной циркуляцией, для двухтрубных систем, для нетиповых одно-
однотрубных систем с использованием медных и пластиковых труб.
Потери давления на участке ДР,* расчетного циркуляционного кольца
определяются суммой потерь давления на преодоление сил трения и инер-
инерции по формуле:
APy4=?y4-R + Z = e^-R + Po-ZC,, A.29)
где ly, - длина участка, м;
R - удельная потеря давления на трение, Па/м [5, Приложение II - для
стальных труб];
Р() - динамическое давление, Па [5, Приложение II];
ЕС - сумма коэффициентов местных сопротивлений [5, Приложение II].

46 Глава!
Значения R для медных и полимерных труб следует определять по
справочным приложениям производителей. Для металлополимерных труб
значения R приведены в приложении 1.1.
Местное сопротивление, находящееся между смежными расчетными уча-
участками (тройник, крестовина), относят к участку с меньшим расходом воды.
Метод характеристик сопротивлений отражает гидравлический ре-
режим только в зоне квадратичного турбулентного течения жидкости, поэто-
поэтому его нельзя применять для расчета систем отопления с естественной цир-
циркуляцией. По этому методу потеря давления на участке трубопровода, в узле,
в стояке, в ветке, в системе отопления может определяться по формулам:
A/V = SyjG1^ АРу, = SyjG2^ ЬРап = WL АРС0 = SCOG2CO, A.30)
где Gy,, Gy,, Gcmi Gco - соответственно расход воды в участке трубопровода,
в узле, в стояке, в системе отопления, кг/ч;
Sy,, Syj, Scm, Sco - соответственно характеристика сопротивления участка
трубопровода, узла, стояка, системы отопления, Па/(кг/ч2).
В отечественной отопительной практике наибольшее распространение
получили однотрубные системы отопления, в которых стояк или горизон-
горизонтальная ветвь представляет собой ряд последовательно соединенных узлов
обвязки отопительных приборов с постоянным расходом теплоносителя в
них. Такой стояк (или ветвь) обычно рассматривают как единый участок,
характеристика сопротивления которого равна сумме характеристик сопро-
сопротивления составляющих его последовательных узлов Scm = %Syj. Величина
Sy3 каждого вида узла зависит от его геометрической конфигурации, диа-
диаметров и вида применяемых в нем труб. Для унифицированных узлов,
распространенных в практике проектирования и монтажа однотрубных
систем из стальных труб, приводятся справочные значения Syj в [5,
табл. 10.18 10.20]. Для нетиповых узлов Sy3 можно вычислить по соот-
соответствующим методикам [1,2,5]. Например, для участка трубопровода зна-
значение Sy4 можно вычислить по формуле:
Sy4=A(ty4-)Jd + ZQ=A'tw, A.31)
где А и X/d - соответственно удельное динамическое давление, Па/(кг/чJ,
и приведенный коэффициент трения, м~\ указанные для стальных труб
в табл. 10.7 [5];
?>ч - длина участка, м;
ЕС - сумма коэффициентов местных сопротивлений.
1.6.4. Гидравлический расчет однотрубной системы водяного
отопления методом характеристик сопротивления. Определение
характеристик и подбор балансовых клапанов
При гидравлическом расчете однотрубных систем отопления необхо-
необходимо учитывать следующие рекомендации:

47-
- потери давления в стояках должны составлять не менее 70% общих
потерь давления в циркуляционном кольце за вычетом потерь давления
оборудования теплового узла;
- рекомендуется применять верхнюю разводку магистральных тепло-
теплопроводов, при которой обеспечивается движение воды к отопительному
прибору «сверху-вниз»;
- для устойчивой работы П-образных стояков в опускной его части
(при движении воды «снизу-вверх») расход воды в нем должен быть более
минимально допустимого значения, определяемого по [5, табл. 10.10];
- для многоэтажных зданий при нижней разводке магистральных те-
теплопроводов рекомендуется применять П-образные стояки с транзитным
подъемным участком и отопительным опускным, а также Т-образные
стояки с транзитным подъемным участком и двумя отопительными опу-
опускными;
- стояк проектируется неизменного диаметра с использованием после-
последовательно соединенных унифицированных узлов, при расчете стояк рас-
рассматривают как один участок;
- расчет рекомендуется проводить при одинаковых (постоянных) или
различных (переменных) перепадах температуры воды в стояках методом
характеристик сопротивления.
Рассмотрим на примере порядок и последовательность расчета. Для
расчета приняты исходные данные предыдущих примеров 1.1... 1.3.
ПРИМЕР 1.4. В качестве примера выполним гидравлический расчет
однотрубной вертикальной тупиковой системы водяного отопления с цен-
централизованным теплоснабжением от тепловых сетей при независимой схе-
схеме присоединения системы отопления к ним. Заданы следующие расчетные
параметры тепловых сетей и системы отопления: Тг = 120°С, То = 70°С,
tf = 85°С, t0 = 65°С. Тепловые нагрузки помещений Q4 и здания Q3d =
= 53540 Вт принимаем из табл. 1.3. Следует помнить исходное, заданное в
примере 1.2 условие индивидуального регулирования в системе отопления
(т]1 = 0,8), что соответствующим образом отразилось на величине расчет-
расчетных тепловых нагрузок помещений и здания.
По выражению A.18) определяем расчетную мощность системы
отопления:
SQ/ = 53540/0,93 = 57570 Вт.
Затем на планах и разрезах этажей, подвала и чердака (рис. 1.11... 1.13)
указываем в условных обозначениях отопительные приборы, стояки, маги-
магистральные теплопроводы, трубопроводы ввода тепловых сетей в тепловой
пункт и трубопроводы ввода системы отопления в тепловой пункт. На пла-
планах и разрезах теплового пункта (в примере не показаны) указываем место-
местоположение основного оборудования с привязкой его размерными линиями
к осям или стенам теплового пункта.

48
Глава I
Crl
План типового этажа
Ст13 Сг14 Ст15 , Ог16 Ст17
Рис. 1.11. План типового этажа с указанием отопительных приборов
и стояков системы отопления
План подвала
Сг15 Ст1б
Сг17
Сг18
Ст19
Рис. 1.12. План подвала с указанием стояков, обратной магистрали системы
отопления, ввода тепловых сетей, местоположения теплового пункта

49
Crl
Crl2/ \ \Ot24 JL\Ct23 X Ст22/ Jl Cr2lJ
® ©^ (П) A2) ~
Рис. 1.13. План чердака с указанием стояков, подающей магистрали системы
отопления, воздухосборников
На основании указанных выше чертежей выполняем аксонометриче-
аксонометрические (в данном случае в косоугольной диметрии) схемы системы отопления
(рис. 1.14, 1.15). На схеме системы отопления распределяем тепловые на-
нагрузки помещений Q4 по отопительным приборам в виде нагрузки отопи-
отопительного прибора, суммируем по стоякам и указываем на схеме.
Определяем основное расчетное циркуляционное кольцо - через наи-
наиболее нагруженный из удаленных стояков наиболее нагруженной ветки
системы, т.е. через стояк №24 ветки Б. Разбиваем основное циркуляцион-
циркуляционное кольцо на расчетные последовательные участки, нумеруем их и указы-
указываем на схеме. Определяем их длины 1^ и тепловые нагрузки Q,. Расчет
тепловых нагрузок участков выполняем по выражению A.17), начиная от
Ст.24 и суммируя с нарастающим итогом в сторону теплового пункта. На-
Например, для участков №13 и №1У Qt = 1,05 ¦ 3030 = 3180 Вт.

50
Глава I
Схема системы отопления
Сг13 Ст14
О-334П .970
Ст15
188
Ст16 Ст17
1990 2950
к ветке А
Гл ст
Ст19 Ст\&
^Т1У^ 1970
Ст24
3030
Сг23
2550
\</20 ([ J \^2
Ст20
Ст22 Сг21 2990,
1490 1990
(П) ©5)
440
720
570
Г-(\ \Г\Г.
сПО
Рис. 1.14. Схема вертикальной однотрубной системы водяного отопления с
тупиковым движением воды в магистралях с указанием нумерации участков
основного расчетного циркуляционного кольца, указанием узла управления
теплового пункта и повторяющихся узлов «А», «Б», «В»

51
Рис. 1.15. Схемы узлов «А», «Б», «В» вертикальной однотрубной системы
водяного отопления (к рис. 1.14)
Исходные данные и результаты гидравлического расчета рекомендует-
рекомендуется вносить в ведомость гидравлического расчета, например в виде табл. 1.6.
Расход воды определяем по выражению A.19): G = 0,860,/(85 - 65) = 0,043
Q, и заносим в графу 3. Диаметры участков подбираем, задаваясь опти-
оптимальной скоростью движения теплоносителя не более 0,4...0,5 м/с, с помо-
помощью таблиц гидравлического расчета [5, Приложение II]. Учитывая вероят-
вероятность образования отложений в магистралях, принимаем диаметры некото-
некоторых участков, например №11... 13, на типоразмер выше. На основании
принятых диаметров заполняем графы 7 и 10 из табл. 10.7 [5].
Значения Syd (графа 5), необходимые при выполнении расчета по зада-
задаваемому циркуляционному давлению, в данном случае не вычисляется, т.к.
расчет ведем по задаваемой скорости воды на участке. Расчет проводится
по выражению A.31), т.е. значение графы 8 получаем перемножением ве-
величин в графах 4 и 7, значение графы 10 - сложением величин в графах 8 и
9, значение графы 12 - перемножением величин в графах 10 и 11. И окон-
окончательно, потерю давления на участке - по выражению A.30).
Коэффициенты местных сопротивлений (графа 9) отдельных участков:
№1 - две задвижки и восемь отводов 2x0,5 + 8x0,3 = 3,4; №2 - задвижка и
тройник на разделении потоков 0,5 + 1,5 = 2,0; №3, 4, 5, 8, 9,11, 12, 13, 12',
1Г, 8', 5', 4' - тройник проходной ^= 1,0; №6, 7 - тройник проходной и от-
отвод 1,0 + 0,5 = 1,5; №10, №13' тройник проходной и два отвода
1,0 + 2x1,0 = 3,0; №10' - тройник проходной и отвод 1,0 + 1,0 = 2,0 и т.д. по
схеме.

Таблица 1 6
Гидравлический расчет однотрубной системы отопления
№уч
1
&.
Вт
2
Gy4,
кг/ч
3
м
4
Ч
104
5
dy,
мм
6
l/d,
м-1
7
?Ш
8
9
10
А
•104
11
5
¦104
12
Па
13
Основное цирк>ляционное кольцо ветки «Б» через сгояк 24
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
Ст24
57570
30260
26760
24690
22710
20620
17530
15460
12680
9510
7420
5860
3180
3180
2476
1300
1150
1060
977
887
754
665
545
409
320
252
137
137
18,3
1,6
2.4
5,6
3,1
2.5
2,6
2,6
0,8
3,3
3,2
4,9
3,7
40
32
32
32
32
25
25
25
25
25
20
20
20
15
0,8
1.0
1,0
1,0
1,0
1.4
1,4
1,4
1,4
1,4
1,8
1,8
1,8
14,6
1,6
2,4
5,6
3,1
3,5
3,6
3,6
1,1
4,6
5,8
8,8
6,7
3,4
2,0
1,0
1,0
1,0
1,5
1,5
1,0
1,0
3,0
1,0
1,0
1,0
18,0
3,6
3,4
6,6
4,1
5,0
5,1
4,6
2,1
7,6
6,8
9,8
7,7
0,23
0,39
0,39
0,39
0,39
1,23
1,23
1,23
1.23
1,23
3,21
3,21
3,21
4,2
1,4
1,3
2,6
1,6
6,2
6,3
5,7
2,6
9,3
21,7
31,5
24,6
— — — — 925
Сопротивление балансового клапана
Общее сопротивление Ст24
2574
237
172
292
153
488
358
252
77
156
222
200
46
1736
7764
9500

Продолжение таблицы 1 6
1
13'
12'
11'
10'
9'
8'
Т
6'
5'
4'
3'
2'
V
2
3180
5860
7420
9510
12680
15460
17530
20620
22710
24690
26760
30260
57570
3
137
252
320
409
545
665
754
887
L 977
1060
1150
1300
2476
4
5,2
4,9
3,2
4,3
2,2
2,6
3,8
4,3
3,1
5,4
4,2
1,1
3,6
5
6
20
20
20
25
25
25
25
25
32
32
32
32
40
7 | 8
1,8
1,8
1,8
1,4
1,4
1,4
1,4
1,4
1,0
1,0
1,0
1,0
0,8
9,4
8,8
5.8
6,0
3,1
3,6
5,3
6,0
3,1
5,4
4,2
1,1
2,9
9
3,0
1,0
1,0
2,0
4,0
1,0
2,5
3,0
1,0
1,0
3,0
3.0
3,5
10
12,4
9,8
6,8
8,0
7,1
4,6
7,8
9,0
4,1
6,4
7,2
4,1
6,4
11
3,21
3,21
3,21
1,23
1,23
1,23
1,23
1,23
0,39
0,39
0,39
0,39
0,23
12
39,8
31,5
21,7
9,8
8,7
5,7
9,6
11,1
1,6
2,5
2,8
1,6
1,5
13
75
200
222
164
258
252
545
873
153
280
370
270
918
ZAP,™, =19307

54 Глава!
Характеристика сопротивления стояка определяется суммой характе-
характеристик сопротивления трубных узлов [5, табл 10 19J Для Ст24 и других
стояков диаметром dv = 15 мм
- узел присоединения к подающей магистрали S = 133 10~4,
- три этажестояка с односторонним присоединением
5 = 3x133 10 = 399 КГ4,
- узел присоединения к обратной магистрали 5 = 96 10~4
Итого характеристика сопротивления стояка
?„ = A33 + 399 + 96) 10 = 925 1(Г4
Таким же образом определяем характеристику сопротивления стояка
лестничной клетки, состоящего из трубы длиной 8 м, узлов присоедине-
присоединения к подающей и обратной магистралям и радиаторного узла
Scm = (8x28,6 + 133 + 96 +119) 10 = 577 10
Для устойчивой гидравлической работы системы принимаем сопро-
сопротивление удаленного стояка равным примерно 60% от сопротивления цир-
циркуляционного кольца за исключением оборудования теплового пункта и
трубопроводов участков, общих для всех циркуляционных колец Тогда для
данного примера можно записать
ДРсга = 0,6(A/V,2 „ + АР^ „ + АРсш), АРс /74 = 0,6B653 + 3662 + АРсп*),
откуда получаем, что сопротивление Ст 24 должно быть около 9500 Па, в
юм числе непосредственно стояка АрСт — 1736 Па (табл 1 6), а сопротивле-
сопротивление балансового клапана Ст24 (см узел «Б» рис I 15) должно быть
АРКЧ = 9500 - 1736 = 7764 Па
Гидравлический расчет ветки «Б» завершается определением распола-
располагаемых давлений для стояков №13 23 и подбором балансовых клапанов
Располагаемое давление рассчитывается по результатам расчета основного
кольца (табл 1 6) Например,
Ррасп cm2i = АРСп,24 + ЛРуч1з + Afj*i3 = 9500 + 46 + 75 = 9621 Па
Требуемая потеря давления в балансовом клапане определяется по
выражению
ЬРкл = РРасПст-Ьрс»» A32)
где Дрс т - потеря давления в трубопроводах и узлах стояка, определяемая
по выражению A 30), Па
Требуемое значение пропускной способности kv балансового клапана опре-
определяем по формуле A 28), а также с помощью номограммы, аналогичная
схема которой показана на рис 1 106, для определения значения п гидрав-
гидравлической настройки клапана
В настоящем примере использованы номограммы фирмы Herz для балансо-
балансовых клапанов Stromax r 01/2" Расчет гидравлических парамегров и его
результаты выполняем в ведомости в виде табл ] 7

Таблица 17
Расчет гидравлических характеристик балансовых клапанов ветки «Б»
№Ст
1
Ст13
Ст14
Ст15
Cil6
Cil7
Cil8
Сг19
Ст20
Ci21
Ст22
Ст23
Ст24
Вт
2
3510
2070
1980
2090
3100
2070
2800
3140
2090
1560
2680
3180
кг/ч
3
151
89
85
90
133
90
120
135
90
67
115
137
Sen,
104
4
925
925
577
925
925
925
925
925
925
925
925
925
ДРСи>
Па
5
2109
733
416
750
1636
750
1332
1686
750
415
1223
1736
РраспСт*
Па
6
15308
14766
14194
13888
12527
11624
11126
10785
10465
10021
9621
9500
Характеристики клапана
Па
7
13199
14033
13778
13138
10891
10874
9794
9099
9715
9606
8398
7764
м3/ч
8
0,42
0,24
0,23
0,25
0,41
0,27
0.38
0,45
0,29
0,22
0,40
0,50
/2
9
1.0
0,5
0,5
0,5
1,0
0,6
0,75
1,1
0,6
0,4
0,8
1,2

56
Глава I
Результаты расчета позволяют определить располагаемое давления для
ветки «А»:
13'= 2653 + 9500 + 3662 = 15815Па.
Циркуляционное кольцо ветки «А» рассчитывается путем выбора диамет-
диаметров участков по Syd, вычисляемой для каждого участка в графе 5.
1.6.5. Гидравлический расчет двухтрубной системы водяного
отопления методом удельных потерь давления. Определение
характеристик и подбор клапанов отопительных приборов
При гидравлическом расчете двухтрубных систем используют как пра-
правило метод удельных потерь давления. Основные методические рекоменда-
рекомендации по выполнению гидравлического расчета даны в разделах 1.6.1... 1.6.3.
Рассмотрим последовательность и методику расчета на решении примера, в
котором в качестве основных исходных данных приняты параметры преды-
предыдущих примеров.
ПРИМЕР 1.5. В примере рассмотрим двухтрубную систему отопления
с верхней разводкой подающей магистрали. Разводка и конструкция маги-
магистралей приняты из примера 1.4 с теми же тепловыми нагрузками стояков и
участков. Двухтрубная конструкция стояков и обвязки радиаторов показана
на рис. 1.16.
Клапаны 1 и 2 (рис. 1.16) создают суммарное сопротивление (см. фор-
формулу A.26)) на «регулируемом участке» (ZAPra) регуч = АР^ + АР^- В дан-
данном случае сопротивление универсального термостатического клапана 1
Рис. 1.16. Часть схемы вертикальной двухтрубной
системы водяного отопления с тупиковым движе-
движением воды в магистралях с указанием нумерации
участков основного циркуляционного кольца через
отопительный прибор 1 этажа, а также циркуляци-
циркуляционных колец через прибор 2 этажа и прибор 3 этажа
1 - клапан проходной универсальный регулирующий для
двухтрубных систем, 2 — клапан балансовый радиаторный
с задаваемой настройкой пропускной способности, 3 - го-
головка регулирующая термостатическая прямого действия

57
определяется по его технической характеристике в зависимости от расхода
воды G на участке, а сопротивление балансового радиаторного клапана 2
задается исходя из задаваемой величины (ХД/\л) р^у,. По соображениям
бесшумности работы клапанов 1 и 2 рекомендуется задавать значение
(?&Ркп)регуч не более 20...25 кПа. С другой стороны, для эффективного ре-
регулирования расходов в параллельных кольцах двухтрубной системы отопле-
отопления, не рекомендуется задаваться значением (?А/\л)/«г.уч менее 4...6 кПа.
При определении располагаемого давления на параллельных кольцах
следует учитывать дополнительное давление Ре от охлаждения воды в при-
приборах и трубопроводах по формуле A.24). Для циркуляционных колец че-
через приборы 1-го этажа значение Ре можно не учитывать, принимая его в
запас на непредвиденные потери давления.
Выбираем основное расчетное циркуляционное кольцо - через прибор
1-го этажа Ст24 ветки «Б». Нумерацию участков кольца на магистральных
теплопроводах принимаем из примера 1.4. С целью сокращения объема
расчетов в настоящем примере, принимаем результаты расчета магистраль-
магистральных участков кольца из примера 1.4. Результаты гидравлического расчета
вносим в ведомость в виде табл. 1.8. Коэффициенты местных сопротивле-
сопротивлений на участках основного циркуляционного кольца: №14 - два отвода и
кран шаровой ХС = 7,0; №16 - тройник проходной ? = 1,0; №18 - тройник
проходной, отвод, отопительный прибор и тройник на схождении потоков
2С = 7>5; №14' - отвод и кран шаровой ?? = 5,5.
Далее следует рассчитать циркуляционное кольцо через прибор 2-го
этажа Ст24 ветки «Б». Для основной части участков этого кольца, являю-
являющихся общими с основным кольцом, уже были определены диаметры труб
и потери давления в них. Необходимо определить потери и гидравлические
характеристики только цепи из участков №17 и №15', для которой распола-
располагаемое давление будет равно потерям в параллельном участке №18 с уче-
учетом дополнительного влияния Ре. Тогда, с учетом A.24), располагаемое
циркуляционное давление для цепи из участков №17 и №15'равно:
Рраспуч 17.15'= Д^18 + 0,4 Ре,
где Ре = ^A/iApft, - to) = 9,81 -2,8 0,60(85 - 65) = 330 Па.
Выполним подбор клапанов 1 и 2 (рис. 1.16) отопительных приборов. В
качестве клапана 1 примем термостатический клапан типа TS-90 01/2"
(фирмы Herz) и его сопротивление ЫРМ\. определяем по номограмме, ана-
аналогичной схеме на рис. 1.10а. Требуемое сопротивление балансового кла-
клапана 2 определяем по выражению:
АР«,2 = (ZAP») регуч ~ AP«L A 33)
Требуемое значение пропускной способности kv балансового клапана 2 оп-
определяем по формуле A.28), а также с помощью номограммы, аналогичная
схема которой показана на рис. 1.106, для определения значения п гидрав-

Таблица 1 8
Гидравлический расчет 2-х трубной системы отопления
№уч
1
Вт
2
G}4.
кг/ч
3
м
4
dy,
мм
5
V,
м/с
6
R,
Па/м
7
Па
8
9
Па
10
Z,
Па
11
Па
12
Приме-
Примечание
13
Основное циркуляционное кольцо через прибор 1-го этажа Ст24 ветки «Б»
IlAPwi и (из результатов примера 2 4) =
14
16
18
14'
3180
2055
1125
3180
137
88
48
137
2,6
2,8
15
15
0,18
0,11
50
20
130
56
7,0
1,0
15,8
5,9
111
6
4,8 15 0,05 7 34 7.5 1,2 9
Задаемся BДРК/)^Ч=
Общее сопротивление участка №18 равно
2,0
15
0,18
50
100
5,5
15,8
87
YAPmi 13 (из результатов примера 2 4) =
Общее сопротивление циркуляционного кольца ?ДРУ? =
5227
241
62
43
6000
6043
187
4580
16340
17
15'
925
2050
39
87
Циркуляционное кольцо через прибор 2-го этажа Ст24 ветки «Б»
Л*™„ч/7/5 =6043+ 0,4 330 = 6175 Па
2,0
2,8
15 1 0,05
15 1 0,10
5
18
10
50.4
6,5
1,0
1,2
4,9
8
5
потери давления в трубопроводах ХД/эу, =
Требуемое значение (ЕДРК7) к,1Ч/7= 6175 - 73 = 6102 Па
18
55
73
15
1135
48
Циркуляционное кольцо через прибор 3-го этажа Ст24 ветки «Б»
Ppaa,™ is= IAPW 6 17 + 0,4Pt = F2 + 18 + 6102) + 0.4 330 = 6314 Па
4,8
15
0,06
7
33,6
6
1,8 | 11
потери давления в трубопроводах ИЛру, =
Требуемое значение BЛРЫ) ^ „ = 6314 - 4 = 6270 Па
44
44

59.
лической настройки клапана. В настоящем примере использованы номо-
номограммы фирмы Herz для балансовых радиаторных клапанов RL-5 01/2".
расчет гидравлических параметров и его результаты выполняем в ведомо-
ведомости в виде табл. 1.9.
Таблица 1.9
Подбор клапанов обвязки отопительных приборов Ст24
№Ст/№эт.
Ст24/1 эт
Ст24/2 эт
Ст24/3 эт
G,
кг/ч
48
39
48
Па
6000
6102
6270
ДЛлЬ
Па
400
180
400
Характеристики
балансового клапана 2
Па
5600
5922
5870
м3/ч
0,20
0,16
0,19
п
1,0
0,75
0,9
1.6.6. Конструирование и подбор оборудования теплового
пункта системы водяного отопления
Основные элементы и оборудование теплового пункта составляют гид-
гидравлическую цепочку как со стороны первичного теплоносителя теплооб-
теплообменника, так и со стороны вторичного теплоносителя, где элементы тепло-
теплового узла являются звеньями основного циркуляционного кольца системы
отопления.
Прежде, чем приступить к конструированию теплового пункта, необ-
необходимо подобрать теплообменник. Методику подбора теплообменника и
другого оборудования теплового пункта объясним на примере.
ПРИМЕР 1.6. В примере используем исходные данные ранее приве-
приведенных примеров расчета.
Расчетную мощность теплообменника принимаем равной расчетной
мощности системы отопления или с запасом 10-15%:
Ото = UX<2r = 1,1x57570 = 63330 Вт.
Для выбора теплообменника заносим в базу данных программы подбо-
подбора теплообменника следующие данные: одноходовой пластинчатый полу-
полуразборный теплообменник; тепловая мощность теплообменника Qmo =
= 64 кВт; параметры вторичного теплоносителя: температура на выходе
tP - 85°С, температура на входе tn = 65°C; параметры первичного теплоноси-
теплоносителя: температура на входе Тг = 120°С. Из предложенных программой вари-
вариантов принимаем к установке пластинчатый теплообменник РС-0.20-0.80-
1х (ТЕРМОБЛОК), основные характеристики которого следующие:
- количество пластин в теплообменнике - 6 шт.;
- поверхность теплообмена - 0,8 м2, коэффициент теплопередачи
4702 Вт/(м2-°С);

60
Глава I
- температура первичного теплоносителя на выходе То = 71,2°С;
- расход теплосетевой воды - 1,22 м3/ч;
- потери давления со стороны первичного теплоносителя 0,048 бар
D,8 кПа);
- расход нагреваемой воды системы отопления - 2,60 м3/ч;
-потери давления со стороны вторичного теплоносителя ЫРт0~
= 0,219 бар B1,9 кПа).
На планах и разрезах теплового пункта (в примере не показаны) указы-
указываем местоположение основного оборудования с привязкой его размерны-
размерными линиями к осям или стенам теплового пункта. На основании указанных
чертежей выполняем аксонометрическую (в данном случае в косоугольной
диметрии) схему теплового пункта (рис. 1.17).
Схема теплового пункта
Рис. 1.17. Схема трубопроводов теплового пункта
1 - электронный блок счетчика коммерческого учета теплоты, 2 -электронный
«следящий» регулятор температуры, 3 - регулирующий клапан с сервомото-
сервомотором, 4 - регулятор перепада давления, 5 -ультразвуковой расходомер счетчика
коммерческого учета теплоты, б - клапан автоматической подпитки системы
отопления водой тепловых сетей, 7 - расходомер подпиточной воды, 8 - мем-
мембранный расширительный бак, 9 - фильтр сетчатый осадочный, 10 - клапан
предохранительный, 11 - кран шаровой запорный, 12 - клапан обратный, 13 -
манометр показывающий, 14 - термометр показывающий

Со стороны первичного теплоносителя основными элементами явля-
являются регулирующий клапан 3 с сервомотором, регулятор перепада давле-
давления 4 и ультразвуковой расходомер 5 счетчика коммерческого учета тепло-
теплоты. Подбор элементов 3 и 4 зависит от исходных данных на вводе тепловых
сетей.
Счетчик коммерческого учета теплоты выбираем по расчетному рас-
расходу теплосетевой воды Vmc = 1,22 м3/ч. Принимаем к установке ультразву-
ультразвуковой расходомер Dy = 20 мм со следующими характеристиками: пропуск-
пропускная способность ?у = 4,2м3/ч; номинальный расход 1,5 м3/ч; максимальный
расход 3 м3/ч; минимальный расход 0,015 м3/ч; порог срабатывания 0,003
М3/ч; монтажная длина 190 мм. Падение давления в нем АР, МПа, опреде-
определяем по выражению A.27):
АРСЧ = 0,l(Vmc/kvJ = 0,1A,22/4,2J = 0,00844 МПа = 8,44 кПа.
Выбираем к нему электронный теплосчетчик марки «Струмень ТС-05»,
предназначенный для обработки, преобразования и регистрации информа-
информации: количество потребляемой тепловой энергии, расход воды, а также па-
параметры температуры и давления.
Со стороны вторичного теплоносителя основными элементами явля-
являются фильтр, шаровые краны, обратный клапан, сопротивление которых
определяем по соответствующим номограммам, аналогичным схеме на
рис. 1.10а. Т.о сопротивление фильтра Dy = 40 мм при Vco = 2,60 м3/ч равно
АРф = 0,9 кПа; сопротивление обратного клапана Dy = 40 мм при
VOK = 2,60 м3/ч равно АРОК =2,0 кПа.
1.6.7. Подбор циркуляционного насоса системы
водяного отопления
Для подбора циркуляционного насоса необходимо определить тре-
требуемые его подачу V,,, м3/ч и напор Р,„ кПа (или м.вод.ст.). Подача насоса
соответствует расчетному расходу в системе отопления VM = Vco. Требуемый
напор определяется суммой составляющих потерь давления в циркуляци-
циркуляционном кольце - потерь давления участков основного циркуляционного
кольца Л,АРуч, потерь в теплообменнике со стороны вторичного тепло-
теплоносителя АРто, сопротивления фильтра АРф и сопротивления обратного
клапана АРОК:
Рн = ЪАРу, + АРто + АРФ + АРОК. A.35)
В существующей практике применяются как правило циркуляцион-
циркуляционные насосы с «мокрым ротором» с постоянной скоростью вращения C..4
ступени скоростей), а также с электронным управление скорости враще-
вращения по перепаду давления на насосе. Наиболее широко применяют пер-
первый вид насосов. Второй вид применяют при необходимости регулирова-
регулирования перепада давления в системе отопления. Для однотрубной системы

62
Глава I
отопления, в которой индивидуальное регулирование осуществляется пе-
перераспределением потоков в обвязке отопительного прибора с помощью
трехходового термостатического клапана без изменения расхода в стояке
и в системе отопления (рис. 1.15, узел «А»), рекомендуется принимать
насос с постоянной скоростью вращения. Для двухтрубной системы ото-
отопления, в которой индивидуальное регулирование осуществляется дрос-
дросселированием потока с помощью двухходового термостатического радиа-
радиаторного клапана с изменения расхода в стояке и в системе отопления
(рис. 1.16), рекомендуется принимать насос с электронным управлением
скорости вращения. Для систем небольшой мощности можно также при-
применять насос с постоянной скоростью вращения с перепускным клапаном
на байпасе.
Выбор насоса осуществляют графически по его характеристике либо с
помощью электронных программ производителя. Схема характеристики
насоса с постоянной скоростью вращения показана на рис. 1.18 а, ас элек-
электронным управлением скоростью вращения - на рис. 1.186.
.->--? ч
- 1 У\
v.v.
, м3/ч
У.
Уи, м3/ч
Рис. 1.18. Схема характеристики насоса
а - с постоянной скоростью вращения, б - с электронным управлением
скоростью вращения
В первом случае (рис. 1.18 а) выбор насоса осуществляют по расчет-
расчетным величинам Рр и Vp, полученным в результате гидравлического расчета
системы отопления и подбора оборудования теплового пункта. Графически
определяют расчетную точку и характеристику системы, затем по направ-
направлению характеристики системы определяют ступень вращения насоса и его
проектные характеристики Рн и VH.
Во втором случае (рис. 1.186) при выборе насоса достаточно по рас-
расчетным величинам Рр и Vp, полученным в результате гидравлического рас-
расчета системы отопления, подобрать такой насос, чтобы рабочая расчетная
точка находилась где-то в середине рабочего диапазона характеристики
подачи насоса.

63~
ПРИМЕР 1.7. Подберем циркуляционные насосы для однотрубной и
двухтрубной систем отопления на основании результатов предыдущих при-
примеров.
Расчетная подача насоса VH = Vco = 2,60 м /ч.
Расчетный напор насоса определяем по выражению A.35):
- для однотрубной системы Ри = 19,31 + 21,9 + 0,9 + 2,0 = 44,1 кПа;
- для двухтрубной системы Рн = 16,34 + 21,9 + 0,9 + 2,0 = 41,1 кПа;
При подборе насоса по схеме рис. 1.18а принимаем насос фирмы
«Grundfos» UPS 32-60FB, ступень скорости вращения №3 с проектными
характеристиками Рн = 48 кПа и VH = 2,7 м3/ч.
При подборе насоса по схеме рис. 1.186 принимаем насос UPE 32-
80FB с проектными характеристиками, соответствующими расчетным
Рн = 41,1 кПа и VH = 2,60 м3/ч.
1.6.8. Выбор типа и подбор расширительного бака
В настоящее время преимущественно применяют закрытые расшири-
расширительные баки, однако в определенных случаях следует использовать откры-
открытый расширительный бак. На рис. 1.19а и 1.196 показаны распространен-
распространенные схемы подсоединения открытого расширительного бака.
Рис. 1.19. Схемы открытого расширительного бака и его подсоединения
к системам
а — с естественной циркуляцией теплоносителя; б — с насосной циркуляцией тепло-
теплоносителя, в - с насосной циркуляцией теплоносителя при использовании в системе
основного или дополнительного теплогенератора на твердом топливе
К - контрольная труба; П - переливная; Р — расширительная; Ц — циркуляцион-
циркуляционная: С - свечная для выброса пара; 1 - циркуляционный насос, 2 - теплогенератор
на твердом топливе, 3 - предохранительный клапан, 4 - клапан с термотором 3 Вт
открытый в обесточенном состоянии

64
Глава I
Схема рис. 1.19а применяются при использовании в гравитационной
системе отопления теплогенератора на твердом топливе. В насосных сис-
системах с теплогенератором на твердом топливе следует устанавливать рас-
расширительный бак по схеме рис. 1.19в. В данном случае объем значительно
превышает требуемый объем VP6, что позволяет при аварийном отключе-
отключении электроэнергии «сбросить» теплоту из теплогенератора на нагревание
воды в расширительном баке за счет открывания клапана 4 и появляющейся
при этом естественной циркуляции по трубам «Ц» и «Р». В случае закипа-
закипания воды происходит сброс пароводяной смеси по тубе «С» в верхнюю
часть расширительного бака, ее сепарирование и сброс пара в атмосферу.
Рабочий расчетный объем открытого расширительного бака, Vp6, л,
определяется по формуле
f=0,045Vro,
A.36)
где Vco- расчетный объем воды в системе отопления, л.
Закрытый (мембранный) расширительный бак устанавливается как
правило в тепловом пункте при теплоснабжении от тепловых сетей или ме-
местного автоматизированного источника теплоты. Наиболее распространен
мембранный бак, работающий под давлением (рис. 1.20а).
б)
Рис. 1.20. Схемы закрытого расширительного бака
а - работающего под давлением системы отопления, б - под атмосферным давлением
1 - корп>с бака под атмосферным давлением, 2 - подпиточный насос, 3 - обратный
клапан, 4 - клапан-редуктор
Требуемый объем такого бака V,6 зависит от гидростатического давления и
давления срабатывания предохранительного клапана. Схема его установки
представлена на рис. 1.21

65*
Рис. 1.21. Схема установки закрытого (мембранного) расширительного бака
и устройств безопасности в системе отопления
1 - генератор теплоты или теплообменник; 2 - циркуляционный насос; 3 - радиаторы
системы отопления; 4 - закрытый (мембранный) расширительный бак; S - манометр;
6 - предохранительный клапан
Требуемый минимальный объем V36, л, закрытого (мембранного) рас-
расширительного бака, работающего под давлением, определяется по формуле
A-37)
где Ур в - рабочий расчетный объем открытого расширительного бака, оп-
определяемый по формуле A.36), л;
Рг - расчетная величина гидростатического давления в точке подклю-
подключения закрытого (мембранного) расширительного бака к системе ото-
отопления, бар;
Рпк - значение давления срабатывания предохранительного клапана,
бар.
Расчетная величина гидростатического давления Рг, бар, в точке под-
подключения закрытого (мембранного) расширительного бака к системе ото-
отопления определяется по формуле
Рг =р-Л/.-1(Г\ A.38)
где hr - высота столба жидкости над точкой подключения закрытого (мем-
(мембранного) расширительного бака к системе отопления, м;
р - плотность воды, кг/м3.
3 - 1987

66 Глава I
Давление в закрытой системе водяного отопления следует принимать
не менее 1 бар. Перед заполнением системы водой закрытый (мембранный)
расширительный бак должен быть отрегулирован на величину давления
воды в системе. Предварительно необходимо при атмосферном давлении в
присоединительном штуцере бака установить давление азота в нем на 15-
20% более проектного значения давления в системе в точке присоединения
расширительного бака.
Для систем отопления большой емкости, для высотных зданий, а также
для тепловых сетей используется расширительный мембранный бак, рабо-
работающий под атмосферным давлением (рис. 1.206). Клапан 4 перепускает
воду из системы отопления при повышении ее давления выше заданного, а
при падении давления в системе включается подпиточный насос 2. Объем
такого бака определяется также, как и открытого расширительного бака по
формуле A.36).
ПРИМЕР 1.8. Подберем мембранный расширительный бак для систе-
системы отопления емкостью Vco = 900 л. По формуле A.36) находим объем от-
открытого расширительного бака Vp6 = 0,045-900 = 41 л.
Гидростатическое давление Рг определяем по формуле A.38) и для
примера 1.4 получаем: Рг= 998-11,1-10 = 1,11 бар. Принимаем к уста-
установке предохранительный клапан Рпк = 3,0 бар. По формуле A.37) требует-
требуется следующий минимальный объем V, б закрытого (мембранного) расшири-
41
тельного бака: Vj6 = ~— = 65 л.
3,0
1.6.9. Особенности теплового и гидравлического расчета
систем напольного отопления
Особенности конструирования напольного отопления частично опи-
описаны в разделе 1.4.5. Наиболее распространенными в использовании яв-
являются керамические полы напольного отопления, для которых на
рис. 1.22 приведена номограмма теплового расчета. Из-за тепловой инер-
инерционности напольного отопления и связанного с этим значительного за-
запаздывания в регулировании, рекомендуем применять напольное отопле-
отопление комплексно с радиаторным, разделяя между ними тепловую нагрузку
помещения.
Средняя разность температур определяется из выражения:
tp, A.39)
где te, to - соответственно температуры воды на входе и выходе воды из
контура напольного отопления, °С;
tp - расчетная температура воздуха в помещении, °С.

67
Рекомендуется принимать следующие расчетные параметры tjto\ 55/45,
50/40, 45/35,40/30°С. Тепловой поток контура Q, Вт, напольного отопления
определится из выражения:
Q = qFt, A.40)
где q - удельная теплоотдача контура, определяемая по номограмме
рис. 1.22, Вт/м2;
Ft - площадь, занимаемая контуром напольного отопления, м2.
25 20
Средняя разность температур
15
Рис 1.22. Номограмма определения удельной теплоотдачи q, Вт/м2
керамического пола системы напольного отопления в зависимости от
средней разности температур Д/ср для различного шага укладки Ь, м
(ОД м, 0,15 м, 0,2 м, 0,25 м, 0,3 м, 0,35 м)
Длина трубопровода контура L, м.п., определяется по формуле-
L = Ft/b, A41)
где Ь - шаг укладки трубопроводов контура напольного отопления, м.
Гидравлическое сопротивление контура tsPh Па, определяется по
формуле:
ДРг=1,3-1,-Л, A42)
где R - удельная потеря давления на трение трубы, применяемой для на-
напольного отопления, Па/м.
ПРИМЕР 1.9. Для контура напольного отопления керамического пола
определить тепловой поток и гидравлическое сопротивление. Исходные
данные площадь контура F, = 24 м2; расчетные параметры теплоносителя в
контуре t?/to = 45/35°С; расчетная температура воздуха tp = 20°С, трубы ме-
таллополимерные 018x2 мм укладываются с шагом 0,25 м.

68 Глава I
По номограмме рис. 1.22 для Atcp = D5 + 35)/2 - 20 = 20°С при шаге
Ъ = 0,25 м получаем удельную теплоотдачу q — lb Вт/м2. Тепловой поток
контура из выражения A.40) равен: Q = 76-24 = 1824 Вт.
Длина трубопровода контура, определяемая по формуле A.41), равна:
L = 24/0,25 = 96 м.п. Удельная потеря давления на трение металлопластико-
вой трубы 018x2 мм при расходе теплоносителя G = 0,86-1824/10 = 157 кг/ч
R- 0,090 кПа/м.п.(Приложение 2.1). Гидравлическое сопротивление конту-
контура определяется по формуле A.42): АР,= 1,3-96-0,090 = 11,2 кПа.
1.7. Тепловой расчет системы отопления
Цель расчета состоит в выборе типа и размера (или количества секций)
отопительного прибора при заданных исходных условиях для запроектиро-
запроектированной системы отопления.
Рекомендуется следующая последовательность выполнения расчетов.
1. Определяется суммарное понижение температуры воды HAtM на уча-
участках подающей магистрали от теплового пункта до рассматриваемого
стояка или ветви [5, раздел 9.4].
Определяется температура подающей воды на входе в рассматрива-
рассматриваемый стояк
2. Для однотрубного стояка вычисляются расчетные температуры на
стояке между узлами отопительных приборов, являющиеся в дальнейшем
расчете температурами входа воды в отопительный прибор tm. Вычисления
производят по принципу пропорциональности потери температуры на узле
отопительного прибора его тепловой нагрузке Qnp, рассчитывая «по ходу
движения воды», начиная от tu например
h = *i - QnpiKh - h)IQcm\\ t3 = t2- Qmdih -10)/ ] и т.д.
Следует помнить, что значение тепловой нагрузки отопительного прибора
(или сумма тепловых нагрузок отопительных приборов помещения) соот-
соответствует расчетной тепловой нагрузке данного помещения Q4.
3. Определяется средняя температура отопительного прибора:
- двухтрубной системы отопления
- однотрубной системы отопления
Up =
где Pi и р2 - соответственно коэффициент учета дополнительного теплово-
теплового потока за счет округления сверх расчетной величины [4, табл. М.1]
и коэффициент учета дополнительных потерь через наружные ограж-
ограждения [4, табл. М.2];

а -коэффициент затекания воды в отопительный прибор [5, табл. 9.3];
GCm -расчетный расход воды в стояке, принимаемый из гидравлическо-
гидравлического расчета системы отопления, кг/ч;
- системы парового отопления
где tHac п — температура насыщенного пара.
Для отопительного прибора определяется средняя расчетная разность
температур Ьлср - tcp - tp.
4. Вычисляется тепловой поток Q3 от трубопроводов, проходящих в
рассматриваемом помещении
где дв и дг - соответственно теплоотдача 1 м.п. вертикального и горизон-
горизонтального неизолированного теплопровода [5, табл. 11.22J.
5. Расчетный требуемый тепловой поток отопительного прибора вы-
вычисляется по выражению A.13):
2i = @4-0,903), Вт.
6. Номинальный требуемый тепловой поток отопительного прибора
вычисляется по формуле [5, ф-ла(9.12)]:
где коэффициент <р определяется по выражениям:
- при теплоносителе паре <р = (Atcp/AtHI+n;
- при теплоносителе воде <р = (AfC7,/A^I
где пир - эмпирические коэффициенты, принимаемые по каталогам про-
производителей или по табл. 9.2 [5];
А/я - номинальная средняя разность температур, равная 70°С для при-
приборов отечественного производства, или 60°С - для большинства им-
импортных приборов (см. каталог производителя).
7. По требуемой величине Qur подбирается по каталогам производите-
производителей отопительный прибор, номинальный тепловой поток которого QH мо-
может быть меньше требуемого не более, чем на 5% или на 60 Вт.
Для секционных отопительных приборов требуемое минимальное чис-
число секций определяется по формуле [5, ф-ла (9.14)]:
где р4 - коэффициент учета способа установки прибора [5, табл. 9 12],
Рз - коэффициент учета числа секций в приборе [5, раздел 9.5],
qH - номинальный тепловой поток одной секции радиатора, принимае-
принимаемый по каталогу производителя или по прил. X [5].

70 Глава I
ПРИМЕР 1.10. Для однотрубной системы отопления определить тре-
требуемое минимальное число секций радиаторов МС-140 отопительных
приборов Ст24 из примера 1 4
Суммарное понижение температуры воды ?Дг„ на участках №1 13
подающей магистрали от теплового пункта до Ст24 составляет
?AfM = 0,4 0,1A8,3+1,6+2,4 + 5,6 + 3,1+2,5 + 2,6+2,6+0,83,3 + 3,2+4,9 + 3,7) =
= 2,2°С
Температура подающей воды на входе в рассматриваемый Ci24
Определяем расчетные температуры на стояке между узлами отопи-
отопительных приборов
- между узлами 3-го и 2-го этажей
г2 = 82,8 - 1080[(82,8 - 65)/ЗОЗО] = 76,5°С,
- между узлами 2-го и 1-го этажей
h = 76,5 - 880f(82,8 - 65)/3030] = 71,3°С,
- на выходе из стояка
г0 = 71,3 - 1070Г(82,8 - 65)/3030] = 65,0°С
Последнее вычисление выполняется в качестве проверки достоверности
ранее выполненных расчетов
Среднюю температуру отопительных приборов вычисляем, принимая
Pi = 1,04, j32= 1,02, се= 1,0 (при использовании регулирующего 3-х ходово-
ходового разделительного клапана)
- прибора 3-го этажа
tcp = 82,8 - 0,5 1080 [@,86 1,04 1,02)/A,0 137)] =79,2°С,
- прибора 2-го этажа
tcp = 76,5 - 0,5 880 [@,86 1,04 1,02)/A,0 137)] = 73,6°С,
- прибора 1-го этажа
tcp = 71,3 -0,5 1070 [@,86 1,04 1,02)/A,0 137)] =67,7°С,
Вычисляем тепловой поток Q3 от трубопроводов, открыто проходящих
в рассматриваемом помещении
- 3-го этажа
??з = ХE3 2,35 + 46 0,15) + ?G0 0,4 + 61 0,4) = 165 Вт,
- 2-го этажа
0з = ?D6 2,35 + 41 0,15)+ ?F1 0,4 + 53 0,4) =144 Вт,
- 1-го этажа
С?з = ?D1 2,35 + 35 0,15)+ ?E3 0,4 + 46 0,4) = 127 Вт
Определяем расчетный требуемый тепловой поток отопительного при-
прибора и среднюю расчетную разность температур

7Г
- 3-го этажа
j2i = 1080 - 0,9-165 = 932 Вт; Atcp = 79,2 - 18 = 61,2°С;
- 2-го этажа
Qx = 880-0,9-144 = 750Вт; Ыср = 73,6 - 18 = 55,6°С;
- 1 -го этажа
Q{ = 1070 - 0,9 ¦ 127 = 956 Вт; Ыср = 67,7 - 18 = 49,7°С.
Определяем требуемый номинальный тепловой поток отопительного
прибора:
- 3-го этажа
ф = F1,2/70I +азA37/360H'°° = 0,840; QH1 = 932/0,840 = 1109Вт;
- 2-го этажа
9 = E5,6/70I + 0l3-A37/360Hl00 = 0,741; ??„/= 750/0,741 = 1012Вт;
- 1-го этажа
ф = D9,7 /70I +аз.A37/360H00 = 0,641; QH1 = 956/0,641 = 1491 Вт.
Определяем требуемое минимальное число секций отопительных при-
приборов, принимая р4 = 1 »03 (у стены без ниши) и Рз = 1,0 (до 15 секций):
- 3-го этажа
NUUM = A109-1,03)/A85-1,0) = 6,17 сек.,
принимаем 6 секц., т.к. 0,17 секц. составляют 32 Вт < 60 Вт или
2,9% < 5%;
- 2-го этажа
NUUH = A012- 1,ОЗ)/A85 • 1,0) = 5,63 сек., принимаем 6 секц.;
- 1-го этажа
NUUH = A491 ¦ 1,03)/A85 • 1,0) = 8,30 сек., принимаем 8 секц., т.к. 0,30
секц. составляют 56 Вт < 60 Вт или 3,8% < 5%.
ПРИМЕР 1.11. Для двухтрубной системы отопления определить тре-
требуемое минимальное число секций радиаторов МС-140 отопительных
приборов Ст24 из примера 2.5.
Определяем среднюю температуру отопительных приборов и среднюю
расчетную разность температур:
tcp = (82,8 + 65)/2 = 73,5°С; Ыср = 73,5 - 18 = 55,5°С.
Вычисляем тепловой поток Q3 от трубопроводов, открыто проходящих
в рассматриваемом помещении:
- 3-го этажа
??з = 2E5 -2,50 + 35-0,15) + 2G3 0,5 + 460,4) = 178 Вт;
- 2-го этажа
Qi = 2E5 • 2,50 + 35 • 2,50) + ?G3 ¦ 0,5 + 46 ¦ 0,4) = 252 Вт;
- 1-го этажа
Bъ = 2E5 -1,85 + 35-2,50) + 2G3-0,5 + 46-0,4) = 220 Вт.

72 Глава I
Определяем расчетный требуемый тепловой поток и требуемый но-
номинальный тепловой поток отопительного прибора при значении
ф = E5,5/70)! +0'3D8/360)а00 = 0,740 (для всех приборов):
- 3-го этажа
0, = 1080 - 0,9178 = 919 Вт; QH т = 919/0,740 = 1242 Вт;
- 2-го этажа
Gi = 880- 0,9-252 = 653 Вт; QHT= 653/0,740 = 882Вт;
- 1-го этажа
G, = 1070 -0,9-220 = 872 Вт; QHT= 872/0,740 = 1178 Вт.
Определяем требуемое минимальное число секций отопительных при-
приборов, принимая р4 = 1,03 (у стены без ниши) и |33 = 1,0 (до 15 секций):
- 3-го этажа
NVWI = A242-1,03)/A85¦ 1,0) = 6,92 сек., принимаем 7 секц.;
- 2-го этажа
NMUH = (882-1,03)/A85 • 1,0) = 4,91 сек., принимаем 5 секц.;
- 1-го этажа
NmiH = A178-1,03)/A85 ¦ 1,0) = 6,56 сек., принимаем 7 секц., т.к.
0,56 секц. составляют 104 Вт > 60 Вт или 8,8% > 5%.
1.8. Особенности конструирования и расчета системы
теплоснабжения калориферов
Гидравлический расчет системы теплоснабжения калориферов выпол-
выполняется исходя из суммарной расчетной тепловой нагрузки всех калорифе-
калориферов вентиляционных установок. Реальный же гидравлический режим рабо-
работы системы непредсказуем, т.к. зависит от режимов автоматического регу-
регулирования каждой установки, в результате чего на теплопроводах и
распределительных гребенках возникают значительные колебания перепада
давления. Возможны различные конструктивные решения, учитывающие
указанные явления. На рис. 1.23 показан вариант конструктивного решения
системы теплоснабжения, обеспечивающий гидравлически независимый
режим работы калориферов с различными вариантами решения узла регули-
регулирования «А». При расположении установок в едином помещении венткамеры
следует совмещать гребенки, располагая их друг над другом, что упрощает их
обслуживание, позволяет при необходимости встроить индивидуальные счет-
счетчики коммерческого учета теплоты как обязательный элемент формирования
систем воздушного отопления, обслуживающих различных пользователей в
пределах одного здания. При такой конструкции гребенок проще монтируется
автоматизация ввода, например регулятор перепада давления 10.
Из двух вариантов узла регулирования «А» рекомендуем применять
вариант II, обеспечивающий «качественное регулирование» мощности
калорифера без изменения расхода воды через калорифер. При варианте I

73
Рис 1.23 Схема теплоснабжения калориферов при расположении
распределительных гребенок в помещении приточной камеры
«А» - узел регулирования приточной установки, 1 - гребенка подающего тепло
носителя, 2 - гребенка обратного теплоносителя, 3 - калорифер, 4 - двухходовой
регулирующий дросселирующий клапан, 5 — балансовый клапан, 6 — циркуля-
циркуляционный насос калорифера, 7 - обратный клапан, 8 - трехходовой регулирую
щий распределительный клапан, 9 - задвижки, 10 - регулятор перепада давления
осуществляется «количественное регулирование» путем дросселирования
расхода теплоносителя При этом в условиях отрицательных температур
наружного воздуха в случае значительного снижения скорости теплоноси-
теплоносителя в калорифере может произойти его «замораживание»
Комплектация узлов «А» может производится при проектировании пу-
путем подбора клапанов по их требуемой пропускной способности kv, либо
путем использования готовых унифицированных узлов, которыми изгото-
изготовитель поставщик может укомплектовать приточную установку
1.9. Расчет систем парового отопления
Прежде, чем приступить к расчету системы парового отопления, необ-
необходимо сформировать исходные данные, перечень которых может быть
следующего порядка
- технико экономическое обоснование принятого решения по выбору в
качестве отопительной системы именно системы парового отопления с обо-
обозначением источника пара - индивидуальная котельная, местная котельная,
технологический паропровод, пар вторичного вскипания,
- выбор способа и уровня автоматизации управления микроклиматом
для отдельных помещений, зон помещений и системы в целом,

74 Глава I
- результаты расчета тепловых нагрузок помещений и здания в целом с
учетом принятых принципов автоматизации микроклиматом, определение
требуемых расчетных расходов пара;
- выбор вида отопительных приборов и схемы присоединения отопи-
отопительных приборов к системе отопления (рис. 1.6в), при этом следует помнить,
что при регулировании теплоотдачи путем изменения уровня конденсата в
отопительном приборе необходимо принимать к установке отопительный
прибор с поверхностью нагрева в 1,2... 1,3 раза больше требуемой расчетной;
- гарантированные теплопроизводителем параметры пара (в том числе
расход пара) на вводе в тепловой узел управления, в т.ч. возможные изме-
изменения параметров пара по времени года и суток.
При конструировании системы указываются места установки отопи-
отопительных приборов, размещается сеть теплопроводов и намечаются на ней
места установки вспомогательного оборудования. Затем выполняется схема
системы парового отопления.
Расчет может начинаться либо с расчета паропроводов, либо с расчета
конденсатопроводов в зависимости от исходных данных. Если в исходных
данных задано давление пара на вводе, то расчет начинают с сети паропро-
паропроводов. Если эти данные отсутствуют, а задано давление в сборном баке
конденсата (равное атмосферному для разомкнутых систем низкого давления
или избыточному для замкнутых систем высокого давления), начинается рас-
расчет с сети конденсатопроводов и завершается расчетом паропроводов с выяв-
выявлением требуемого давления пара на вводе в систему парового отопления.
Паропроводы низкого давления рассчитывают методом удельных по-
потерь давления. Расчетная сеть паропровода разбивается на участки, опреде-
определяются тепловые нагрузки и длины участков. Гидравлический расчет по-
позволяет определить диаметры труб на участках, при которых суммарные
потери давления в сети паропровода соответствуют располагаемой разно-
разности между давлением вначале паропровода и давлением перед отопитель-
отопительным прибором с невязкой не более 15%.
Паропроводы высокого давления рассчитывают как правило методом
приведенных длин. Для участков сети определяют расчетный расход пара с
последующей коррекцией этого значения и результатов гидравлического
расчета по величине изменяющейся плотности пара, зависящей от давления
пара на различных участках рассчитываемого паропровода.
Гидравлическая увязка ответвлений производится за счет установки
дросселирующих шайб.
При расчете конденсатопроводов расчетный расход конденсата на от-
отдельных участках принимают в 1,25 раза больше соответствующего массо-
массового расхода пара. Для самотечного конденсатопровода производится под-
подбор его диаметров по соответствующим таблицам, а напорный конденсато-
провод рассчитывается методом удельных потерь давления по заданной
разности давлений вначале конденсатопровода и перед конденсатоотводчи-

75 ~
ком. Поэтому, для определения этой расчетной располагаемой разности
давлений предварительно необходимо выбрать тип и подобрать типоразмер
конденсатоотводчика, а затем определить его гидравлическое сопротивле-
сопротивление по значению пропускной способности Jfcv, м3/ч, являющейся техниче-
технической паспортной характеристикой конденсатоотводчика.
1.10. Определение годового расхода энергии
на отопление и вентиляцию здания
Суммарный годовой расход тепловой энергии на отопление и вентиля-
вентиляцию здания Qs кВт-ч [4], следует определять по формуле
Qs = (Qrs ^Q^+Qhu,- Qk> ¦ ЛЬ A-43)
где (Qts + QK) - основные, добавочные годовые потери теплоты здания и
годовой расход теплоты на нагревание инфильтрующегося воздуха,
кВт-ч;
Qhm - годовой расход теплоты на нагревание в воздухонагревателях
наружного воздуха, подаваемого системами вентиляции с искусствен-
искусственным побуждением, кВт-ч;
Qht - годовые поступления теплоты от электрических приборов, осве-
освещения, технологического оборудования, коммуникаций, материалов,
людей и других источников, кВт-ч;
r|i - коэффициент, принимаемый по таблице 1.1 в зависимости от спо-
способа регулирования системы отопления здания.
Основные, добавочные годовые потери теплоты здания и годовой рас-
расход теплоты на нагревание инфильтрующегося воздуха (Qts + Qls), кВт-ч [4],
следует определять по формуле
где YiQ- сумма основных и добавочных потерь теплоты зданием (см. раз-
раздел 1.3.1), Вт;
Хб« - сумма расходов теплоты на нагревание наружного воздуха,
инфильтрующегося в помещения здания (см. раздел 1.3.2), Вт;
tp - средневзвешенная по объему здания расчетная температура внут-
внутреннего воздуха, °С;
г, - средняя температура наиболее холодной пятидневки обеспеченно-
обеспеченностью 0,92, °С, [3].
Количество градусо-суток отопительного периода Д °С-сут. [4], следу-
следует определять по формуле
D = {tp-thl)Zhl, A.45)
где th, и Zhl - средняя за отопительный период температура наружного воз-
воздуха, °С, и продолжительность отопительного периода, сут. [3].

76 Глава I
Годовые поступления теплоты от электрических приборов, освещения,
технологического оборудования, коммуникаций, материалов, людей и дру-
других источников Bля кВт-ч, следует определять по формуле
Bл, = 0,024- SflA,, A-46)
где SG/. - суммарный тепловой поток, регулярно поступающий в помеще-
помещения здания от электрических приборов, освещения, технологического
оборудования, коммуникаций, материалов, людей и других источников
(см. раздел 1.3.3), Вт, определяемый согласно 6.1, перечисление г [4].
Годовой расход теплоты на нагревание в воздухонагревателях наруж-
наружного воздуха, подаваемого системами вентиляции с искусственным побуж-
побуждением, Qh m, кВтч[4], следует определять по формуле
-3, A.47)
глс Qm — расход теплоты на нагревание в воздухонагревателе наружного
воздуха, подаваемого системой вентиляции с искусственным побужде-
побуждением, Вт, определяемый расчетом;
Zh — продолжительность работы системы приточной вентиляции с ис-
искусственным побуждением за отопительный период, ч, определяемая
расчетом;
tm — температура воздуха, подаваемого в помещения системой приточ-
приточной вентиляции с искусственным побуждением, °С.
Характеристикой тепловой эффективности здания и его теплопотреб-
ляющих инженерных систем является удельный расход энергии на отопле-
отопление и вентиляцию здания, приведенный либо к отапливаемой площади зда-
здания дА, Втч/(м2оС-сут.), либо к отапливаемому объему здания qv,
Вт-ч/(м3-°Ссут.) [4J, который следует определять по формулам:
qA = [QsKAbu-D)]-10-3 A.48)
qv=[QsKVbu-D)]-10-3 A.49)
где АЬн - отапливаемая площадь здания, определяемая по внутреннему пе-
периметру наружных вертикальных ограждений, м2;
Vbu — отапливаемый объём здания, м3;
Расчетная величина qA или qv, вычисленная по формулам A.48) и
A.49), не должна превышать нормативные удельные расходы тепловой
энергии на отопление и вентиляцию жилых и общественных зданий,
приведение в приложении 1.2.
ПРИМЕР 1.12. Определить суммарный годовой расход тепловой
энергии на отопление и вентиляцию трехэтажного жилого дома, принимая в
качестве исходных данных результаты расчетов из примеров 1.2 и 1.3:
- отапливаемая площадь здания АЪи = 1032 м2;

77 ~
- отапливаемый объем здания Vbu = 2940 м3,
- сумма основных и добавочных потерь теплоты зданием SQ =
= 35220 Вт,
- сумма расходов теплоты на нагревание наружного воздуха, инфильт-
рующегося в помещения здания ???, = 20570 Вт,
- суммарные бытовые теплопоступления Хбл = 11160 Вт,
-система водяного отопления с индивидуальными автоматическими
терморегуляторами у отопительных приборов т^ = 0,80
Для Витебской области по табл 4 4 [3] принимаем
-средняя за отопительный период температура наружного воздуха
гА| = -2°С,
- продолжительность отопительного периода Zhl = 202 сут
Определяем количество градусо-суток отопительного периода
D = A8 + 2J02 = 4040°С сут
Основные, добавочные годовые потери теплоты здания и годовой рас-
расход теплоты на нагревание инфильтрующегося воздуха
Годовые бытовые теплопоступления
Qhs = 0,024 11160 202 = 54103 кВт ч
Суммарный годовой расход тепловой энергии на отопление и вентиля-
вентиляцию здания
Qs = 125800 -54103 0,8 = 82517 кВт ч
Суммарный годовой расход тепловой энергии на отопление и вентиля-
вентиляцию здания, приведенный к 1 м2 отапливаемой площади здания
qs = 82517/1032 = 79,96 кВт ч/м2
Удельный расход энергии на отопление и вентиляцию здания
qA = [82517 /A032 4040)] 10= 19,79<29,6 Втч/(м2оС сут),
qv= [82517 /B940 4040)] 10-3 = 6,95<10,6 Втч/(м2 °С сут)
1.11. Определение величины экономии энергии
за счет программируемого снижения температуры
воздуха в помещениях в нерабочие дни
Для снижения расхода тепловой энергии следует снижать температуру
воздуха в здании или в отдельных помещениях до 6 10°С в нерабочие дни
и в периоды, когда помещение не эксплуатируется Такой режим обеспечи-
обеспечивается с помощью электронных программируемых регуляторов или тайме-
таймеров Следует учитывать тепловую инерцию здания, поэтому «команда» на

78 Глава I
понижение температуры должна быть на несколько часов раньше реального
требуемого времени, а «команда на натоп» должна поступать заранее, что-
чтобы к началу рабочего времени помещение уже имело условия комфортной
эксплуатации. Тепловая инерция внутреннего объема здания и его конст-
конструкций является определяющим фактором в скорости снижения температу-
температуры после «команды» на понижение температуры. Скорость подъема темпе-
температуры зависит не только от инерционных свойств здания, но и от вида сис-
системы отопления и ее потенциального запаса мощности. Например, при
воздушной системе отопления скорость подъема температуры выше, чем
при водяной. Точный расчет экономии теплоты является достаточно трудо-
трудоемким. Однако максимально возможную величину годового снижения рас-
расхода тепловой энергии ДЭ, %, можно определить по формуле:
ДЭ = (?>,/?>)¦ 100%, A.50)
где Д, - количество «сэкономленных» градусо-суток за отопительный пе-
период, °Ссут.
Значение D3 определяется по выражению:
где tp3 - значение, до которого снижается температура воздуха в помеще-
помещении (как правило, принимают от 6°С до 10°С):
Z, - период, в течение которого в году снижают температуру воздуха, суп
В абсолютном выражении величина ожидаемого годового снижения
расхода тепловой энергии, кВт-ч, может быть определена по формуле:
Э = &-(ДЭ/100). A.52)
ПРИМЕР 1.13. Определить экономию тепловой энергии на отопле-
отопление и вентиляцию общественного здания, расположенного в Витебской
области, если программируется снижение температуры воздуха в поме-
помещениях до tp3= 10°C по 2 дня в неделю в течение 6-ти месяцев отопи-
отопительного периода. Суммарный годовой расход тепловой энергии на ото-
отопление и вентиляцию здания без снижения температуры воздуха состав-
составляет & = 250000 кВт-ч.
Количество «сэкономленных» градусо-суток за отопительный период
составляет:
Д, = A8-10)-2-6-4 = 384°Ссут.
Относительная величина ожидаемого годового снижения расхода теп-
тепловой энергии составляет:
ДЭ = C84 /4040) ¦ 100 = 9,5%,
Максимально возможная величина ожидаемого годового снижения
расхода тепловой энергии составляет:
Э = 250000(9,5 /100) = 23750 кВт-ч.

Приложение 1 1
Удельные потери давления R, Па/м, в металлополимерных трубах [6]
Расход
воды, G,
кг/ч
1
12,9
17,2
21,5
25,8
30,1
34,4
38,7
43,0
47,3
51,6
55,9
60,2
64,5
68,8
73,1
77,4
81,7
Диаметр труб, мм
14x2
Скорость
воды, v, м/с
2
0,05
0,06
0,08
0,09
0.11
0,13
0,14
0,16
0,17
0,19
0,20
0,22
0.23
0,25
0,27
0,28
0,30
Л,
Па/м
3
6
10
15
20
26
33
40
48
56
65
74
85
95
106
118
130
143
16x2
Скорость
воды, v, м/с
4
0,03
0,04
0,05
0,07
0,08
0,09
0,10
0,11
0,12
0,13
0,14
0,15
0,16
0,17
0,19
0,20
0,21
R,
Па/м
5
3
3
4
5
6
10
14
19
24
27
31
36
40
45
50
55
61
18x2
Скорость
воды, v, м/с
6
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,065
0,07
0,08
0,09
0,10
0,105
0,11
0,12
0,13
0,14
0,145
0,15
R,
Па/м
7
1
2
3
4
5
7
8
10
12
13
15
17
19
22
24
26
29
20x2
Скорость
воды, v, м/с
8
—
—
—
0,04
0,04
0,05
0,06
0,06
0,07
0,07
0,08
0.09
0,09
0,10
0,10
0,11
0,12
R,
Па/м
9
—
—
—
2
2
2
3
3
5
6
8
9
10
12
13
14
15
26x3
Скорость
воды, v, м/с
10
—
—
—
—
—
—
—
0.04
—
0,05
—
0,06
—
0,06
—
0,07
—
Па/м
11
—
—
—
_
—
—
—
1
—
2
—
3
_
4
—
5
—

Продолжение приложения 1 1
1
86,0
94.6
103,2
111,8
120,4
129,0
137,6
146,2
154,8
163,4
172,0
189,2
206,4
223,6
240,8
258,0
279,5
301,0
322.5
344,0
365.5
387,0
408,5
2
0,31
0,34
0,38
0,41
0,44
0,47
0,50
0,53
0,56
0,59
0,6,3
0,69
0,75
0,81
0,88
0,94
1,02
1,10
1,17
1,25
—
—
—
3
156
185
215
247
281
318
356
396
438
482
528
625
730
842
961
1113
1256
1435
1626
1827
—
—
—
4
0,22
0,24
0,26
0,28
0,30
0,33
0,35
0,37
0,39
0,41
0,44
0,48
0,52
0,57
0,61
0,65
0,71
0,76
0,82
0,87
0,92
0,98
1,03
5
66
79
91
105
120
135
152
169
187
206
226
268
313
361
412
467
540
617
700
787
879
975
1077
6
0,16
0,18
0,19
0,21
0,22
0,24
0,26
0,27
0,29
0,30
0,32
0,35
0,38
0,42
0,45
0.48
0,52
0,56
0,6
0.64
0,67
0.72
0,76
7
32
37
43
50
57
64
71
79
88
96
105
124
145
167
190
215
247
282
327
358
399
442
487
8
0,12
0,13
0,15
0,16
0,17
0,18
0,20
0,21
0,22
0,23
0,25
0.27
0,29
0,32
0,34
0,37
0,40
0,43
0,46
0,49
0,52
0,55
0,58
9
17
20
23
27
30
34
38
43
47
52
57
67
78
90
103
116
134
153
L 173
194
216
240
264
10
0,08
0,09
0,09
0,10
0,11
0,12
0,13
0,13
0,14
0,15
0,16
0,17
0,19
0,20
0,22
0,24
0,25
0,27
0,29
0,31
0,33
0,35
0,37
11
6
7
8
9
11
12
13
15
16
18
20
23
27
31
35
40
46
52
59
66
74
81
90

Продолжение приложения 1 1
1
430,0
473,0
516.0
559,0
602,0
645,0
688,0
731,0
774,0
817.0
860,0
946,0
1032,0
1118,0
1204,0
1289.0
1375,0
1462,0
1548,0
2
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
3
_
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
4
1,09
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
_
—
—
5
1183
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
_
—
—
6
0.80
0,89
0,96
1,04
1,12
1,19
1,28
—
—
—
—
—
7
533
633
740
856
978
1109
1247
—
—
—
—
—
—
8
0,61
0,67
0,80
0,86
0,92
0,98
1,04
1,10
1,16
1,22
—
—
—
—
—
—
—
9
290
344
403
466
534
605
681
761
846
934
1027
—
—
—
—
—
—
—
—
10
0,39
0,43
0,47
0,51
0,55
0,59
0,63
0,67
0,70
0,74
0,78
0,86
0,94
1,02
1,10
1,16
1,25
1,33
1.41
11
98
117
136
157
180
204
229
256
284
313
343
409
479
555
636
749
814
910
1012

82
Приложение 1 2
Нормативные удельные расходы тепловой энергии на отопление
и вентиляцию жилых и общественных зданий [4]
Наименование объектов
нормирования
1
1 Жилые дома (9 эгажей и более)
с наружными стенами из
многослойных панелей
монолитно! о бетона
штучных материалов
2 Жилые дома F-8 этажей)
с наружными стенами из
многослойных панелей
штучных материалов
3 Жилые дома D-5 эгажей)
с наружными стенами из
многослойных панелей
штучных материалов
4 Жилые дома B-3 этажа) с наружны-
наружными стенами из штучных материалов
5 Коттеджи, жилые дома усадебного
типа, в том числе с мансарцами
6 Детские сады с наружными
стенами из
многослойных панелей
штучных материалов
7 Детские сады с бассейном
с наружными стенами из
многослойных панелей
штучных материалов
8 Школы с наружными стенами из
многослойных панелей
штучных материалов
9 Поликлиники с наружными
стенами из
многослойных панелей
штучных материалов
Удельный расход тепловой энергии
на отопление
Вт ч
м3 °С сут
2
21,7
22,2
22,9
23,0
24,4
22,5
24,0
29,6
35,4
—
—
—
—
—
—
—
—
Я*
Вт ч
м3 °С сут
3
7,8
7,9
8,2
8,2
8,7
8,0
8,6
10,6
12,6
8,4
8,7
9,4
10,0
5,5
5,7
5,8
6,2
на вентиля-
вентиляцию с искус-
искусственным
побуждением
qh,n,
Вт ч
м3 °С суг
4
—
—
—
—
—
—
—
—
—
1,0
1,0
1,4
14
3,7
3,7
3,5
3,5

83-
Продолжение приложения 1 2
1
10 Поликлиники с бассейном или
гимнастическим залом с наружны-
наружными стенами из
многослойных панелей
штучных материалов
11 Административное здание с
наружными стенами из
многослойных панелей
штучных материалов
2
—
—
3
6,9
7,2
5,1
5,3
4
6,0
6,0
3,8
3,8
Примечания
1 Значения нормативных удельных расходов тепловой энергии на отопление опре-
определены при коэффициенте остекленности для позиций 1-4 равном 0,18, для пози-
позиции 5 равном 0,15
2 Значения удельных расходов тепловой энергии на вентиляцию с искусственным
побуждением приведены в качестве справочных
Продолжительность работы систем приточной вентиляции с искусственным побуж-
побуждением для общественных зданий за отопительный период определена на основа-
основании следующих исходных данных
-для детских яслей-садов 5-ти дневная рабочая неделя и 12-ти часовой рабочий
день,
-для общеобразовательных школ 6-ти дневная рабочая неделя и 12-ти часовой
рабочий день,
-для административных зданий 5-ти дневная рабочая неделя и 10-ти часовой ра-
рабочий день
Литература
1 Андреевский А К Отопление (курс лекций) Изд 2, перераб и доп -Мн Высш
школа, 1982 -364 с , ил
2 Богословский ВII, Сканави А Н Отопление Учеб для вузов -М Стройиздат,
1991 -364с, ил
3 С11Ь 2 04 01-97 Строительная теплотехника -Мн -Минстройархитектуры Рес-
Республики Беларусь, 1998 —33 с
4 СНБ 4 02 01-03 Отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха —Мн -
Минстройархитектуры Республики Беларусь, 2004
5 Внутренние санитарно-технические устройства В 3 ч Ч 1 Отопление /В Н Бого-
Богословский, Б А Крупное, А Н Сканави и др Под ред И Г Староверова и
Ю И Шиллера - 4-е изд , перераб и доп -М Стройиздат, 1990 -344 с , ил -
(справочник проектировщика)
6 Проектирование и монтаж трубопроводов систем отопления с использованием
мепаллополимерпых труб Пособие к СНиП 2 04 05-91 -Мн Минстройархитек-
Минстройархитектуры Республики Беларусь

84
ГЛАВА II. Методические указания и примеры расчетов
по курсовым проектам «Вентиляция
общественного здания», «Вентиляция и
отопление промышленного здания» и
курсовой работе «Кондиционирование
воздуха и холодоснабжение»
2.1. Вентиляция общественного здания
2.1.1. Исходные данные для выполнения курсового
проекта и его объем
Вентиляция - обмен воздуха в помещениях для удаления избытков
теплоты, влаги, вредных и других веществ с целью обеспечения допусти-
допустимых параметров микроклимата и чистоты воздуха в рабочей или обслужи-
обслуживаемой зоне помещения
Микроклимат - совокупность факторов, определяющих метеороло-
метеорологическую обстановку в помещении К этим факторам относятся темпе-
температура воздуха, относительная влажность, скорость движения (под-
(подвижность) воздуха в рабочей или обслуживаемой зоне помещения До-
Допустимые параметры микроклимата - такие сочетания перечисленных
параметров, которые при длительном воздействии могут вызвать некото-
некоторое напряжение системы терморегуляции (дискомфортные ощущения)
человека, но при этом не возникает нарушений в состоянии его здоровья
Оптимальные параметры — такие сочетания перечисленных парамет-
параметров, которые обеспечивают постоянное ощущение комфорта Системы
вентиляции, обладающие набором определенных технических устройств
для обработки (очистки, нагрева), транспортирования, подачи и удаления
воздуха, обеспечивают поддержание допустимых параметров микрокли-
микроклимата в помещении
Приточные системы вентиляции подают чистый воздух в помеще-
помещение, вытяжные - удаляют загрязненный воздух из помещения Если вен-
вентилируется все помещение или его рабочая зона, то вентиляция называет-
называется общеобменной Общеобменная вентиляция предназначена для разбав-
разбавления избыточной теплоты, влаги, вредных веществ до нормативных
значений В качестве приточного воздуха используется наружный воздух
или частично забираемый из помещения (рециркуляция). Для утилиза-
утилизации теплоты уходящего воздуха и предварительного подогрева приточно-
приточного воздуха широкое применение находят теплообменники-утилизаторы
Местная вытяжная вентиляция предназначена для удаления вредных
веществ непосредственно у мест их выделения через специальные уст-
устройства (местные отсосы) При этом достигается максимальный эффект
при минимальном количестве удаляемого воздуха Системы аспирации
предназначены для удаления и очистки воздуха от пыли Местная при-

85-
точная вентиляция предназначена для подачи приточного воздуха на
фиксированные места и обеспечения в этой зоне параметров микроклима-
микроклимата, отличных от параметров всего помещения (воздушные души, воздуш-
воздушно-тепловые завесы). Системы вентиляции могут быть с механическим
побуждением движения воздуха с помощью вентиляторов, эжекторов и с
естественным побуждением движения воздуха за счет действия гравита-
гравитационных сил и воздействия ветра.
Целью курсового проекта является рассчитать и запроектировать
системы вентиляции общественного здания для обеспечения нормативных
параметров микроклимата в помещениях здания.
Исходные данные для выполнения проекта: планы этажей здания и
конструктивные особенности ограждений; высота этажа здания; название
города, в котором расположено здание; ориентация здания по сторонам
света; параметры теплоносителя и др.
Пояснительная записка курсового проекта включает: описание проек-
проектируемого объекта; выбор расчетных параметров наружного и внутреннего
воздуха для холодного, теплого периодов и переходных условий; опреде-
определение количества вредностей (теплоты, влаги и углекислого газа), посту-
поступающих в помещение, для трех периодов года; определение воздухообмена
по вредностям и кратностям; определение количества и размеров приточ-
приточных и вытяжных каналов и подбор воздухораспределителей; расчет разда-
раздачи приточного воздуха; аэродинамический расчет приточной системы с
механическим побуждением и вытяжной системы с естественным побуж-
побуждением движения воздуха; подбор вентиляционного оборудования (фильт-
(фильтра, калорифера, вентилятора); акустический расчет вентиляционной систе-
системы и подбор шумоглушителя.
В графической части должны быть представлены: планы этажей, под-
подвала и чердака (если они имеются в здании) с нанесением систем вентиля-
вентиляции; разрез здания; аксонометрические схемы рассчитанных систем; план и
разрез приточной камеры с нанесением оборудования, его спецификация.
2.1.2. Расчетные параметры наружного и внутреннего воздуха
Расчетные параметры наружного воздуха (температуру и энталь-
энтальпию) при проектировании вентиляции общественных, административно-
бытовых и производственных помещений следует принимать в соответст-
соответствии с [1, 2] для теплого периода года по параметрам А, для холодного пе-
периода - по параметрам Б. Для переходных условий независимо от места
расположения здания принимаем температуру наружного воздуха г=8°С,
энтальпию /=22,5 кДж/кг [1, 2].
ПРИМЕР 2.1. Определить расчетные параметры наружного воздуха
при проектировании систем вентиляции здания расположенного в г. Минске.
В соответствии с приложением Е [2] принимаем параметры наружного
воздуха для г Минска, которые представлены в табл. 2.1.

Глава Ц
Таблица 2.1
Расчетные параметры наружного воздуха
Периоды года
Теплый
Холодный
Переходные условия
Температура
наружного воздуха
'*,°С
21,2
-24
8
Энтальпия
тружно! о воздуха 1Н
кДж/кг
47,2
-22,7
22,5
Скорость
ветра v, м/с
2,6
3,7
Расчетные параметры внутреннего воздуха. Допустимые параметры
(температура, относительная влажность, подвижность) воздуха в рабочей зо-
зоне помещений, отвечающие санитарно-гигиеническим требованиям, прини-
принимаются в зависимости от периода года и назначения помещений [1,2, 7-9,
11-15 и др.].
ПРИМЕР 2.2. Определить параметры внутреннего воздуха для зала
заседаний. Здание расположено в г. Минске.
В соответствии с [1, 2, 7-9] нормируемая температура воздуха в зале
заседаний для холодного периода и переходных условий tH- 18°C; для теп-
теплого периода и = t$ +3 - 21,2 + 3 = 24,2°С.
Таблица 2.2
Расчетные параметры внутреннего воздуха
Периоды года
Теплый период
Холодный период и
переходные условия
Температура
внутреннего
воздуха, /да°С
24,2
18
Относительная
влажность внутрен-
внутреннего воздуха ф, %
65
60
Подвижность
воздуха в поме-
помещении v, м/с
0,5
0,2
2.1.3. Расчет поступлений теплоты, влаги и вредных
веществ в помещения
Основными вредными выделениями, которые поступают в помещение,
являются избыточная теплота, влага и вредные вещества.
Избыточная теплота (избытки явной теплоты) - остаточное количест-
количество явной теплоты (за вычетом геплопотерь), поступающей в помещение при
расчетных параметрах наружного воздуха после осуществления всех техно-
технологических мероприятий по их уменьшению (тепловой изоляции оборудова-
оборудования, трубопроводов и пр.). Помещения с избытками явной теплоты более
23 Вт/м1 называют помещениями со значительными избытками явной тепло-
теплоты и относят к категории горячих цехов Избыточная теплота определяв гея

87"
как сумма теплопоступлений от людей, искусственного освещения, электро-
электродвигателей, нагретого оборудования, остывающих материалов, через запол-
заполнения световых проемов, через массивные ограждающие конструкции и др
Теплопоступления от людей зависят от выделяемой людьми энергии
при работе (категории работ) и температуры окружающего воздуха в по-
помещении
Теплопоступления от людей, Вт
йпюд
B 1)
где п — количество людей,
<7я - тепловыделения одним взрослым человеком (мужчиной) Вт, при-
принимается в зависимости от температуры внутреннего воздуха и катего-
категории работ по табл 2 3,
к, = 1 - для мужчин, кл = 0,85 - для женщин, кч=0,75 - для детей
Таблица 2 3
Количество теплоты и влаги, выделяемых взрослым человеком (мужчиной)
Темпера-
Температура окру-
окружающего
воздуха, °С
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
Количество теплоты #я, Вт, и влаги т, г/ч,
выделяемых взрослым человеком (мужчиной)
в состоянии
покоя
т
30
32
34
36
38
40
42
44
46
48
50
55
60
65
70
75
Яя
120
114
108
102
96
90
84
78
72
66
60
56
52
48
44
40
при легкой
работе
т
55
59
63
67
71
75
83
91
99
107
115
122
129
136
143
150
Ям
120
116
112
108
104
100
93
86
79
72
65
60
55
50
45
40
при работе
средней тяжести
т
ПО
116
122
128
134
140
149
158
167
176
185
194
203
212
221
230
Яя
135
129
123
117
111
105
98
91
84
77
70
64
58
52
46
40
при тяжелой
работе
т
185
196
207
218
229
240
251
262
273
284
295
307
319
331
343
355
Яя
165
158
151
144
137
130
123
116
109
102
95
86
77
68
59
50
ПРИМЕР. 2.3. Определить теплопоступления от людей (мужчин) в за-
зале заседаний на 50 мест, находящемся в административно-бытовом корпу-
корпусе Здание находится в г Минске

88
Глава Ц
Для холодного периода и переходных условий Q, - 50 102 1 = 5100 Вт
Для теплого периода Qn = 50 66 1 = 3300 Вт
При выполнении курсового проекта удобно представлять расчеты в
виде таблиц и выполнять их с помощью программы Microsoft Excel
Расчет теплопоступлений от людей приведен в табл 2 4
Таблица 2 4
Расчет теплопоступлений от людей
№
1
1 1
12
13
14
Наименование
величины
Теплопоступления
от людей
Количество людей
Тепловыделения од-
одним человеком
(взрослым мужчиной)
Температура окру-
окружающего воздуха, °С
Коэффициент
Обоз-
наче-
начение
Оиоа
п
Яя
и
К
Ед
изм
Вт
чел
Вт
°С
-
Формула
или источ-
источник инфор-
информации
п q* кд
согласно
заданию
табл 23
пример 2 2
Значения величин
теплый
период
3300
50
66
24,2
1
пере-
переходные
условия
5100
50
102
18
1
холод-
холодный
период
5100
50
102
18
1
Тепловыделения от искусственного освещения.
Тепловыделения от источников искусственного освещения, если прене-
пренебречь частью энергии, нагревающей конструкции и уходящей через них, Вт
Qoce^Noce, B 2)
где Noce- суммарная мощность источников освещения, Вт
Тепловыделения от источников искусственного освещения, если сум-
суммарная мощность источников освещения неизвестна, Вт
Qoai=EFqoce лосв, B 3)
где Е - нормируемая освещенность помещения, Лк (табл 2 5) [6],
Яосв ~ удельные тепловыделения от ламп, Вт/(м2лк) (табл 2 6),
F- площадь пола помещения, м2,
Лосе - доля теплоты, поступающей в помещение
Если осветительная арматура и лампы установлены на некотором рас-
расстоянии от потолка х]осв = 1, для люминесцентных ламп, встроенных в чер-
чердачное перекрытие или подвесной потолок лосв = 0,4 Для большинства по-
помещений, имеющих естественное освещение, теплопоступления от источ-
источников искусственного освещения учитываются в холодный и переходный
периоды года

Таблица 2 5
Нормируемая освещенность помещений Еч Лк [6]
№
Помещение
?,Лк
Общественные здания
1
2
3
4
5
6
7
Проектные залы, конструкторские бюро
Читальные залы, кабинеты, рабочие и классные комнаты, аудитории
Залы заседаний, спортивные, актовые, зрительные залы клубов, обе-
обеденные залы, буфеты
Бассейны, фойе клубов, кинотеатров
Номера гостиниц
Зрительные залы кинотеатров, палаты больниц, спальные комнаты
санаториев
Торговые залы магазинов
500
300
200
150
100
75
300
Промышленные здания
1
2
3
Кузнечные, термические, окрасочные, сборочные, гальванические цехи
Механические, ремонтно-механические, сварочные, деревообрабаты-
деревообрабатывающие, электроремонтные цехи
Техническое обслуживание и ремонт автомобилей
150
200
200
Таблица 2 6
Удельные тепловыделения от светильников [21,23J
Тип светильника
Люминесцентные лампы
прямого света
Лампы накаливания
Удельные тепловыделения, q^ Вт/(м7'лк)
для помещений площадью, м2
менее 50
50-200
более 200
При высоте помещения, м
<4,0
0,08
0,21
>4,0
0,20
0,28
?4,0
0,06
0,16
>4,0
0,074
0,2
<4,0
0,056
0,154
>4,0
0,067
0,187
ПРИМЕР 2.4. Определить теплопоступления от люминесцентных ламп,
установленных открыто в зале заседаний площадью 60 м2 и высотой 3,5 м
Goce=?F$oceTioo? = 200-600,06-1=720 Вт.
Теплопоступления через заполнение световых проемов. Методика
определения теплопоступлений через заполнение световых проемов изло-
изложена в справочнике [18]
Теплопоступления через заполнение световых проемов складываются
из теплопоступлений за счет солнечной радиации и за счет теплопередачи

90 Глава II
Qi\ = Q&p + Qfrn = %>Щ + IWnFw • B.4)
Теплопоступления за счет солнечной радиации для вертикального за-
заполнения световых проемов
Q\p=1\\pF\\> B-5)
где F|| - площадь световых проемов;
q\.p - теплопоступления за счет солнечной радиации через 1 м2 верти-
вертикального заполнения световых проемов.
Я\\р = (ЧпКШ1С + q°pKo&4 )Котн12, B.6)
где q"n, q'p - количество теплоты прямой и рассеянной солнечной радиации,
Вт/м , поступающей в помещение расчетный час через одинарное
вертикальное остекление световых проемов, принимаются в зависи-
зависимости от географической широты и ориентации световых проемов по
табл. 2.7 (за расчетный принимается час, для которого значения q"ni qp
являются максимальными) [19];
Котн - коэффициент относительного проникания солнечной радиации
через заполнение светового проема, отличающееся от обычного оди-
одинарного остекления (табл. 2.8);
т2 - коэффициент, учитывающий затенение светового проема перепле-
переплетами (табл. 2.9);
Кинс — коэффициент инсоляции;
К^ - коэффициент облучения.
Коэффициент инсоляции для вертикального светового проема
B.7)
где Ьг, Le - размеры горизонтального и вертикального выступающих эле-
элементов затенения (откосов) (рис. 2.1);
Я, В - высота и ширина светового проема;
а, с — соответственно расстояния от горизонтального и вертикального
элементов затенения до откоса светового проема;
Ас - азимут солнца, принимаемый в зависимости от географической
широты по табл. 2.10;
Асо - солнечный азимут остекления (табл. 2.11);
р - угол между вертикальной плоскостью остекления и проекцией
солнечного луча на вертикальную плоскость, перпендикулярную рас-
рассматриваемой плоскости остекления.
Уголр
Р = arctg (ctg h ¦ cos Д. о). B.8)
Коэффициент облучения
Коб^К^г-К^,, B.9)

9Г
где Ков*г-, Коьпв - соответственно коэффициенты облучения для горизон-
горизонтальной и вертикальной солнцезащитной конструкции, принимаемые в за-
зависимости от углов Pi и Yi по рисунку 2.2.
б)ьг
Рис. 2.1. К определению коэффициента инсоляции
Кинс и коэффициента облучения Коб,
1
0,8
0,6
0,4
0,2
О
ч~
ч
15 25 35 45
Рис. 2.2. Зависимость коэффициентов облученияКоб1г,Коб,1в
от углов Pj и Yi при затенении светового проема горизонтальной 1
и вертикальной 2 солнцезащитной конструкцией (откосом)
УГОЛ р!
Угол у!
Y!=arctg
Н + а'
B.10)
B.11)
Если в помещении окна расположены с нескольких сторон, необходи-
необходимо найти расчетный час суток, когда суммарные теплопоступления через
все окна максимальны, и для этого часа провести расчеты по формулам
B.5-2.11) для окон каждой ориентации, затем найти общие теплопоступ-
теплопоступления через все окна.

Поступление теплоты, Вт/м2, от прямой qH и рассеянной qp солнечной радиации в июле
через вертикальное одинарное остекление [19]
Таблица 2.7
Ши-
Широта
°С.Ш
1
44
48
Время
2
7-8
8-9
9-10
10-11
11-12
12-13
13-14
14-15
15-16
16-17
17-18
7-8
8-9
9-10
10-11
11-12
12-13
13-14
14-15
15-16
16-17
17-18
Тепловой поток (количество теплоты), Вт/м2
С
Яп
3
—
—
—
—
—
—
—
42
—
—
—
—
—
—
—
—
35
Яр
4
77
71
64
60
59
59
60
64
71
77
70
74
70
64
60
59
59
60
64
70
74
69
СВ
Яп
5
357
256
84
2
—
—
—
348
222
60
—
—
—
—
—
—
Яр
6
ПО
101
80
71
67
65
64
62
60
55
44
107
99
81
71
67
65
64
62
59
53
44
I
Яп
7
509
490
371
193
37
—
—
—
—
542
497
372
193
37
—
—
—
—
—
В
яР
8
130
121
100
81
72
65
60
60
59
55
44
129
121
100
81
72
65
60
60
58
55
44
ЮВ
Яп
9
333
398
387
305
214
73
—
—
—
363
427
419
352
251
106
—
—
—
Яр
10
109
108
101
86
79
77
67
63
60
55
44
109
112
107
94
84
78
70
65
60
53
43
Ю
Яп
11
66
162
245
288
288
245
162
66
0
0
3
80
186
271
317
317
271
186
80
3
—
яР
12
71
79
81
84
85
85
84
84
79
71
85
73
81
86
87
88
88
87
86
81
73
55
ЮЗ
Яп
13
73
214
305
387
398
333
209
—
106
251
352
419
427
363
237
яР
14
55
60
63
67
77
79
86
101
108
109
86
53
60
65
70
78
84
94
107
112
109
87
Яп
15
—
37
193
371
490
509
452
—
—
37
193
372
497
542
472
Яр
16
55
59
60
60
65
72
80
100
121
130
112
53
58
58
60
65
72
81
100
121
129
114
СЗ
Яп
17
—
2
84
256
357
369
—
—
—
60
222
349
385
Яр
18
55
60
62
64
65
67
71
80
101
ПО
98
53
59
62
64
65
67
71
81
99
107
98

93
I I I I I I I
I I I I I I I
I I I
r- m ^ oo «
I I I I I
Я 3
g g § 3 §
I
I I is:
I I IcN
cNoo«/">r~oooor-m<
i—i cs en en en en es <
2 I I I I
SS I I I I
I I I I I I
s
oor-'-HOlO'NOOoor-vomT*
о>оог-чо»о»г»»п«пю»п^-
32'
I I I I I I I I
ass I I I I I I I i
I I I I I I I I I I
I I I I I I I I I I 5
, »-« cs m Tt m Ю i

Продолжение таблицы 2 7
Ши-
Широта
°СШ
1
60
Время
2
7-8
8-9
9-10
10-11
11-12
12-13
13-14
14-15
15-16
16-17
17-18
Тепловой поток (количество теплоты) Вт/м2
С
Чп
3
—
—
—
—
—
—
15
Чр
4
57
55
51
51
50
50
51
51
55
57
59
СВ
Чп
5
331
146
19
—
—
—
—
—
—
Чр
6
83
77
62
55
55
53
53
53
52
50
43
В
Чп
7
509
378
193
37
—
—
—
Чр
8
99
77
65
60
56
53
51
50
45
40
ЮВ
Чп
9
501
501
452
363
215
70
—
—
—
Чр
10
98
92
84
74
71
69
65
60
49
40
Ю
Чп
11
37
166
287
384
449
449
384
287
166
37
—
Чр
12
70
81
86
91
91
91
91
86
81
70
53
ЮЗ
Чп
13
—
70
215
363
452
501
501
441
313
яР
14
49
60
65
69
71
74
84
92
98
96
85
3
Чп
15
—
—
37
193
378
509
556
542
Чр
16
45
50
51
53
56
60
65
77
99
ПО
107
СЗ
Чп
17
—
19
146
331
404
яР
18
50
52
53
53
53
55
55
62
77
83
86

95
Таблица 2 8
Теплотехнические характеристики заполнения
световых проемов [19]
Заполнение проема
остекление
Тройное со
сгеклом
листовым
оконным
или вит-
витринным
толщиной
2,5-6 мм
солнцезащитные
устройства
Без солнцезащит-
солнцезащитных устройств при
толщине стекла, мм
.2,5-3,5
.4-6
Внутренние жалюзи
• светлые
• средние по окраске
• темные
Жалюзи между
внутренним и сред-
средним стеклом
Жалюзи между
средним и наруж-
наружным стеклом
Наружные жалюзи
Маркиза открытая
с боков
• средняя по окраске
• темная
Коэффициент
относительного
проникания
солнечной
радиации К^,,
0,83
0,69
0.48
0,56-0,52
0,64-0,57
0,38
0,24
0,12
0,15
0,18
Сопротивле-
Сопротивление теплопе-
теплопередаче Лц,
м2оС/Вт
0,52
0,58
0,58
0,58
0,53
0,52
Приведенный
коэффициент
поглощения
солнечной
радиации рц
0,4
0,7
1,2
1,6
1,7
1,7
0,45
0,1
Коэффициент т2 [19]
Таблица 2 9
Заполнение светового проема
Тройное остекление в деревянных
переплетах (спаренный и одинарный)
То же, в металлических
Сопротивление
теплопередаче, м2 °С/Вт
0,55
0,46
Коэффициент т2
О50
0,70
Примечание Над чертой - данные для промышленных зданий, под чертой - для
окон жилых, общественных и вспомогательных зданий

Таблица 2 10
Истинное солнечное
время, ч
ДО
полудня
2-3
3-4
4-5
5-6
6-7
7-8
8-9
9-10
10-11
11-12
12
после
полудня
21-22
21-20
19-20
18-19
17-18
16-17
15-16
14-15
13-14
12-13
(полдень)
Высота й, град, и азимут солнца Асщ
град, на различных широтах в июле
Значения А и Лс на географической широте, град, с ш
36
h
—
6
18
30
42
54
65
73
74
—
111
104
94
86
75
56
24
0
40
h
—
8
19
29
41
52
62
69
70
Ас
—
111
104
93
82
69
49
20
0
44
h
—
9
19
29
40
50
59
65
66
Ас
—
111
100
90
78
65
45
18
0
48
Л
—
10
20
30
40
49
56
61
62
Ас
—
ПО
99
87
76
60
40
16
0
52
h
3
12
21
30
38
47
54
58
58
Ас
119
109
97
85
72
56
36
13
0
56
А
5
13
21
29
37
45
51
54
54
Ас
120
108
95
82
69
53
33
12
0
60
h
1
7
14
21
28
36
43
18
50
50
Ас
130
120
107
94
81
67
50
31
11
0
64
h
3
9
15
21
27
34
40
44
46
46
Ас
131
119
106
92
79
64
49
29
10
0
68
h
4
6
10
16
21
27
32
37
40
42
42
Ас
145
131
118
104
91
77
61
45
28
9
0

97
Таблицами
Солнечный азимут остекления Асов зависимости от
ориентации светового проема [19]
Ориентация
заполнения
С
СВ.СЗ
В (до полудня)
3 (после полудня
ЮВ
• до полудня
• после полудня
ЮЗ
• до полудня
• после полудня
Ю
Ас
Аса
град
-
> 135
< 135
>90
<90
>45
<45
>45
<45
-
ISO-Ас
Ас -135
135 -Ас
Л-90
90 -Ас
Ас-45
45-Л
Л+ 45
Ас + 45
Д; -45
45 -Ас
Ас
При расчетах необходимо учитывать, что часть теплоты, поступающей
в помещение через заполнения световых проемов, аккумулируется ограж-
ограждающими конструкциями. Расчетные теплопоступления определятся:
О««=BЬ-<ъ. <212>
где а„ - показатель поглощения теплового потока солнечной радиации
внутренними ограждениями.
Показатель ап - определяется в соответствии с методикой, изложен-
изложенной в [16], в зависимости от отношения Z,y/A, где Лу - показатель сум-
суммарного усвоения теплоты ограждениями и оборудованием помещения,
Вт/(м2-°С); А - показатель интенсивности конвективного теплообмена в
помещении, м.
Теплопоступления через заполнения световых проемов за счет тепло-
теплопередачи, Вт
(tHya, -г.)/Л-Я, B.13)
где q\\p - теплопоступления за счет теплопередачи через 1 м2 вертикально-
вертикального заполнения световых проемов, Вт/м2;
te - температура воздуха внутри помещения, °С;
'н уся - условная температура наружного воздуха, °С;
R» - сопротивление теплопередаче заполнения светового проема,
м5-°С/Вт.
4 - 1987

98 ГлаваЦ
Величина теплопоступлений через заполнения световых проемов за
счет теплопередачи невелика, и её при выполнении курсового проекта
можно не учитывать.
ПРИМЕР 2.5. Определить количество теплоты, поступающей в поме-
помещение, через заполнение светового проема (тройное остекление в деревян-
деревянных переплетах с внутренними светлыми жалюзи) размерами Н= 1,5 м,
В = 2м, общей площадью 12 м2, ориентированных на ЮВ. Здание располо-
расположено в городе г. Минске E4° с.ш.). Солнцезащитных устройств на ограж-
ограждающих конструкциях нет {а = 0, с = 0).
Максимальные поступления теплоты ^=448Вт/м2, д?=114Вт/м2 в
расчетный час с 8 до 9 до полудня. АГО|ЯН = 0,48; т2 = 0,5; h = 38°; Ас=12°\
А, о =АС - 45 = 72 - 45 = 27°; р = arctg(ctg38• cos27) = 48°.
ЩР P 48.0,9 + 114-1)-0,48-0,5 = 1
Теплопоступления за счет солнечной радиации через заполнения све-
световых проемов составят
124 • 12 = 1500 Вт.
Показатель поглощения теплового потока солнечной радиации внут-
внутренними ограждениями данного помещения, определенный в соответствии
с методикой [15] а„ = 0,39. Количество теплоты, поступившее через запол-
заполнение светового проема и переданное воздуху помещения, составит
Оостекя = 0\\р ' «„ = 1500 0,39 = 580 ВТ.
Теплопоступления через массивные ограждающие конструкции.
Теплопоступления в помещение через массивные ограждающие кон-
конструкции (наружные стены и покрытие), Вт
g = fob+A*|)-fj = Bb, + V B.14)
где Q\cp - среднее за сутки количество поступающей теплоты, Вт;
Aq\ - изменяющаяся в течение суток часть теплопоступлений, Вт.

99
При выполнении курсового проекта по вентиляции теплопоступления,
Вт, через массивные ограждающие конструкции (стены и покрытия) можно
определять по среднесуточным значениям
Q&= F\ (tH cP + 9йср1Ън - te)/R, B.15)
где F\ - площадь массивной ограждающей конструкции (наружной стены,
покрытия), м2;
R - сопротивление теплопередаче массивной ограждающей конструк-
конструкции, (м2-°С)/Вт, определяемое теплотехническим расчетом;
tH сР - средняя температура наружного воздуха в июле, принимается со-
согласно [3];
р - коэффициент поглощения солнечной радиации поверхностью
ограждающей конструкции;
qcp - средние суточные количества теплоты суммарной (прямой и
рассеянной) солнечной радиации, поступающей на поверхность сте-
стены или покрытия, Вт/м2. Для горизонтальной поверхности (покры-
(покрытия) здания, расположенного на 52° с.ш. q^ = 329 Вт/м2; 56° с.ш. -
^ = 327 Вт/м2;
te - температура воздуха в помещении, °С;
сс„ - коэффициент теплоотдачи наружной поверхности ограждения,
Вт/(м2.°С).
Коэффициент теплоотдачи наружной вертикальной поверхности огра-
ограждения, Вт/(м2оС)
сс; = 5,8 + 11,6>/^. B.16)
Коэффициент теплоотдачи наружной горизонтальной поверхности ог-
ограждения, Вт/(м2-°С)
аи? = 8,7 + 2,6^, B.17)
где v - минимальная скорость ветра за июль, м/с;
При наличии в здании проветриваемого чердака теплопоступления че-
через покрытие можно не учитывать.
Теплопоступления через наружные стены незначительны, и их при
выполнении курсового проекта можно не учитывать.
Избытки явной теплоты в помещении.
Избыточная теплота определяется как сумма всех теплопоступлений
от за вычетом теплопотерь помещения. В помещения общественных зданий
поступает теплота от людей, искусственного освещения, через заполнения
световых проемов. Теплопоступления от людей учитываются для холодно-
холодного, теплого периодов и переходных условий. Теплопоступления от искус-
искусственного освещения учитываются для холодного периода и переходных
условий, теплопоступления через заполнение световых проемов надо учи-
учитывать для теплого периода года. Принимаем, что теплопотери через огра-

100
Глава I
ждающие конструкции помещения компенсируются поступлением теплол
от отопительных приборов системы отопления.
ПРИМЕР 2.6. Определить избытки явной теплоты в зале заседаний
для холодного, теплого периодов и переходных условий на основании дан
ных, приведенных в примерах 2.3-2.5.
Результаты расчетов сводим в табл. 2.12.
Таблица 2.1:
Тепловой баланс помещения
№
1
2
3
4
Наименование
величины
Теплопоступления
от людей
Теплопоступления
от искусственного
освещения
Теплопоступления
через заполнение
световых проемов
Избытки явной те-
теплоты в помещении
Обоз-
наче-
начение
&*
Qoc
Qo.
ЪОизб
Ед.
изм.
Вт
Вт
Вт
Вт
Формула
или источ-
источник инфор-
информации
пример 2.3
пример 2.4
пример 2.S
ОЯЮд+Bос,+
+ Оостекя
Значения величин
теплый
период
3300
-
580
3880
пере-
переходные
условия
5100
720
-
5820
холод-
холодный
период
5100
720
-
5820
Поступления влаги в помещение от людей зависят от категории ра-
работ и от температуры окружающего воздуха в помещении.
Поступление влаги от людей, г/ч
М=п-т-кч, B.18]
где п - количество людей;
т - количество влаги, выделяемой одним взрослым человеком (муж-
(мужчиной) г/ч, принимается в зависимости от температуры внутренней:
воздуха и категории работ по табл. 2.3;
кч = 1 - для мужчин, кл = 0,85 - для женщин, кл = 0,75 - для детей.
ПРИМЕР. 2.7. Определить количество влаги от людей (мужчин) в за-
зале заседаний на 50 мест, находящемся в административно-бытовом корпу-
корпусе. Здание находится в г. Минске.
Для холодного периода и переходных условий М= 50-36-1 = 1800 г/ч.
Для теплого периода М= 50 ¦ 48 • 1 = 2400 г/ч.
Результаты расчетов сводим в табл. 2.13.

101
Таблица 2.13
№
1
1.1
1.2
1.3
1.4
Наименование
величины
Количество влаги
от людей
Количество людей
Выделение влаги
одним человеком
(взрослым мужчиной)
Температура окру-
окружающего воздуха, °С
Коэффициент
Обоз-
наче-
начение
М
п
т
te
к,
Ед.
изм.
г/ч
чел.
г/ч
°С
-
Формула
или источ-
источник инфор-
информации
пткл
согласно
заданию
табл. 2.3
пример 2.2
Значения величин
теплый
период
2400
50
48
24,2
1
пере-
переходные
условия
1800
50
36
18
1
холод-
холодный
период
1800
50
36
18
1
Поступления вредных веществ в помещение.
Основным вредным веществом в помещениях общественных зданий,
является углекислый газ, выделяющийся при дыхании людей.
Количество углекислого газа, г/ч
trices =п-т1СО2, B.19)
где п - количество людей;
т1С02 - количество углекислого газа, выделяемое, одним человеком, г/ч,
принимается в зависимости от категории работ.
В состоянии покоя один человек выделяет 40 г/ч углекислого газа, при
легкой работе - 45 г/ч, при работе средней тяжести - 60 г/ч, при тяжелой
работе - 90 г/ч.
Допустимые концентрации СОг, г/м3, в помещениях [23]:
• с постоянным пребыванием детей, больных — 1,28;
• с периодическим пребыванием людей (учреждения) - 2,30;
• с кратковременным пребыванием людей (залы заседаний, зрительные
залы и т.п.) - 3,7.
Содержание СО2 в наружном воздухе, г/м3 [23]:
• в сельской местности - 0,6;
• в поселках и небольших городах - 0,73;
• в крупных городах - 0,91.
ПРИМЕР. 2.8. Определить количество углекислого газа, поступающе-
поступающего в помещение зала заседаний на 50 мест.
Количество углекислого газа, поступающего в помещение
=50-40 = 2000 г/ч.

102 Глава Ц
2.1.4. Расчет воздухообмена в помещениях
Воздухообменом называется частичная или полная замена воздуха, со-
содержащего вредности, чистым атмосферным воздухом. Расчет воздухооб-
воздухообмена включает выбор схемы его организации, способа подачи и удаления
воздуха, определение расхода приточного воздуха.
Воздухообмены разделяют по виду вредностей, для разбавления кото-
которых они предназначены: воздухообмен по избыткам явной теплоты, по из-
избыткам влаги, по борьбе с вредными веществами. Расчетный воздухообмен
должен обеспечить нормируемые параметры и чистоту воздуха в рабочей
зоне помещения в теплый, холодный периоды года и при переходных усло-
условиях.
Расход приточного воздуха, м3/ч, в помещениях зданий, где отсутст-
отсутствуют местные отсосы, определяется для теплого, холодного периодов и
переходных условий:
а) по избыткам явной теплоты:
б) по избыткам влаги (водяного пара):
М
B.21)
в) по массе выделяющихся вредных веществ
B.22)
где YtQmo - избытки явной теплоты в помещении, Вт;
с - теплоемкость воздуха, с= 1,005 кДж/(кг°С);
р - плотность воздуха, р = 1,2 кг/м3;
tyx - температура воздуха, удаляемого из помещения за пределами об-
обслуживаемой или рабочей зоны, °С;
tnp— температура приточного воздуха, °С;
М - избытки влаги в помещении, г/ч;
dyx - влагосодержание воздуха, удаляемого из помещения за пределами
обслуживаемой или рабочей зоны, г/кг;
dnp - влагосодержание приточного воздуха, г/кг;
/77, - расход каждого из вредных или взрывоопасных веществ, посту-
поступающих в воздух в помещения, мг/ч;
qyx - концентрация вредного или взрывоопасного вещества в воздухе,
удаляемом за пределами обслуживаемой зоны помещения, мг/м3;
qnp - концентрация вредного или взрывоопасного вещества в воздухе,
подаваемом в помещение, мг/м\
За расчетный воздухообмен принимается большая из величин, полу-
полученных по формулам B.20-2.22).

103
При расчете необходимо стремиться к минимальному значению воз-
воздухообмена, что приводит к снижению капитальных затрат на оборудова-
оборудование систем вентиляции (фильтры, калориферы, вентиляторы, воздуховоды,
воздухораспределители), а также к уменьшению эксплуатационных затрат
на тепловую и электрическую энергию для работы систем вентиляции. Это
достигается при максимальной «рабочей разности температур» (te - tnp), a
значит при минимальном значении температуры приточного воздуха. Од-
Однако минимальная температура приточного воздуха должна быть провере-
проверена расчетом воздухораспределения на соответствие нормируемым пара-
параметрам воздуха в рабочей зоне помещения.
Температура уходящего воздуха в помещениях высотой более 4 м оп-
определяется
d(///%,,). B.23)
где U - температура воздуха в рабочей зоне помещения, °С;
grad t - температурный градиент, который принимают в зависимости
от теплового напряжения помещения qmMi Вт/м3 [22, 23, 25];
Н„ - высота помещения, м;
hpJ - высота рабочей зоны помещения, м. Высота рабочей зоны hp,-2 м,
если работы выполняются стоя; hp3—1,5 м, если работы выполняются
сидя.
Для общественных зданий при высоте помещения менее 4 м можно
принимать
tyx = U, dyx = qe, qyx=qe,
где U - температура воздуха в рабочей зоне помещения, °С;
d - влагосодержание воздуха в рабочей зоне помещения, г/кг;
qe - концентрация вредного или взрывоопасного вещества в рабочей
зоне помещения, мг/м3.
Температура приточного воздуха, °С, подаваемого системами венти-
вентиляции:
• при необработанном наружном воздухе
tv = tH + 0J0O\P, B.24)
• при наружном воздухе, подогретом в воздухонагревателе, повы-
повышающем его температуру на величину AtHeK.p
tnp = tH + A tHaPp+0,001 P, B.25)
где tH — расчетная температура наружного воздуха;
Р - полное давление развиваемое вентилятором, Па.
Температура приточного воздуха в теплый период принимаются рав-
равной расчетной температуре наружного воздуха для проектирования венти-
вентиляции (параметр A) te = rf.
Температура приточного воздуха для переходных условий с учетом
нагрева его в вентиляторе и воздуховодах tnp = tH + 0,001 Р, где tH — расчет-

104 Глава Ц
ная температура наружного воздуха для переходных условий, /„ = 8°С. В
системах приточной вентиляции применяются в основном вентиляторы
низкого давления (Р < 1000 Па), поэтому с достаточным для инженерных
расчетов приближением, можно считать, что для переходных условий
tnp = S + 0,001-1000 = 9°С.
Опыт проектирования вентиляции общественных зданий показывает,
что при температуре приточного воздуха ^=9°С невозможно обеспечить
нормируемые параметры воздуха в рабочей зоне помещения.
Ориентировочно (при выполнении курсового проекта) для помещений
общественных зданий можно принимать температуру приточного воздуха
для переходных условий tnp = 11-13°С.
В холодный период tnp для общественных зданий принимается как и
для переходного периода.
Если в помещение поступает теплота и влага одновременно, расчет
расхода воздуха L, м3/ч, подаваемого в помещение, производится с помо-
помощью l-d диаграммы.
После расчета воздухообмена необходимо провести анализ получен-
полученной производительности общеобменной системы приточной вентиляции в
разные периоды года.
1. Открывание окон и проветривание помещения не допускается (чис-
(чистые помещения, здание расположено в загрязненном районе) или окна от-
отсутствуют.
В этом случае за расчетный воздухообмен принимается больший из
полученных расчетом для холодного, теплого периодов года и переходных
условий.
2. В помещении возможно проветривание в теплый период года.
За расчетный воздухообмен принимается больший из полученных рас-
расчетом для холодного периода года или переходных условий.
ПРИМЕР 2.9. Определить воздухообмен для разбавления избыточной
явной теплоты, влаги и углекислого газа в зале заседаний на 50 мест, нахо-
находящемся в административно-бытовом корпусе. Здание находится в г. Мин-
Минске. Поступления избыточной теплоты, влаги и углекислого газа принять
на основании примеров 2.3-2.8.
Параметры наружного воздуха для г. Минска (приведены в примере 2.1):
• теплый период г^=21,2°С; /„=47,2 кДж/кг;
• холодный период t» =-24°С; /„ = -27,7 кДж/кг;
• переходные условия tH=8°C; /„ = 22,5 кДж/кг.
Параметры внутреннего воздуха для зала заседаний (определены в
примере 2.2):
• теплый период: гв = 24,2°С и (р„ = 65%;
• холодный период и переходные условия: te= 18°С и срв=60%.
Расчет воздухообмена проводим для теплого, холодного периодов и
переходных условий.

105
В соответствии с формулой B.20) воздухообмен L, м3/ч, для разбавле-
избыточной теплоты:
• в теплый период при t^ = te = 24,2°С; г^ = ^=21,2°С
L_ 38803,6 _з?60 м3/ч-
L 1,005-1,2B4,2-21,2) 86° М /Ч'
• в холодный период и при переходных условиях при /ух = г„ = 18°С;
Воздухообмен для разбавления избыточной влаги L, м3/ч, (по формуле
2.21):
• в теплый период (при Г>а = гв=24,2°С и ф„=65% dyx=de= 12,8 г/кг
св.; при tnp = tf=2\,2°С; /я/, = /„ = 47,2 кДж/кг, </я/, = 10,8 г/кг св.)
• для переходных условий (при t^ = Гв = 18°С и(р,=60% rf^=de = 8 г/кг
св.; при /„ = 8°C;/w/, = /
• в холодный период (при fyx = r(f=18°C и срв = 60%
св.; при tS = -24°С; /яр = 1И = -21J кДж/кг, д?я/>=0,3 г/кг св.)
Значения d^, с/л/, определяются по /—rf диаграмме.
Воздухообмен для разбавления углекислого газа
2.22) для теплого, холодного периодов и переходных условий
Воздухообмен для разбавления углекислого газа L, м3/ч, (по формуле
Допустимая концентрация углекислого газа в помещениях с кратко-
кратковременным пребыванием людей q)a = qe = 3,7 г/м3; концентрация углекисло-
углекислого газа в наружном воздухе крупных городов q^, = 0,91 г/м3.
Результаты расчета воздухообменов сводим в таблицу 2.14.
Анализ данной таблицы показывает, что наибольший воздухообмен
получается для разбавления избыточной теплоты в теплый период года -
3860 м7ч.
При наличии в помещении окон допустимо за расчетный воздухооб-
воздухообмен принять наибольший воздухообмен для холодного периода и переход-
переходных условий L = 3470 м3/ч. В теплый период недостающее количество при-
приточного воздуха можно подать за счет неорганизованного воздухообмена
через открытые окна и фрамуги.

106
Глава Ц
Таблица 2 Ц
Расчет воздухообмена в помещении
№
1
1 1
12
13
14
15
2
21
22
23
3
31
32
33
Наименование
величины
Воздухообмен для
ассимиляции явной
теплоты
Избытки явной теплоты
Удельная теплоемкость
воздуха
Плотность воздуха
Температура уходящего
воздуха
Температура приточно-
приточного воздуха
Воздухообмен для
ассимиляции влаги
Поступление влаги
Влагосодержание
уходящего воздуха
(воздуха рабочей зоны)
Влагосодержание при-
приточного воздуха
Воздухообмен для
ассимиляции угле-
углекислого газа
Поступление углекис-
углекислого газа
Допустимая концен-
концентрация углекислого
газа в помещении
Концентрация углекис-
углекислого газа в наружном
воздухе
Обоз-
наче-
начение
LQ
с
Р
М
dy*
dnp
Чух
йпр
Ед
изм
м3/ч
Вт
кДж
кг°С
кг/м3
°С
°С
м3/ч
г/ч
г/кг
г/кг
М3/Ч
г/ч
г/м3
г/м3
Формула
или источ-
источник инфор-
информации
СР(^-Г„Р)
табл 2 12
tyx=U
М
Pidyt-d^)
табл 213
l-d диа-
диаграмма
l-d диа-
диаграмма
тсог
Чух-Чпр
пример 2 8
Значения величин
теплый
период
3860
3880
1,005
1,2
24,2
21,2
1000
2400
12,8
10,8
720
2000
3,7
0,91
пере-
переходные
условия
3470
5820
1,005
1,2
18
13
630
1800
8
5,6
720
2000
3,7
0,91
холод,
ный
период
3470
5820
1,005
1,2
18
13
200
1800
8
0,3
720
2000
3,7
0,91
Воздухообмен по нормативной кратности и удельному расходу
Для большинства помещений общественных зданий воздухообмен L,
м3/ч; определяют по его нормативной кратности:
L = nVn, B.26)

107
где п - нормативная кратность воздухообмена, 1/ч, зависит от назначения
помещения и приводится в соответствующих нормативных докумен-
документах [7-9, 11-15 и др],
у„ - объем помещения, м3
Для помещений высотой 6 м и более следует принимать Vn = 6F, где F -
площадь помещения, м2
Для некоторых помещений воздухообмен определяется по нормируе-
нормируемому удельному расходу воздуха, м3/ч
L = mN, B27)
где т - нормируемый удельный расход воздуха, м3/ч, на 1 чел или едини-
единицу оборудования, приводится в соответствующих нормативных доку-
документах [7-9, 11-15 и др],
N- количество человек или единиц оборудования
ПРИМЕР 2.10. Определить воздухообмен для помещений больницы
кабинета врача, перевязочной, процедурного кабинета, палаты на 2 челове-
человека, кабинета теплолечения, кабинета физиотерапии, ванной комнаты, са-
санузла на 2 унитаза
Воздухообмен для перечисленных помещений определяется на осно-
основании требований СНиП [7-9] по нормативной кратности воздухообмена
(формула 2 26) и нормируемому удельному расходу на 1 чел , единицу обо-
оборудования (формула 2 27)
Результаты расчета сводим в табл 2 15
Таблица 2 15
поме-
помещения
108
109
ПО
114
201
202
20Т
204
Название
помещения
Кабинет врача
Перевязочная
Процедурный
кабинет
Палата на
2 человека
Кабинет теп-
теплолечения
Кабинет фи-
физиотерапии
Ванная
комната
Санузет
B унитаза)
Объем
поме-
помещения
Vn м3
67
70
40
—
100
22
54
—
Нормативная кратность воздухо-
воздухообмена п, 1/ч, или нормируемый
удельный расход т, м3/ч, на
1 чел, единицу оборудования
+
1
1,5
15
80 м3/ч на
1 койку
4
3
3
—
-
1
2
2
—
5
4
5
50 м3/ч на
1 унитаз
Воздухообмен
L, м3/ч
+
70
ПО
60
160
400
70
160
—
-
70
140
80
160
500
90
270
100

108 ГлаваД
2.1.5. Организация воздухообмена в помещениях,
расчет количества и размещение вентиляционных каналов
на планах здания
Эффективность общеобменной вентиляции в значительной степени за-
зависит от способа и равномерности раздачи приточного воздуха в помеще.
нии и удаления отработавшего. Наилучшим вариантом организации возду-
воздухообмена является такой, при котором в помещении нет застойных зон. Это
достигается равномерным размещением приточных и вытяжных каналов
раздельно в противоположных стенах. При необходимости размещения
каналов в плоскости одной стены желательно проектировать их макси-
максимально удаленными друг от друга.
Для увеличения расчетной «рабочей разности температур воздуха»,
подаваемого в помещение, выпуск приточного воздуха следует осуществ-
осуществлять на отметке 2,5 м и выше от уровня пола. Вытяжные каналы открыва-
открываются на расстоянии 0,5 м и ниже плоскости потолка.
Вентиляционные вертикальные каналы (размерами 140x140 мм,
140x270 мм) можно размещать во внутренних кирпичных стенах здания.
Приставные вентиляционные каналы в помещениях могут выполнять-
выполняться из плит гипсошлаковых, шлакобетонных, гипсоволокнистых, пеногли-
пеноглинистых и пеностеклянных, а также из асбестоцементных готовых изделий и
других материалов. Размеры поперечных сечений воздуховодов из различ-
различных материалов принимают на основании данных заводов-изготовителей.
Площадь поперечного сечения каналов, воздуховодов, живого сечения
воздухораспределителей, м2
Лтш B28)
где L - расход воздуха м3/ч,
Урек - рекомендуемая скорость движения воздуха в канале, воздухово-
воздуховоде, воздухораспределителе, м/с.
Принимаются к установке каналы, воздуховоды , воздухораспредели-
воздухораспределители с близкой по значению площадью сечения Ао и определяется их
количество
^-. B-29)
Определяем действительную скорость движения воздуха в каналах,
воздуховодах, воздухораспределителях, м/с
B.30)
Рекомендуемые значения скорости приведены в табл. 2.16.
В зависимости от этажности здания в каналах соответствующих эта-
этажей при естественном побуждении движения воздуха значения скоростей
принимают по схеме, приведенной на рис. 2 3.

109.
Таблица 2.16
Скорости движения воздуха, допускаемые в воздуховодах,
жалюзийных решетках и клапанах приточных и вытяжных
систем общего назначения [19]
Элемент системы
Естественное движение воздуха
Воздуховоды горизонтальные:
приточные разводящие
вытяжные сборные
Жалюзийные решетки и клапаны:
приточные у пола
приточные у потолка
вытяжные
Механическое побуждение
Воздуховоды в производственных зданиях:
магистральные
ответвления
Воздуховоды в общественных и вспомога-
вспомогательных зданиях:
магистральные
ответвления
жалюзийные решетки
Vрек, М/С
не более 1,5
не более 1,5
0,2-0,5
0,5-1
0,5-1
до 12
до 6
до 8
до 5
доЗ
о = 0,4-0,6
и = 0,6-0,7
и = 0.7-0,8
и = 0,9-1,0
и = 1,1-1,3
vd
и:
а
vc
IV
III
II
I
\ До 2х-этажей
ч До 3х этажей
чДо4хэтажей
Рис. 2.3. Рекомендуемые скорости движения воздуха, м/с,
в вертикальных каналах естественной вытяжной вентиляции
в зависимости ог этажности здания
ПРИМЕР 2.11. Рассчитать площадь сечения вертикальных каналов
и жалюзийных решеток, устанавливаемых на них, для помещений боль-
больницы (пример 2.10). Здание двухэтажное, кирпичное, с чердаком и под-
подвалом.
Расчет производим по формулам B.28-2.30). Результаты расчетов сво-
сводим в табл. 2.17.

Таблица 217
Подбор вентиляционных каналов и решеток
№
поме-
помещения
108
109
ПО
114
201
202
203
204
Название
помещения
Кабинет врача
Перевязочная
Процедурный
кабинет
Палата на
2 человека
Кабинет
теплолечения
Кабинет
физиотерапии
Ванная комната
Санузел
Воздухообмен,
м3/ч
+
70
ПО
60
160
400
70
160
-
70
140
80
160
500
90
270
100
Размеры каналов, мм
площадь сечения
канала, м2
+
140x140
0,02
140x140
0,02
140x140
0,02
140x140
0,02
140x270
0,038
140x140
0,02
140x140
0,02
-
140x140
0,02
140x140
0,02
140x140
0,02
140x140
0,02
140x270
0,038
140x140
0,02
140x140
0,02
140x140
0,02
Скорость в каналах,
м/с
+
0,97
1,53
0,83
2,22
2.92
0,97
2,22
-
0,97
1,95
1,11
2,22
3,65
1,25
3,75
1,39
Тип решетки.
площадь живого
сечения решетки, м2
+
РВ1
0,022
РВ1
0,022
РВ1
0,022
РВ1
0,022
РВ2
0,062
РВ1
0,022
РВ1
0,022
-
-
Р150
0,014
Р150
0,014
Р150
0,014
2Р150
2 0,014
2Р200
2 0,025
Р150
0,014
2Р150
2 0,014
Р150
0,014
Скорс
решетк
+
0,88
1,39
0,76
2,0
1.79
0,88
2,0
)СТЬВ
ах, м/с
-
1,39
2,78
1,58
1,58
2,77
1,79
2,68
1,98

111
Вентиляционные каналы проектируются во внутренних кирпичных
стенах. Примерное размещение приточных и вытяжных каналов приведено
на рис. 2.4.
140x140 7
PI50 /
к 140x140/
РВ1
Перевязочная
Врач
Рис. 2.4. Фрагменты планов этажей с нанесением вентиляции
Для каждого этажа при коридорной системе или для группы помеще-
помещений на этаже, выходящих в общий коридор, необходимо определить сум-
суммарные воздухообмены по притоку и вытяжке. Разницу между вытяжкой и
притоком (дисбаланс) следует подавать в общий коридор.
3
10
12
13
14
Итою 1-й этаж
1800 2100
Дисбаланс 2100-1800 = 300 м3/ч полается в коридор 1 этажа
Итого 2-й этаж
1200 1400
Дисбаланс 1400 - 1200 = 200 м3/ч подается в коу
идор 2 этажа
По двум этажам
3000 3500
При размещении каналов на планах этажей соблюдается их строго вер-
вертикальное положение. Разноименные каналы в помещении желательно
располагаются на возможно большем расстоянии друг от друга.
На рис 2.5, 2.6 показано размещение каналов приточно-вытяжной вен-
вентиляции в помещениях здания, а также на чердаке и в подвале.

112
Глава Ц
Разрез 1 -1
Воздуховод
Внутренняя
кирпичная стена
Рис. 2.5. Устройство вытяжных каналов и коробов на чердаке
Воздухозаборная шахта
5067500
Рис. 2.6. Фрагмент плана подвала с нанесением приточной вентиляции
При размещении вентиляционных каналов на планах необходимо со-
соблюдать следующие требования.
1. Максимальное расстояние между одноименными кирпичными кана-
каналами - 140 мм, между разноименными (приток-вытяжка) - 270 мм, между
каналом и дверным проемом - 410 мм.

113
2 Не размещать каналы в местах пересечения капитальных степ
3 Вытяжные каналы из помещений выводить на чердак самостоя-
самостоятельно без отступлений в плане
При наличии подвальных и чердачных помещений в здании приточные
камеры, как правило, размещаются в подвале, вытяжные камеры и шахты -
на чердаке В этом случае все вертикальные каналы, нанесенные на плане
подвала, объединяются магистральным воздуховодом, уточняется место
расположения приточной камеры и воздухозаборной шахты Воздухозабор-
ная шахта и приточная камера обычно располагаются со стороны дворового
фасада При этом приточную камеру, как источник шума, нужно размещать
под помещениями, у которых уровень звука по шкале А [18] имеет макси-
максимальную величину Низ отверстия приемного устройства приточной каме-
камеры должен быть на 2 м выше уровня земли и не менее на 1 м выше уровня
устойчивою снежного покрова [2] Пример компоновки камеры, воздухо-
забора и каналов приточной системы вентиляции приведен на рис 2 6
На плане чердака все вытяжные каналы объединяются сборными воз-
воздуховодами, которые подводят либо к вытяжной шахте (при естественной
вытяжке), либо к вентилятору (при механической вытяжке) При объедине-
объединении каналов в приточные и вытяжные системы необходимо руководство-
руководствоваться требованиями соответствующих нормативных документов Сборные
каналы на чердаке должны быть утепленными Поэтому их выполняют из
пустотелых гипсошлаковых, шлакобетонных плит, либо из пепоглинистых
и пеностеклянных
Радиус действия установки с естественной тягой не должен быть более
10 м, а с механической - не более 50 м (расстояние от наиболее удаленного
вертикального канала до центра вытяжной системы) по направлению дви-
движения воздуха
2.1.6. Расчет воздухораспределения в помещении
Расчет воздухораспределения является одним из важнейших этапов
при расчете и проектировании систем вентиляции, т к является критерием,
определяющим качество выполненных проектных работ Назначение сис-
системы вентиляции в том, чтобы человек, находясь в помещении чувствовал
себя комфортно, технологический процесс протекал при требуемых пара-
параметрах воздуха без нарушения качества выпускаемой продукции. Для этого
необходимо, чтобы распределение воздуха в помещении было равномер-
равномерным, не было застойных зон, а также параметры воздуха в рабочей зоне
помещения соответствовали нормативным значениям
Санитарно-гигиеническая и экономическая эффективность системы
вентиляции во многом зависит от распределения воздуха в помещении
При грамотно выбранной схеме воздухообмена и конструкции воздухорас-
воздухораспределителей можно подать воздух в помещение с минимальными затрата-
затратами (при низкой температуре и большой скорости, что уменьшает расход
воздуха, затраты на оборудование, тепловую и электрическую энергию), по
при этом обеспечить требуемые комфортные условия в помещении

114
Глава II
Воздухораспределитель - устройство, через которое воздух из приточ-
приточного воздуховода поступает в помещение В настоящее время выпускаются
различные воздухораспределители, удовлетворяющие любым техническим
и эстетическим требованиям решетки, плафоны (анемостаты), перфориро-
перфорированные панели и воздуховоды, насадки с форсунками (вихревые) и др Су-
Существуют воздухораспределители для создания вытесняющей вентиляции
в помещении Конструкции современных воздухораспределителей, благо-
благодаря высокой эжекционной способности, позволяют распределять воздух
при больших значениях «рабочей разности температур» (te - tnp) и большой
скорости и при этом обеспечивать требуемые параметры воздуха в рабочей
зоне помещения Воздухораспределители изготавливаются из стали (с раз-
различными покрытиями), алюминия, полимерных материалов Некоторые
виды воздухораспределителей представлены на рис 2 7
б)
ш
11
1
ж)
Рис. 2.7. Воздухораспределители
a) SK-2 - стальная решетка для круглых воздуховодов, б) SR 8 д) SR 4 -алюми-
-алюминиевые потолочные решегки, в) OD-2 - стальные круглые воздухораспределители,
г) JR 6 - стальная решетка для прямоугольных воздуховодов е) KD 1, ж) KD 12 -
квадратные воздухораспределители з) OD 9/КК - вихревой воздухораспределитель,
и) SD 2 — потукруглые воздухораспределители для вытесняющей вентиляции,
к) OD-11 - переменный вихревой воздухораспределитель, л) V§ 4 - сопловой возду-
воздухораспределитель, м) LD-14 - щелевой воздухораспределитель

115
При выборе конструкции воздухораспределителей руководствуются рас-
расходом приточного воздуха; параметрами воздуха, которые необходимо под-
поддерживать в рабочей зоне помещения; количеством воздухораспределителей.
При принудительном истечении из воздухораспределителя образуется
поток воздуха с расширенными границами, который называется приточной
струей. В зависимости от режима течения струи бывают ламинарными и
турбулентными. В вентиляционной практике в основном - турбулентные
струи. По степени стеснения струи бывают свободными и стесненными. В
зависимости от температуры приточного воздуха струи бывают изотерми-
изотермические (температура на выходе из воздухораспределителя равна темпера-
температуре окружающего воздуха) и неизотермические (температура на выходе из
воздухораспределителя отличается от температуры окружающего воздуха).
В зависимости от геометрической формы отверстия воздухораспределителя
струи подразделяются на осесимметричные (компактные, истекающие из
круглых, квадратных и прямоугольных отверстий; веерные, неполные веер-
веерные, конические, закрученные) и плоские, истекающие из щелевых отверстий.
Существуют различные мето-
методики для определения скорости и
температуры различных струй и
распределение параметров воздуха
по всему объему помещения. Од-
Однако, на данный момент, в соответ-
соответствии со СНиП [1, 2] контролиру-
контролируются параметры (скорость и избы-
избыточная температура на оси) в одной
точке входа струи в рабочую зону
(рис. 2.8).
Скорость vr, м/с, и избыточная
температура А^, °С, на оси струи
при входе в рабочую зону должны соответствовать следующим требованиям
v,<kvHopvi B.31)
Atx<At,l0px1, B.32)
где к — коэффициент перехода от нормируемой скорости к максимальному
значению, зависит от того, какие параметры поддерживаются в
помещении и от категории работ, принимается по табл.2.18;
Vjmph - нормируемая скорость движения воздуха в помещении, м/с;
Atlwpv - нормируемая избыточная температура при входе струи в рабо-
рабочую зону °С, принимается по табл.2.19.
Избыточная температура на входе струи в рабочую зону, °С
Atx=te-tx, B.33)
где te - нормируемая температура в рабочей зоне помещения, °С;
tx - температура на оси струи при входе в рабочую зону, °С.
Рис 2 8 Схема приточной струи

116
Глава II
Таблица 2 18
Коэффициент перехода от нормируемой скорости движения воздуха
в помещении к максимальной скорости движения воздуха в струе
Параметры
микрокли-
микроклимата в по-
помещении
Допусти-
Допустимые
Размещение людей
В зоне прямого воздействия
приточной струи воздуха в пре-
пределах учасгка
а) начального и при воздушном
душировании,
б)основного
Вне зоны прямо1 о воздействия
приточной струи воздуха
В зоне обратного потока воздуха
Коэффициент к
для категорий работ
легкой -1
1,0
1,4
1,6
1,4
средней тяжести -II,
тяжелой - III
1,0
1,8
2,0
1,8
Примечание Зона прямого воздействия струи определяется площадью попереч-
поперечного сечения струи, в пределах которого скорость движения воздуха изменяется от
vx до 0,5vx
Таблица 2 19
Допустимое отклонение температуры воздуха в приточной струе от
нормируемой температуры воздуха в обслуживаемой или рабочей зоне
Параметры
микрокли-
микроклимата в по-
помещении
Допусти-
Допустимые
Жилые, (
Произво
Д/*1
Д/*2
Допустимые отклонения температуры Дг*, °С
при восполнении недостат-
недостатков теплоты в помещении
при ассимиляции избытков
теплоты в помещении
Размещение людей
в зоне
прямого
воздействия
приточной
струи
общественные, а
3,0
дственные поме
5,0
вне зоны
прямого
воздействия
приточной
струи
дминистративн
3,5
яцения
6,0
в зоне
прямого
воздействия
приточной
струи
ые и бытовые пс
1,5
2,0
вне зоны
прямого
воздействия
приточной
струи
>мещения
2,0
2,5

117
Скорость воздуха и избыточная температура воздуха при входе струи в
рабочую зону [19]
• для осесимметричных струй
B.34)
B.35)
• для плоских струй
mv -Ih
B.36)
B.37)
где т — скоростной коэффициент воздухораспределителя;
п - температурный коэффициент воздухораспределителя;
v - скорость струи на выходе из воздухораспределителя, м/с;
Ыо — избыточная температура на выходе из воздухораспределителя, °С,
Ао — расчетная площадь живого сечения воздухораспределителя, м2;
bo - ширина щели воздухораспределителя, м;
х - расстояние, которое проходит струя до входа в рабочую зону, м;
Кс - коэффициент стеснения;
Кв — коэффициент взаимодействия;
Кн - коэффициент неизотермичности.
Скоростной т и температурный п коэффициенты зависят от эжек-
ционной способности воздухораспределителя.
Методика определения коэффициентов неизотермичности, стеснения,
взаимодействия изложена в справочнике [19] и пособии к СНиП [17].
Коэффициент неизотермичности для различных струй определяется в
соответствии с [19], при горизонтальной подаче охлажденного воздуха на-
настилающимися струями величина Кн принимается равной 1.
Коэффициент стеснения Кс для осесимметричных струй определяется
из выражения:
ппг „ Г~л
B.38)
где kJ — коэффициент, который принимается по табл. 2.20 в зависимости от
величин А = Ао/Ар и х = xj(jn^A^\ где Ар — площадь помещения, пер-
перпендикулярная потоку воздуха, приходящаяся на один воздухораспре-
воздухораспределитель, м2;
LCon - расход воздуха удаляемого в конце развития струи, м3/ч.

118
Глава Ц
В формулах B.35) и B.37) коэффициент K.J принимается равным не
менее 0,85.
Таблица 2 20
Коэффициент стеснения К[ для компактных,
неполных веерных и плоских струй
Форма струи
Компактная
и неполная
веерная
х-х/(т^А~р~)
Плоская
Г = х/(т2 Нр)
A^AJAp
Менее 0,003
0,003
0,005
0,01
0,05
0,1
0,2
-
Значения Kj при л , равном
0,1
0,95
1
0,2
1
1
0,9
0,9
0,8
0,7
0,55
0,85
0,3
1
0,9
0,8
0,7
0,5
0,45
0,35
0,7
0,4
1
0,85
0,75
0,6
0,4
0,35
0,3
0,6
0,5
1
0,8
0,7
0,5
0,3
0,3
0,3
0,3
0,6
1
0,75
0,65
0,4
0,3
0,3
0,3
0,4
Кв - коэффициент взаимодействия, определяемый в зависимости от
отношения xlt по табл. 2.21.
Коэффициент взаимодействия Кж
Таблица 2.21
Число
струй
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Более 12
Значение Кв при х/?, равном
10
20
1,15
1.2
1,2
1,2
1,2
1,2
1,2
1,2
1,2
1,2
1,2
1,2
30
1,3
1,4
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
1,5
40
1,35
1,55
1,65
1,7
1,7
1,7
1,7
1,7
1,7
1,7
1,7
1,7
50
1.35
1,6
1,8
1,9
1,9
1,9
1,9
1,9
1,9
1,9
1,9
1,9
60
1,4
1,7
1,8
2,0
2,0
2,1
2,1
2,1
2,1
2,1
2,1
2,1
80
1,4
1,7
1,9
2,1
2,2
2,3
2,3
2,35
2,4
2,4
2,4
2,4
100
1,4
1,7
2,0
2,1
2,3
2,4
2,5
2,6
2,6
2,6
2,7
2,7
Для воздухораспределителей зарубежных фирм не приводятся значе-
значения тип (скоростного и температурного коэффициента) воздухораспре-
воздухораспределителя и формулы для расчета скорости и температуры, а даются номо-
1раммы для определения скорости vx и избыточной температуры Atx на оси
струи для определенного типа воздухораспределителя, соответствие кото-
которым гарантируется заводом-изготовителем.

ш
ПРИМЕР 2.12 Сделать расчет воздухораспределения в помещении
зала заседаний на основании данных примера 2 9 Размеры помещения
28x8x3,2 м Расчетный воздухообмен L=3470 м3/ч Нормируемая темпера-
температура воздуха в помещении re = I8°С, нормируемая скорость движения воз-
воздуха в помещении 0,2 м/с (пример 2 2) Избыточная температура на выходе
из воздухораспределителя Ato = te -tnp=lS- 13 =5°С
Определяем требуемую площадь живого сечения воздухораспредели-
воздухораспределителей по формуле B 28), исходя из рекомендуемой скорости у^* = 3 м/с
_ 3470
л_
3600 ~3 3600
Принимаем к установке воздухораспределители Р200 с площадью жи-
живого сечения Ао = 0,025, определяем их количество
А 0,32
Определяем действительную скорость движения воздуха на выходе из
решеток (принимаем 14 решеток)
L _ 3470
пр*ш К 3600 14 0,025 3600
Расход воздуха через одну решетку
= 2,75 м/с
рабочую зону определяем по формулам B 34) и B 35) для осесимметрич-
ных струй
Находим коэффициент К1 по табл 2 20 в зависимости от величин
Л 4 3,2 m>^ 2V4 3,2
Коэффициент стеснения Кс по формуле B 38)
Коэффициент взаимодействия /Св определяем по табл 2 21 в зависимо-
зависимости от отношения xlt, где t - расстояние между струями x/i = 3,5/4 = 0,88
Кв=\
Коэффициент неизотермичности Ки при горизонтальной подаче охла-
охлажденного воздуха настилающимися струями принимается равным 1

120 Глава П
Скорость струи на входе в рабочую зону
Избыточная температура на входе в рабочую зону
Воздух входит в рабочую зону с температурой на 0,5°С ниже, чем
температура воздуха рабочей зоны, т.е. с температурой tx —18 - 0.5 = 17,5°С
и скоростью vx=0,25 м/с.
Скорость vx, м/с, и избыточная температура Atx, °C, на оси струи при
входе в рабочую зону должны соответствовать следующим требованиям:
vx< kvHOpv < 1,4 • 0,2 < 0,28 м/с,
Как очевидно, воздухораспределители подобраны правильно, раздача
воздуха осуществлена таким образом, что скорость и избыточная темпера-
температура при входе струи в рабочую зону соответствуют требуемым параметрам.
Если, при расчете воздухораспределения скорость на входе струи в ра-
рабочую зону i\ больше требуемого значения, необходимо:
• подобрать другой воздухораспределитель с большой эжекционной
способностью, т.е. с меньшим коэффициентом т\
• уменьшить скорость воздуха на выходе из воздухораспределителя
(для этого надо увеличить площадь живого сечения воздухораспреде-
воздухораспределителя или увеличить количество воздухораспределителей);
• увеличить расстояние х до входа струи в рабочую зону (установить
воздухораспределитель выше, если это возможно).
Если, при расчете воздухораспределения избыточная температура на
входе струи в рабочую зону А/х больше требуемого значения, необходимо:
• подобрать другой воздухораспределитель с большой эжекционной
способностью, т.е. с меньшим коэффициентом я;
• увеличить температуру воздуха на выходе из воздухораспределителя
/о, при этом уменьшится величина избыточной температуры Ato = te- rw;
• увеличить расстояние х до входа струи в рабочую зону (установить
воздухораспределитель выше, если это возможно).
2.1.7. Аэродинамический расчет воздуховодов
В системах вентиляции применяются воздуховоды: металлические,
металлопластиковые, неметаллические.
Воздуховоды могут быть гибкими, полугибкими, теплоизолированны-
теплоизолированными, звукопоглощающими.
По форме воздуховоды бывают круглого и прямоугольного сечения.

121
Металлические воздуховоды изготавливаются из листовой кровель-
кровельной, оцинкованной или нержавеющей стали на заводах или заготовитель-
заготовительных мастерских Предпочтение следует отдавать круглым воздуховодам из
за меньшего аэродинамического сопротивления, расхода металла и трудо-
трудоемкости при изготовлении Преимущество прямоугольных воздуховодов, в
том, что при открытых прокладках они лучше вписываются в интерьер об-
общественных зданий, проще размещаются в пространстве с ограниченной
высотой (например, за подшивным потолком)
Металлопластиковые воздуховоды изготавливаются из листовых па-
панелей, которые представляют собой слой вспененного пластика толщиной
20 мм, проложенный между двумя слоями термообработанного гофриро-
гофрированного алюминия Эти воздуховоды легки, обладают высокой прочностью
и теплоизоляционной способностью (коэффициент теплопроводности
Х=0,019Вт/(м °С)), имеют хороший внешний вид, могут изготавливаться
непосредственно на объекте
Гибкие воздуховоды изготавливаются из многослойной ламинирован-
ламинированной алюминиевой фольги и пленки из полиэфира Форму воздуховодам
придает специальный стальной проволочный каркас Воздуховоды легки,
термостойки, упрощают монтаж Однако создают большое аэродинамиче-
аэродинамическое сопротивление Применяются в качестве присоединительных воздухо-
воздуховодов небольшой длины
Аэродинамический расчет вентиляционной системы производят для
1) подбора размеров поперечных сечений воздуховодов по рекомен-
рекомендуемым скоростям движения воздуха,
2) определения потерь давления в системе
Потери давления в системах вентиляции складываются из потерь дав-
давления на трение и потерь давления в местных сопротивлениях, Па
APcemu=APmp+Z B 39)
Потери давления на трение, Па
&Pmp=R l и, B 40)
где R — удельные потери давления на трение, Па/м,
t— длина участка воздуховода, м,
п - поправочный коэффициент, который зависит от абсолютной экви-
эквивалентной шероховатости воздуховодов
Удельные потери давления на трение, Па/м, в круглых воздуховодах
определяют по формуле
* = 7^* B41)
где А. - коэффициент гидравлического сопротивления трения,
d - диаметр воздуховода, м,
Рп - динамическое давление, Па

122 Глава II
Коэффициент сопротивления трения Я рассчитывается по формуле
Альтшуля:
(?+?П- B-42)
где к3 — абсолютная эквивалентная шероховатость поверхности воздуховода;
Re - критерий Рейнольдса.
Критерий Рейнольдса
Re = w//v, B.43)
где v - скорость движения воздуха в воздуховоде, м/с;
v - кинематическая вязкость воздуха, м2/с.
Динамическое давление, Па
Pd = p-v2/2. B.44)
Потери давления в местных сопротивлениях, Па
Z = 2?-Pd, B.45)
где Х? - сумма коэффициентов местных сопротивлений на расчетном
участке воздуховода, коэффициенты местных сопротивлений на гра-
границе двух участков относят к участку с меньшим расходом и опреде-
определяют по табл. 22.16-22.43 [19]; р - плотность воздуха, кг/м3.
Расход воздуха в воздуховодах L, м3/ч
L = v-i4o-3600, B.46)
где Ао — площадь сечения воздуховода, м2.
При расчетах можно пользовать таблицей 2.22, в которой на основа-
основании формул B.41)-B.45) определены удельные потери давления на трение
Я, Па/м; динамическое давление Pd, Па; расход воздуха L, мэ/ч, при различ-
различных скоростях для различных диаметров круглых металлических воздухо-
воздуховодов (при кэ = 0,1 мм; р = 1,2 кг/м3; v = 15,06 ¦ 10~б м2/с).
Для воздуховодов из других материалов необходимо вводить попра-
поправочный коэффициент п, который зависит от абсолютной эквивалентной
шероховатости воздуховодов кэ и скорости движения воздуха и определя-
определяется по табл. 2.23.
Абсолютная эквивалентная шероховатость поверхности воздуховодов
из стали ?, = 0,1 мм; шлакобетонных плит ?,= 1,5мм; кирпича к, = 4 мм;
штукатурки по металлической сетке кэ = 10 мм.
Для воздуховодов прямоугольного сечения за расчетную величину d
принимают эквивалентный диаметр d3, мм, при котором потери давления в
круглом воздуховоде при той же скорости будут равны потерям давления в
прямоугольном воздуховоде
d3 = 2abl(a + b), B.47)
где a, b - стороны прямоугольного воздуховода или канала, мм.

Расчет металлических воздуховодов круглого сечения (первая строка- количество воздуха, м3/ч;
вторая строка - потери давления на трение на 1 м длины воздуховода, Па)
Таблица 2.22
Скорость
движения
воздуха v, м/с
1
0,2
0,4
0,6
0,8
1.0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
Динамическое
давление Ра,
Па
2
0,024
0.096
0,216
0,384
0,6
0,864
1,176
1,536
1,944
2,4
Диаметр воздуховода, мм
80
3
4
0,0767
7
0,0564
11
0,1151
14
0,1914
18
0,2840
22
0,3925
25
0,5163
29
0,6550
33
0,8083
36
0,9760
100
4
6
0,0126
11
0,0426
17
0,0871
23
0,1448
28
0,2149
34
0,2970
40
0,3906
45
0,4956
51
0,6116
57
0,7384
110
5
7
0,0112
14
0,0379
21
0.0773
27
0,1285
34
0,1908
41
0,2636
48
0,3468
55
0,4399
62
0,5429
68
0,6555
125
б
9
0,0095
18
0,0323
27
0,0659
35
0,1095
44
0,1626
53
0,2247
62
0,2955
71
0,3749
80
0,4627
88
0,5587
140
7
11
0,0083
22
0,0280
33
0,0572
44
0,0951
55
0,1411
67
0,1950
78
0,2565
89
0,3254
100
0,4016
111
0,4849
160
8
14
0,0070
29
0,0237
43
0,0484
58
0,0805
72
0,1194
87
0,1650
101
0,2171
116
0,2754
130
0,3398
145
0,4103
180
9
18
0,0061
37
0,0205
55
0,0418
73
0,0694
92
0,1031
ПО
0,1424
128
0,7874
147
0,2377
165
0,2933
183
0,3542
200
10
23
0,0053
45
0,0179
68
0,0366
90
0,0609
113
0,0904
136
0,1249
158
0,1642
181
0,2084
204
0,2571
226
0,3105
225
11
29
0,0046
57
0,0155
86
0,0316
115
0,0525
143
0,0780
172
0,1078
200
0,1418
229
0,7798
258
0,2219
286
0,2680
250
12
35
0,0040
71
0,0136
106
0,0277
141
0,0461
177
0,0684
212
0,0945
247
0,1243
283
0,1576
318
0,1945
353
0,2349

Продолжение таблицы 2 22
1
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
75
80
2
3 75
54
7 35
96
12 15
15 0
18 15
216
25 35
29 4
33 75
38 4
3
45
1 4567
54
2 0236
63
2 6749
72
3 4093
81
4 2260
90
5 1243
100
61034
109
71631
118
8Ю28
127
9 4223
136
10 821
145
12199
4
71
1 1021
8^
15310
99
2 0238
113
2 5795
127
31974
141
3 8770
156
4 6178
170
5 4195
184
6 2818
198
72045
212
81874
226
9 2302
5
86
0 9784
103
13591
120
17965
137
2 2898
154
2 8383
171
34415
188
4 0992
205
4 8108
222
5 5763
239
6 3955
257
72678
274
81935
6
ПО
0 8339
133
11584
155
7 5572
177
7 9576
199
2 4191
221
2 9555
243
3 4938
265
287
4 7528
309
5 4509
331
6 7945
353
6 9855
7
139
0 7237
166
10054
194
13289
222
16938
249
2 0996
277
2 5459
305
10323
333
?5588
360
41250
388
4 7309
416
55765
443
60611
8
181
06125
217
0 8508
253
11246
290
14334
326
17768
362
21545
398
2 5662
434
3 0117
470
5 4909
507
4 0016
543
4 5498
579
51294
9
229
0 5286
275
0 7343
321
09707
366
12372
412
7 5556
458
7 859*
504
2 2749
550
2 5994
595
3 0130
641
5 4555
687
5 9269
733
44271
10
283
04634
339
06437
396
08509
452
10845
509
13443
565
16301
622
19415
679
2 2786
735
2 64/2
792
3 0291
848
3 4424
905
3 8808
11
358
04000
429
05556
501
0 7344
573
0 9361
644
11603
716
14069
787
16757
859
7 9667
930
22796
1002
2 6144
1074
2 9711
1145
33495
12
442
03506
530
04870
619
06438
707
0 8206
795
10171
884
12333
972
14690
1060
17240
1149
19983
1237
2 2918
1325
2 6045
1414
2 9362

Продолжение таблицы 2 22
1
8,5
9,0
9,5
10
11
12
2
43,35
48,6
54,15
60,0
72,6
86,4
3
154
13,657
163
15,194
172
16,809
181
18,503
199
22,126
217
26,064
4
240
10,332
254
11,495
269
12,717
283
13,999
311
16,741
339
19,720
5
291
9,1724
308
10,204
325
11,289
342
12,427
376
74,560
411
17,505
6
376
7,5775
398
5,697
420
9,622
442
10,592
486
12,666
530
14,920
1
471
6,7552
499
7,549
526
8,351
554
9,795
610
10,993
665
72,949
8
615
5,7421
651
6,388
688
7,067
724
7,779
796
9,303
869
10,958
9
779
4,9560
824
5,514
870
6,100
916
6,714
1008
5,029
1099
9,455
10
961
4,3445
1018
4,833
1074
5,347
1131
5,556
1244
7,039
1357
5,297
11
1217
3,7497
1288
4,172
1360
4,615
1431
5,080
1575
6,075
1718
7,756
12
1502
3,2870
1590
3,657
1679
4,046
1767
4,453
1944
5,325
2121
6,273
Продолжение таблицы 2 22
v, м/с
1
0,5
1,0
Л* Па
2
0.15
0,6
Диамегр воздуховода, мм
280
3
111
0,0174
222
0,0593
315
4
140
0,0151
281
0.0512
355
5
178
0,0130
356
0,0441
400
6
226
0,0/72
452
0,0380
450
7
286
0,0096
573
0,0328
500
8
353
0,0084
707
0,0287
560
9
443
0,0073
887
0,0249
630
10
561
0.0063
1122
0,0215
710
11
713
0,0055
1425
0,0185
800
12
905
0,0047
1810
0,0160
900
13
1145
0,0041
2290
0,0138

Продолжение таблицы 2.22
1
2.0
3,0
4,0
5,0
6,0
7,0
8,0
9,0
10
11
12
2
2,4
5,4
9,6
15,0
21,6
29,4
38,4
48,6
60,0
72,6
86.4
3
443
0,2039
665
0,4227
887
0,7122
1108
1.0704
1330
1,4963
1552
1,9891
1773
2,5484
1995
3,174
2217
3,865
2438
4,622
2660
5,444
4
561
0,1760
842
0,3648
1122
0,6147
1403
0,9239
1683
1,2914
1964
1,7168
2244
2,1995
2525
2,739
2806
3,336
3086
3,989
3367
4,699
5
713
0,1515
1069
0,3142
1425
0,5294
1782
0,7956
2138
1,1122
2494
1,4785
2851
1,8942
3207
2,359
3563
2,873
3920
3,435
4276
4,047
6
905
0,1305
1357
0,2707
1810
0,4560
2262
0,6854
2714
0,9580
3167
1,2736
3619
1,6317
4072
2,032
4524
2,475
4976
2,959
5429
3,486
7
1145
0.1127
1718
0,2336
2290
0,3936
2863
0,5975
3435
0,8269
4008
1,0992
4580
1,4083
5153
1,754
5726
2,136
6298
2,554
6871
3,009
8
1414
0,0988
2121
0,2048
2827
0,3450
3534
0,5185
4241
0,7248
4948
0,9636
5655
1,2345
6362
7,537
7069
1,872
7775
2,239
8482
2,637
9
1773
0,0857
2660
0,1777
3547
0,2994
4433
0,4500
5320
0,6291
6207
0,8363
7093
1,0715
7980
1,334
8867
7,625
9754
1,943
10640
2,259
10
2244
0,0740
3367
0,1534
4489
0,2554
5611
0,3884
6733
0,5430
7855
0,7218
8978
0,9248
10100
1,152
11222
1,403
12344
1,677
13466
1,976
11
2851
0,0637
4276
0,1321
5701
0,2226
7127
0,3345
8552
0,4676
9977
0,6216
11402
0,7964
12828
0,992
14253
1,208
15678
1,444
17104
1,701
12
3619
0,0549
5429
0,1138
7238
0,1917
9048
0,2882
10857
0,4028
12667
0,5355
14476
0,6860
16286
0,854
18096
1,040
19905
1,244
21715
1,466
13
4580
0,0474
6871
0,0982
9161
0,7655
11451
0,2487
13741
0,3477
16032
0,4622
18322
0,5921
20612
0,737
22902
0.898
25192
1,074
27483
1,265

127
Таблица 2 23
Поправочные коэффициенты л на потери давления на трение,
учитывающие шероховатость материала воздуховодов
м/с
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1.4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
3,0
3,2
3,4
3,6
3,8
4,0
4,2
4,4
4,6
4,8
5,0
5,2
5,4
5,6
5,8
6,0
п при кэ, мм
1
1,04
1,08
1,11
1,13
1,16
1,18
1,20
1,22
1,24
1,25
1,27
1,28
1,29
1,31
1,32
1,33
1,34
1,35
1,36
1,37
1,38
1,39
1,40
1,40
1,41
1,42
1,43
1,43
1,44
1,44
1,5
1,06
1,11
1,16
1,19
1,23
1,25
1,28
1,31
1,33
135
1,37
1,38
1,40
1,42
1,43
1,44
1,46
1,47
1,48
1,49
1,50
1,51
1,52
1,53
1,54
1,55
1,56
1,56
1,57
1,58
4
1,15
1,25
1,33
1,40
1,46
1,50
1,55
1,58
1,62
1,65
1,68
1,70
1,73
1,75
1,77
1,79
1,81
1,83
1,85
1,86
1,87
1,89
1,90
1,92
1,93
1,94
1,95
1,96
1,97
1,98
10
1,31
1,48
1,60
1,69
1,77
1,84
1,95
1,95
2,00
2,04
2,08
2,11
2,14
2,17
2,20
2,23
2,25
2,28
2,30
2,32
2,34
2,36
2,37
2,39
2,41
2,42
2,44
2,45
2,46
2,48
ve,
м/с
6,2
6,4
6,6
6,8
7,0
7,2
7,4
7,6
7,8
8,0
8,2
8,4
8,6
8,8
9,0
9,2
9,4
9,6
9,8
10,0
10,5
11,0
11,5
12,0
12,5
13,0
13,5
14,0
14,5
15,0
п при Ла,мм
1
1,45
1,45
1,46
1,47
1,47
1,48
1,48
1,48
1,49
1,49
1,50
1,50
1,50
1,51
1,51
1,52
1,52
1,52
1,53
1,53
1,54
1,54
1,55
1,56
1,56
1,57
1,57
1,58
1,58-
1,58
1,5
1,58
1,59
1,60
1,60
1,61
1,62
1,62
1,63
1,63
1,64
1,64
1,64
1,65
1,65
1,66
1,66
1,67
1,67
1,68
1,68
1,69
1,70
1,70
1,71
1,72
1,73
1,73
1,74
1,74
1,74
4
1,99
2,00
2,01
2,02
2,03
2,04
2,04
2,05
2,05
2,06
2,07
2,07
2,08
2,09
2,10
2,10
2,11
2,11
2,12
2,12
2,14
2,15
2,16
2,17
2,18
2,19
2,20
2,20
2,21
2,21
10
2,49
2,50
2,51
2,52
2,54
2,55
2,56
2,57
2,57
2,58
2,59
2,60
2,61
2,62
2,62
2,63
2,64
2,65
2,65
2,66
2,67
2,69
2,71
2,72
2,73
2,74
2,75
2,76
2,77
2,77
Следует иметь в виду, что расход воздуха в круглом и прямоугольном воз-
воздуховоде с эквивалентным диаметром при равенстве скоростей не совпадают
При движении воздуха с температурой отличной от 20°С потери дав-
давления необходимо принимать с поправочными коэффициентами К\ на тре-
трение, К2-в местных сопротивлениях (табл 22 44 [19])
Аэродинамический расчет вентиляционной системы состоит из двух
этапов 1) расчет участка основного направления магистрали (наиболее
протяженной и нагруженной ветви воздуховодов), 2) увязка всех остальных
участков системы

128 Глава II
При расчете желательно, чтобы скорости движения воздуха на участ-
участках возрастали по мере приближения к вентилятору.
При невозможности увязки потерь давления по ответвлениям воздухо-
воздуховодов в пределах 10% следует устанавливать диафрагмы. Диафрагма (ме-
(металлическая пластина с отверстием) - местное сопротивление, на котором
гасится избыточное давление. Коэффициент местного сопротивления диа-
диафрагмы определяется по формуле:
Ьш*р = М>неувязки /Рд = (Д/^ - Д/>оив )/Рд , B.48)
где Рд — динамическое давление на участке, на котором устанавливается
диафрагма, Па;
ЬРрас - располагаемые потери давления на ответвление, Па;
ЛЛим - потери давления на увязываемом ответвлении, Па.
По значению 4 и по размерам воздуховода, на котором устанавливает-
устанавливается диафрагма, подбирают размер диафрагмы (табл. 22.48, 22.49 [19]).
Аэродинамический расчет систем вентиляции с естественным
побуждением движения воздуха
За расчетное направление в вытяжных системах с естественным побу-
побуждением принимают такое, удельные потери давления на котором имеют
минимальную величину.
Удельные потери давления, Па/м
Ryd=PeP/Ze, B.49)
где Ргр - гравитационное давление, действующее в вытяжных каналах со-
соответствующих этажей, Па; I - длина участка, м.
В системах с естественным побуждением требуется увязка действую-
действующих гравитационных давлений в каналах соответствующих этажей с поте-
потерями давлений на трение и местные сопротивления по пути движения воз-
воздуха от места входа его в сеть (вытяжные решетки) до выхода в атмосферу
(устье вытяжной шахты), т.е.
Pv>I,(nRe + Z), B.50)
где Ъ{пШ + 7) - потери давления на трение и местные сопротивления на
участках в расчетном направлении.
Гравитационное давление, Па, определяется по формуле
^=^Л(р«-рв)-9,81, B.51)
где h - высота воздушного столба, м, принимается:
а) при наличии в здании только вытяжки - от середины решетки до
устья вытяжной шахты;
б) при наличии в здании механического притока - от середины высоты
помещения до устья вытяжной шахты;
р„ - плотность наружного воздуха кг/м3, для общественных зданий при

pe - плотность воздуха в помещении,
к, — коэффициент запаса на неучтенные потери, к3 = 0,9
ПРИМЕР 2.13. Рассчитать сеть воздуховодов вытяжной системы с ес-
естественным побуждением Схема воздуховодов, нагрузки на участках и их
длина приведены на рис 2 9, разрез здания - на рис 2 10
1 = 0 5 м ^ 1=1 0м
^,= 130 м3/ч^ L = 210 к>/ч
Рис. 2.9. Расчетная схема сети воздуховодов с естественным побуждением
BE 1
11,000
300x300
тт
Шах га
'400x400
150x200
8 000
:тт:
4,000
^000
-2,0
~0,5
А = 3,50
ZZf-0,5
А = 3,50
Рис. 2.10. Участок продольного разреза здания с нанесением каналов
системы ВЕ1
5 - 1987

130 Глава Ц
Определяем величины h{ =9,25 м, Л2=5,25 м (от середины высоты по.
мещения до устья вытяжной шахты, т.к. в здании проектируется приточная
вентиляция с механическим побуждением).
Плотность наружного воздуха при tH = 5°C
р„ = 353/B73 + tH) = 353/B73 + 5) = 1,27 кг/м3.
Плотность внутреннего воздуха р„= 1,2 кг/м\
Гравитационное давление, действующее в вертикальных каналах 1
этажа, Па
/>!р = 0,9-9,25-A,27-1,2)-9,81=5,72Па.
Гравитационное давление, действующее в вертикальных каналах 2 эта.
жа, Па
/>^ = 0,9-5,25A,27-1,2)-9,81 = 3,24Па.
Для того, чтобы выбрать расчетное направление, определяем удельное
располагаемое давление в направлении через канал 1 этажа (/?^) и 2 этажа
(R2}d), наиболее удаленные от вытяжной шахты участки 1 и 8.
Принимаем расчетное направление через канал 2-го этажа, т.к.
R2yd< RVyd (участки 8, 2, 3,4, 5). Направление через участки 6 и 11 не прове-
проверяем, т.к. их суммарная длина меньше.
Пользуясь таблицей 2.22, по значениям действительной скорости и d3,
определяем R. Так как в нашем случае воздуховоды из кирпича (вертикаль-
(вертикальные каналы) и из асбестоцементных коробов (сборный воздуховод на чер-
чердаке), полученную величину R умножаем на поправочный коэффициент л,
учитывающий шероховатость материала. Значение коэффициента п приве-
приведено в таблице 2.23.
Расчет воздуховодов сводим в табл. 2.24.
В целях облегчения монтажа и улучшения герметизации вентиляцион-
вентиляционных систем сборные горизонтальные каналы на чердаке желательно вы-
выполнять без переходов, т.е. одного размера. Эти сечения определяются по
расходам воздуха на участках 4 и 7 и рекомендуемой скорости в горизон-
горизонтальных сборных каналах.
Вначале определим размеры сечения горизонтального воздуховода
(участки Г, 2, 3, 4). Как отмечалось выше, его сечение желательно прини-
принимать постоянным. Пусть сечение будет 300x300, F=0,09 м2, тогда макси-
максимальная скорость (на участке 4) будет
v 300 _nni ../„
что приемлемо.

Таблица 2 24 \
№уч
м3/ч
Л
м
а,
мм
в,
мм
мм
V,
м/с
R,
Па/м
п
Rtn,
Па
Па
и
Па
Rin + Z.
Па
Па
Прим
^Д?«45 = ^=3,24Па
Р150
8
2
3
4
5
60
60
130
210
300
410
1
1
0,5
1
3
140
300
300
300
400
270
300
300
300
400
185
300
300
300
400
1,19
0,44
0,40
0,65
0,93
0,71
0,025
0,01
0,024
0,045
0,021
1,26
1
1
1
1
,24-3,
0
0,03
0,01
0,01
0,05
0.06
SxlOO
0,85
0,12
0,10
0,25
0,51
0,30
=6,7%
2,0
2,7
0,7
0,5
0,5
1,3
1,70
0,31
0,07
0,13
0,26
0,40
1,70
0,35
0,08
0,14
0,30
0,46
1,70
2,05
2,12
2,26
2,56
3,02
Увязка ответвлений
Р150
1
1'
Р150
9
70
70
70
80
80
5
0,5
5
140
300
140
pi I _ pi
грасп ~ г^р
140
300
270
140
300
Р9 =
185
1,39
0,99
0,22
4-1
1,59
0,59
n + ZJ3
0,14
0,004
(Rin + Z
0,14
1,46
1
4,74
K45 =
1,46
4,82
0,0
1,0
0,002
5,72-((
0,0
1,0
61
8 + 0,14-
1,2
0,6
0,028
= -0,8%
)Д4 + 0,3
1,5
0,2
=4,4%
Ю.З +
2,0
2,4
1,0
+ 0,46
2
2,72
2,31
1,42
0,03
) = 4,82 Па
3,02
0,56
Па
2,31
2,44
0,03
3,02
1,59
2,31
4,75
4,78
3,02
4.61

132 Глава Ц
Принимаем сечение участка 7 - 150x200, тогда
. Эквивалентный диаметр по скорости
Местные сопротивления на уч.8. На вытяжке установлены щелевые ре-
шетки типа Р, коэффициент местного сопротивления таких решеток 4=2 -
относится к скорости на входе vo.
Принимаем к установке Р150, тогда vo = 60/@,014-3600) = 1,19 м/с.
Поворот прямоугольного сечения ?= 1,3. Тройник-ответвление
4o = 1.4; 4iv=1; ??<>= 1.3 +1,4 = 2,7.
Участок 2. Скорость в воздуховоде v2 = 130/@,09 ¦ 3600)=0,4 м/с, йл = 300 мм.
Абсолютная шероховатость для асбестоцементных каналов А:э = 0,11мм,
поэтому и = 1. Коэффициент местного сопротивления тройника на проход
Участок 3. Скорость в воздуховоде v3 =210/@,09-3600)=0,65 м/с. Коэффи-
Коэффициент местного сопротивления тройника на проход
h _ 90 Л _ 0,09,. /в _ 0,038 _ ? ... _13
АГ-ЗОО-^'^'ОО^-1'^" 0,09 -°-4'W-0.5.^-1.3.
Участок 4. v4 = 0,93 м/с. При определении коэффициента местного сопро-
сопротивления участок 4 считается проходом, а участок 7 - ответвлением, тогда
Участок 5. Сечение шахты 400x400; vb=410/@,16-3600) = 0,71 м/с. Для
вытяжных шахт с зонтом ? = 1,3 [19].
Участки 1 и Г. При определении располагаемого давления на эти уча-
участки необходимо от Р\р отнять потери давления на участках, находящихся
впереди рассматриваемого ответвления (это уже рассчитанные участки 2,3,
4, 5), тогда
*$и, = 5,72 - @,08 + 0,14 + 0,3 + 0,46) =4,74 Па.
чреш=70/@,014-3600) = 1,39 м/с.

133
Участок 1. Кирпичный канал 140х 140 мм; d3 - 140 мм; vi = 70/@,02-3600) =
=0,99 м/с.
Местные сопротивления: 2 поворота квадратного сечения под Z90° -
$= 1.2; 2?i = 1,2-2 = 2,4 [19].
Участок Г. Размер сечения 300x300 мм, vj = 70/@,09-3600) = 0,22 м/с.
Тройник-проход ?>„р= 1 (см. уч.8).
Участок 9. Кирпичный канал 140x270 мм; d} = 185 мм; v9 = 80/@,038-3600) =
= 0,59 м/с.
Принимаем к установке решетку Р150, тогда vpeul = 80/@,014-3600) =
= 1,59 м/с.
1 поворот \= 1,3, тройник-ответвление ?0= 1.42 (см. уч.2);
Z^9= 1,3+1,42 = 2,72.
Аналогичным образом рассчитываются и остальные участки при этом
PJL = Pi -E(«ln+ZL5 = 3,34-@,3 + 0,46) = 2,48Па.
PJH. = Pi -I(/?ln+ZM =3,24-0,46 = 2,78Па.
Если неувязка составляет более 10%, на входе вертикальных кирпич-
кирпичных каналов в горизонтальный воздуховод можно установить прямоуголь-
прямоугольные диафрагмы.
2.1.8. Подбор вентиляционного оборудования
Установки для организации механической вентиляции помещений по
своему функциональному предназначению подразделяются на приточные,
вытяжные и приточно-вытяжные. Поставляются потребителю в виде
готовых моноблоков или в виде отдельных элементов, собираемых в уста-
установку на площадке монтажа.
Вытяжная установка (ВУ) предназначена для удаления из обслужи-
обслуживаемого помещения воздуха и в общем случае состоит из вентилятора, за-
запорных и регулирующих устройств, фильтра и шумоглушителя, средств
управления и автоматизации. При наличии вероятности образования кон-
конденсата во время эксплуатации на каком-либо элементе установки в состав
ее вводятся устройства для сбора и отвода конденсата.
Приточная установка (ПУ) предназначена для приготовления и по-
подачи в обслуживаемое помещение приточного воздуха и в общем случае
состоит из вентилятора, фильтра, запорных и регулирующих устройств,
шумоглушителя, воздухоподогревателя, средств управления и автоматиза-
автоматизации. В редких случаях в состав ПУ включаются средства для испаритель-
испарительного охлаждения воздуха.

134 Глава Ц
Приточно-вытяжная установка (ПВУ) представляет собой комплекс,
состоящий из приточной и вытяжной установки, которые функционально
связаны утилизатором теплоты уходящего воздуха. Схема такой установки
с пластинчатым перекрестно-точным рекуперативным теплообменником-
утилизатором теплоты уходящего воздуха и с рециркуляцией представлена
на рис 2.11.
для типоразмеров 1-5 (одна на другой)
Рис. 2.11. Схема приточно-вытяжной установки с встречным движением
приточного и удаляемого потоков и с расположением отверстий приема и
выдачи воздуха в линию с осью движения потоков
Приточные, вытяжные и приточно-вытяжные установки по месту рас-
расположения подразделяются на.
-внутренние (располагаются в технических или иных помещениях
внутри здания),
- наружные (располагаются преимущественно на крышах зданий),
- подвесные (располагаются в подпотолочном пространстве)
Движение перемещаемых внутри установок потоков воздуха может
быть вертикальным и горизонтальным. Некоторые производители на рынке
вентиляционного оборудования представляют ПУ с Г-образной горизон-
горизонтальной компоновкой функциональных блоков В ПВУ с горизонтальным
движением потоков вытяжная и приточная часть вентиляционного обору-
оборудования могут представлять единый комплекс с расположением ПУ и ВУ в
одну линию. Приточная и вытяжная установки в ПВУ могут иметь также
ярусное (одна на другой) расположение и располагаться рядом в горизон-
горизонтальной плоскости Во всех вариантах в ПВУ движение приточного и вы-
вытяжного воздуха может быть встречным и параллельным (спутным).
Различные компоновки воздухозаборных блоков ПУ и ВУ позволяют
принимать перемещаемый воздух слева, справа, снизу, сверху, а также по
линии расположения установки С вентиляторного блока воздух тоже мо-
может отводиться по любому из указанных направлений
Производители вентиляционного оборудования могут представить по-
потребителю различные виды защитных покрытий и различную степень теп-
теплоизоляции панелей функциональных блоков

135
Фильтры
Воздушные фильтры представляют собой устройства для очистки при-
приточного, а в ряде случаев и вытяжного воздуха.
Очистку приточного воздуха от пыли в системах механической венти-
вентиляции следует проектировать так, чтобы содержание пыли в подаваемом
воздухе не превышало:
- ПДК в атмосферном воздухе населенных пунктов - при подаче его в
помещения жилых и общественных зданий;
- 30% ПДК в воздухе рабочей зоны - при подаче его в помещения про-
производственных и административно-бытовых зданий;
- допустимых концентраций по техническим условиям на вентиляцион-
вентиляционное оборудование и воздуховоды.
Степень очистки (эффективность) фильтра, %, определяется отноше-
отношением количества уловленной пыли к количеству поступающей
B.52)
где GH - количество пыли до фильтра, г/ч;
GK - количество пыли после фильтра, г/ч.
Степень очистки воздуха определяется технологическими или сани-
санитарно-гигиеническими требованиями и устанавливается соответствующими
нормативными документами.
Конструкция фильтра определяется характеристиками улавливаемой
пыли и условиями эксплуатации. Для определения эксплуатационных харак-
характеристик фильтров проектными и эксплуатирующими организациями наряду
с еще действующими требованиями и нормами РФ, РБ используются нормы
европейского сообщества, например, EUROVENT 4/5 (Европейский комитет
изготовителей вентиляционного и пневматического оборудования) и др.
Основные характеристики воздушных фильтров приведены в табл. 2.25.
Таблица 2.25
Технические характеристики фильтров
Удельная воздушная нагрузка на фронталь-
фронтальное сечение, м3/(м2- ч).
Площадь фильтрующей поверхности, от-
отнесенная к 1 м2 фронтального сечения, м2/м2.
Максимальная эксплуатационная темпера-
температура воздуха, °С.
Начальная запыленность воздуха, мг/м3.
Начальное сопротивление фильтра, Па
Грубой и тонкой
очистки
3200-12000
0,85-55
60-250
1-10
10-170
Особо тонкой
очистки
3200-6800
50-110
60-250
менее 1
150-500

136 ГлаваЦ
Классификация фильтров по наиболее употребляемым стандартам
приведена в таблице 2 26 Перечисленные в таблице стандарты имеют до.
вольно близкие параметры, характеризующие различные классы фильтров
Таблица 2 26
Классификация фильтров
Применение
Фильтр, применяемый при вы-
высокой концентрации пыли с тру-
трубой очисткой от нее Кондицио-
Кондиционирование воздуха и вентиляция с
невысокими требованиями к чис-
чистоте воздуха в помещении
Улавливание тонкой пыли в
вентиляционном оборудовании,
применяемом в помещении с
высокими требованиями к чисто-
чистоте воздуха
Фильтр для очень тонкой очи-
очистки Вторая ступень очистки в
помещениях со средними требо-
требованиями по чистоте воздуха
Очистка воздуха для коммута-
коммутационных аппаратов, больничных
палат, административных зданий,
гостиниц, лабораторий, при про-
производстве продуктов питания, в
фармацевтической промышлен-
промышленности и т д
Очистка воздуха от сверхтонкой
пыли Фильтры для «чистых ком-
комнат», для комнат с прецезионной
техникой, в хирургических бло-
блоках, в фармацевтической про-
промышленности, в реанимационных
палатах итд
Класс очистки
Грубая
очистка,
(частицы
d>lO
мкм)
Тонкая
очистка,
(частицы
d>l
мкм)
Особо
тонкая
очистка,
(d>0,l
мкм)
DIN
24 185
DIN
24184
EU1
EU2
EU3
EU4
EU5
EU6
EU7
EU8
EU9
-
-
_
EN
779
Gl
G2
G3
G4
F5
F6
F7
F8
F9
_
-
-
EURO
VENT
4/5
EU1
EU2
EU3
EU4
EU5
EU6
EU7
EU8
EU9
-
_
_
EN
1882
_
-
-
_
-
-
-
EU10
EU11
EU12
EU13
EU14
Сте-
Степень
очи-
очистки,
%
65
80
90
60
80
90
95
97
99
99,99
99,999
В данном учебном пособии приводится методика подбора секции филь-
фильтрации (фильтра) для приточной установки, в которой использованы наибо-
наиболее доступные для студентов материалы, приведенные в справочной литера-
литературе [19] В каждом конкретном факте подбора фильтра для очистки воздуха

137
рекомендуется предварительно изучить требования нормативных докумен-
документов, имеющийся опыт эксплуатации установок подобного класса, получить
технические условия выбранного очистного устройства от производителя. В
последнее время, ввиду того, что некоторые параметры фильтров представ-
представляют собой коммерческую тайну, выбор очистного устройства становиться
невозможным без участия инженерных служб производителя оборудования.
В обязательном порядке следует учитывать, что в большинстве случа-
случаев фильтру тонкой очистки воздуха предшествует фильтр грубой очистки
A-я ступень), а в случае особо тонкой очистки воздуха предусматривается
установка с трехступенчатой фильтрацией: фильтром грубой очистки A-я
ступень), фильтром тонкой очистки B-я ступень) и собственно самим
фильтром особо тонкой очистки C-я ступень).
Фильтры грубой очистки применяются при невысоких требованиях к
чистоте воздуха, предназначены для уменьшения запыленности воздуха,
подаваемого в вентилируемые помещения с обычными требованиями, за-
зашиты теплообменников, калориферов, оросительных камер, приборов ав-
автоматики от загрязнения.
Фильтры тонкой очистки применяются для тех же целей, что и фильт-
фильтры грубой очистки, но удовлетворяют более жестким требованиям к чисто-
чистоте воздуха. Их устанавливают в качестве второй ступени после более пыле-
ёмких фильтров грубой очистки.
Фильтры особо тонкой очистки предназначены для поддержания в по-
помещениях заданной в соответствии с технологическими требованиями чис-
чистоты воздуха и для помещений с высокими требованиями к чистоте возду-
воздуха (фармацевтическая, электронная, оптическая промышленность, меди-
медицинские операционные, реанимационные помещения и т.п.). Фильтры
особо тонкой очистки устанавливаются после предварительной обработки
воздуха в качестве второй или третьей ступени очистки.
Практически все фильтры крепятся на специальной раме. В качестве
фильтровального материала служат:
- в фильтрах грубой очистки - металлизированные сетки, ткани из син-
синтетических волокон;
- в фильтрах тонкой очистки - стеклоткань, иногда со специальной про-
пропиткой, активированный уголь (фильтры с активированным углем и
специальной пропиткой применяются для поглощения газов и паров
токсичных веществ, которые не улавливаются другими фильтрами);
-в фильтрах особо тонкой очистки - клееное стекловолокно, клееная
бумага из субмикронных волокон, различные нетканые материалы.
Замена фильтра или его регенерация осуществляется при превышении
допустимой величины его аэродинамического сопротивления.
ПРИМЕР 2.14. Подобрать фильтр для очистки приточного воздуха,
подаваемого в здание проектного института, в количестве ?=6800м3/ч.
Режим работы односменный т=8час. Здание расположено в индустриаль-
индустриальном районе крупного города.

138
Глава II
Начальную запыленность воздуха для зданий, расположенных в инду-
индустриальных районах крупных городов, можно принимать Си=1мг/м3=:
= 0,001 г/м3, для жилых районов крупных городов - 0,0005 г/м3. Для проек-
проектируемого объекта можно применить фильтры грубой очистки, например:
ячейковые фильтры ФяРБ. Номинальная пропускная способность одной
ячейки фильтра ФяРБ LH= 1540 м3/ч, эффективность очистки ? = 0,82
(табл. 2.27).
Технические данные фильтров Фя
(размер ячейки 500x500 мм, площадь 0,22 м2) [6]
Таблица 2.27
Показатель
Фильтрующий
материал
Номинальная
пропускная спо-
способность, м3/ч
Начальное со-
сопротивление, Па
Пыле ем кость
г/м2 (при увели-
увеличении сопротив-
сопротивления на 100 Па)
Эффективность
очистки, %
Глубина фильтра,
мм
ФяВБ
Перфориро-
Перфорированная сетка
винипласта
1540
60
2400
82
32
ФяПБ
Пенопо-
Пенополиуретан
1540
60
400
80
32
ФяУБ
Материал
ФСВУ
1540
40
550
80
32
ФяРБ
Стальная
сетка
1540
50
2300
82
50
ФяУК
Материал
ФСВУ
1540
40
550
80
50
Примечание. Технические данные приняты при УФ = 7000 м3/(м2ч) и действи-
действительны при отклонении УФ на ±10%.
1. Требуемое количество ячеек фильтра n = ULn = 6800/1540 = 4.
2. Общая площадь фильтра F^ = 0,22x4 = 0,88 м2.
3. Действительная удельная воздушная нагрузка фильтра
УФ = ЫРФ = 6800/0,88 = 7700 м3/(м2- ч).
4. Начальное сопротивление фильтра (по рис. 2.12) ДР„ = 43 Па. Пыле-
емкость фильтра при увеличении его сопротивления до 143 Па, т.е. на
р=143 - 43 = 100 Па, составит ПФ « 2300 г/м2 (рис.2.13).Увеличение со-
сопротивления фильтра можно принимать на 100 - 120 Па.
5. Количество пыли, оседающей на фильтрах за сутки (8 часов работы)
Gc = Си • L Е-т = 0,001 • 6800¦ 0,82 ¦ 8 = 44,6 г/сутки
6. Продолжительность работы фильтра без регенерации
т=ПФ-F^/G, = 2300-0,88/44,6 = 45 суток.

139
200
150
100
80
60
40
30
20
ДР,Па
4
i/
2
у
2
4
1
2,5
6 7 8 9 10 12 103
УФ, м3/(ч m2)
Рис. 2.12. Аэродинамическая характеристика фильтров
1 - фильтры ФЯРБ, 2 - фильтры ФЯВБ, 3 - фильтры ФЯУБ, ФЯУК,
4 - фильтры ФЯПБ
%
ЛР.Па
-,200
' 180
}
/
"»'
/
*
у
4j
1/
/
у
16 18 2 25 3 4 5
18 20 25 30 102
ПФ, Г/М2
Рис. 2.13. Пылевая характеристика фильтров
1 - фильтры ФяРБ, 2 - фильтры ФяВБ, 3 - фильтры ФяУБ, ФяУК,
4 - фильтры ФяПБ
Примечание Пылевая характеристика принята для УФ=7000 м3/(м2 ч) + 10%

140
Глава П
Калориферы
Нагревание воздуха в приточных камерах вентиляционных систем
производится в теплообменных аппаратах, называемых калориферами. В
качестве греющей среды может использоваться горячая вода, пар, электро-
электроэнергия. Совершенствование калориферов идет по пути увеличения по-
поверхности теплообмена за счет различной формы поперечного сечения
трубок, применения оребрения и увеличения коэффициента теплопередачи.
Широко применятся калориферы биметаллические со спирально-
накатным оребрением: КСкЗ и КСк4, КПЗ-СК и КП4-СК. Теплообменным
элементом является трубка, изготовленная из двух трубок, насаженных
одна на другую. Внутренняя трубка - стальная, наружная - алюминиевая с
накатным на ней оребрением.
В качестве теплоносителя в калориферах КСкЗ и КСк4 используется
перегретая вода с рабочим избыточным давлением до 1,2 МПа и темпера-
температурой до 180°С. Эти калориферы многоходовые, устанавливаются горизон-
горизонтально. Средняя модель (КСкЗ) имеет три ряда трубок по ходу воздуха,
большая модель (КСк4) - четыре ряда.
Теплоноситель в калориферах КПЗ-СК и КП4-СК - пар с избыточ-
избыточным давлением до 1,2 МПа. Калориферы КПЗ-СК и КП4-СК - одноходо-
вые и устанавливаются с вертикальным расположением теплопередаю-
щих трубок и патрубков, патрубок для подвода пара - сверху, для отвода
конденсата - снизу. Технические характеристики калориферов приведе-
приведены в табл. 2.28
Ширина одного калорифера КСкЗ и КСк4 (глубина по ходу воздуха) -
180 мм.
Таблица 2.28
Обозначение
КСк 3-5
КСк 3-6
КСк 3-7
КСк 3-8
КСк 3-9
КСк 3-10
КСк 3-11
КСк 3-12
КСк 4-5
КСк 4-6
КСк 4-7
КСк 4-8
КСк 4-9
КСк 4-10
КСк 4-11
КСк 4-12
F м2
10.20
13,26
16,34
19,42
22,50
28,66
83,12
125,27
13,40
17,42
21,47
25,52
29,57
37,66
110,05
166,25
/ м2
да
0,21
0,27
0,33
0,39
0,46
0,58
1,66
2,49
0,21
0,27
0,33
0,39
0,46
0,58
1,66
2,49
/ м2
тр,
0,0008
0,000846
0,000846
0,000846
0,000846
0,000846
0,00258
0,0030
0,0010
0,00111
0,00111
0,00111
0,00111
0,00111
0,00341
0,00515
А
11,20
12,12
12,97
13,83
14,68
16,39
34,25
64,29
12,00
13,01
13,87
14,72
15,58
17,29
37,15
71,19
Размер калорифера
длинахвысоту, м
0,42x0,5
0,53x0,5
0,65x0,5
0,78x0,5
0,9x0,5
1,15x0,5
1,7x1,0
1,7x1,5
0,42x0,5
0,53x0,5
0,65x0,5
0,78x0,5
0,9x0,5
1,15x0,5
1,7x1,0
1,7x1,5

141 .
Установка калориферов по отношению к проходящему через них воз-
воздуху может быть параллельной и последовательной При последовательной
схеме увеличивается скорость воздуха, что приводит к повышенной тепло-
теплоотдаче калориферов, но при этом возрастает сопротивление калориферной
установки
Присоединение трубопроводов к многоходовым калориферам осуще-
осуществляется по двум схемам - параллельной и последовательной Оптималь-
Оптимальная скорость движения воды в трубках 0,2-0, 5 м/с Увеличение скорости
свыше 0,5 м/с не проводит к значительному увеличению теплоотдачи, а
гидравлическое сопротивление калориферов значительно возрастает При-
Принимать скорость движения воды ниже 0,12 м/с не рекомендуется для пре-
предотвращения замораживания калориферов
При теплоносителе пар применяется только параллельная схема обвяз-
обвязки калориферов трубопроводами
В результате расчета калориферов определяется их тип, номер, коли-
количество, схемы соединения по воздуху и теплоносителю, аэродинамическое
и гидравлическое сопротивление
1 Расход теплоты для нагревания воздуха Q, Вт
Q = 0,28LpKc(tk-tH), B 53)
где L - расход нагреваемого воздуха, м3/ч,
рк - плотность воздуха, кг/м3, при температуре tK °С,
с - удельная теплоемкость воздуха - 1,005 кДж/(кг °С),
t,, - температура воздуха до калорифера, °С,
tK - температура воздуха после калорифера, °С
2 Задаемся массовой скоростью vp' кг/(м2 с)
для калориферов КСк оптимальные значения vp=4-6 кг/(м2 с), допустимые
-ур = 3-8кг/(м2с)
3 Определяем фронтальное сечение fe\ м2, для прохода воздуха
/;=Lp/C600 vp') B 54)
4 По справочным данным (табл 2 28), исходя из полученного значе-
значения //, подбираем тип, номер и число устанавливаемых параллельно по
воздуху калориферов, Х/,00 которых приблизительно равно // Выписыва-
Выписываем табличные данные поверхность нагрева одного калорифера Fj0, м2,
живое сечение для прохода воды fmp, м2
5 Находим действительную массовую скорость, кг/(м2 с)
vp = Lp/C600 ЕЛ"™) B 55)
6 Находим массовый расход воды GXi кг/ч,
п ~ ~ г-7- B 56)
где с*. - удельная теплоемкость воды, с*.=4,19 кДж/(кг °С)

142 ГлаваЦ
7. Находим скорость воды в трубках калориферов, м/с:
v^ = Сж/(/тр • 1000 ¦ 3600). B.57)
По массовой скорости vp и скорости воды vmp (при паре только по
массовой скорости) находим коэффициент теплопередачи к> Вт/(м2-°С)
(табл. 2.29-2.30).
8. Находим требуемую площадь поверхности нагрева калориферов Fmp, м2.
Fmp=—l^e t B.58)
где Q - расход теплоты для нагревания воздуха, Вт;
t™p - средняя температура теплоносителя, °С;
tip - средняя температура нагреваемого воздуха, °С;
к - коэффициент теплопередачи калорифера, Вт/(м2оС).
Для воды t?p = (tsop + trfp)!!, где г„р - температура горячей (подающей)
воды, °С; to6p - температура обратной воды, °С.
Для пара t^p равна температуре насыщения при соответствующем
давлении.
9. Определяем общее число устанавливаемых калориферов, шт.:
B.59)
Округляя число калориферов до ближайшего целого п, находим дейст-
действительную площадь поверхности нагрева, Fa, м2, калориферной установки:
Fd = Fr6-n. B.60)
10. Определяем запас поверхности нагрева калориферной установки, %
B.61)
Запас поверхности нагрева должен быть не более 10%. При избыточ-
избыточном тепловом потоке более 10% следует применить другую модель или
номер калорифера и произвести повторный расчет.
11. Определяем аэродинамическое сопротивление калорифера по мас-
массовой скорости воздуха из табл. 2.29, 2.30. В зависимости от схемы уста-
установки калориферов по воздуху, определяем их общее аэродинамическое
сопротивление АРК, Па.
12. Гидродинамическое сопротивление калорифера проходу воды
АРтр, кПа,
A^Wp=^2/J, B.62)
где А - коэффициент, принимаемый по табл. 2.28.
Гидравлическое сопротивление установки определяем умножением
сопротивления одного калорифера на число калориферов, подключенных
последовательно по воде.

Таблица 2 29
Данные для подбора воздухонагревателей КСкЗ
кг
м2с
Коэффициент теплопередачи к, Вт/(м2 °С) при скорости движения теплоносителя по трубам vmpt м/с
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1 1 1,2
Аэродинамичес-
Аэродинамическое сопротивле-
сопротивление АРЮ Па
Воздухонагреватели КСкЗ
1.5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
5,5
6
6,5
7
24,2
28,8
31.9
34,6
36,1
39,5
41,6
43,7
45,6
47,4
49,1
51,8
26,69
30,27
33,36
36.13
38,65
40,98
43,12
45,16
47,08
48,91
50,66
52,32
28,58
32,41
35,72
38,68
41,39
43,88
46,18
48,35
50,41
52,38
54,24
56,03
29,98
34
37,46
40,58
43,42
46,03
48,44
50,72
52,88
54,94
56,9
58,77
31,14
35,31
38,91
42,14
45,09
47,8
50,3
52.68
54,92
57,06
59,09
61,03
32,11
36,42
40,13
43,47
46,51
49,3
51,89
54,33
56,65
58,85
60,95
62,95
32,96
37,37
41,18
44,6
47,72
50,59
53,24
55,75
58,13
60,39
62,54
64,6
33,69
38,2
42,1
45,6
48,79
51,72
54,43
57
59,42
61,74
63,93
66,04
34,35
38.96
42,93
46,5
49,75
52,74
55,5
58,12
60,6
62,95
65,2
67,34
34,98
39,67
43.72
47,35
50,66
53,71
56,52
59,19
61,71
64,11
66,39
68,58
36,07
40,9
45,07
48,82
52,23
55,37
58,27
61,02
63,62
66,1
68,45
70,7
12,73
21,56
32,43
45,3
60,08
76,73
95,2
115,47
137,5
161,26
186,73
213,89

Данные для подбора воздухонагревателей КСк4
Таблица 2 30
vp.
кг
м2с
Коэффициент теплопередачи к, Вт/(м2 °С) при скорости движения теплоносителя по трубам vmp, м/с
0,1
0,2
0,3
0.4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1
1,2
Аэродинамичес-
Аэродинамическое сопротивле-
сопротивление ЛРИ Па
Воздухонагреватели КСк4
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
5,5
6
6,5
7
22,3
26
29,3
32,3
35
37,6
39,9
42,1
44,2
46,2
48,2
51
24,11
27,79
31,05
33,98
36,68
39,21
41,57
43,8
45,91
47,94
49,87
51,74
25,73
29,66
33,13
36,27
39,15
41,84
44,37
46,74
49
51,16
53,22
55.22
26,94
31,06
34,7
37,98
41
43,82
46,65
48,96
51,31
53,58
55,74
57,88
27,91
32,18
35,94
39,35
42,47
45,39
48,13
50,71
53,15
55,5
57,74
59,91
28,72
33,11
36,99
40,49
43,71
46,71
49,53
52,18
54,7
57.12
59,42
61,65
29,44
33,94
37,91
41,5
44,8
47,88
50,77
53,49
56,06
58,54
60,9
63,19
30.09
34,7
38,76
42,42
45,79
48,94
51,9
54,68
57,31
59,84
62,26
64,59
30,66
35,34
39,48
43,21
46,65
49,86
52,87
55,7
58,88
60,96
63,42
65,8
31,19
35,96
40,16
43,96
47,46
50.72
53,78
56,66
59,39
62,02
64,52
66,94
32,12
37,03
41,37
45,28
48,88
52,24
55,39
58,36
61,17
63,88
66,45
68,95
17,68
28,88
42,24
57,65
74,97
94,15
115,08
137,73
162,03
187,94
215,42
244,45

145
ПРИМЕР 2.15. Подобрать калорифер для нагревания L- 6800 м3/ч
воздуха. Теплоноситель - перегретая вода с параметрами ?«р=150°С;
fo6p = 7O°C. Проектируемое здание расположено в г. Минске.
Расчётная температура наружного воздуха в холодный период для г.
Минска (параметр Б) ги=-24°С (пример 2.1).
На основании расчета воздухообмена (пример 2.9) и воздухораспреде-
дения (пример 2.12) определена температура приточного воздуха г„р= 13°С.
Учитывая нагрев воздуха в вентиляторе (формула 2.25) на 1°С, воздух в ка-
калориферах необходимо подогревать до температуры гк=^ -1 = 13 - 1 = 12°С.
1. Расход теплоты, необходимой для нагревания приточного воздуха:
? = 0,28-6800-1,005-1,238-A2+24) = 85280Вт.
Плотность воздуха при tk= 12°С; р = 353/B73+12) = 1,238 кг/м3.
2. Задаемся массовой скоростью vp=7 кг/(м2-с) и находим площадь
фронтального сечения калориферной установки для прохода воздуха:
// = 6800 ¦ 1,2/C600 ¦ 7) = 0,32 м2.
3. Принимаем к установке КСк 3-7 (табл. 2.28):
/втабл = 0,33 м2; fmp = 0,000846 м2; FHma6jl = 16,34 м2.
4. Находим действительную массовую скорость.
vp = 6800-l,2/C6000,33) =6,9 кг/(м2с).
Находим расход воды в калориферной установке:
Г Q 8528° -909 кг/т
* 0,28-^^-^) 0,28-4,19A50-70)
909
V = =°'3 М/°'
"* 0,000846-3600-1000
По найденным значениям vp и vmp по табл. 2.29 находим коэффици-
коэффициент теплопередачи калорифера:
КСкЗ-7 ур = 6,9кг/(м2с); у^=0,3 м/с; Jt=55 Вт/(м2-°С).
5. Определяем требуемую поверхность нагрева:
*гор+_иР _ 150+70.
2
55.A10+6)
6. Определяем общее число устанавливаемых калориферов
n' = Fmp/FHma6= 14,7/16,34 = 0,89;

146 Глава Д
F3= 16,34-1 = 16,34 м2.
7. Запас поверхности нагрева калорифера
ф^'6'3^14-7 -100 = 11%.
Аэродинамическое сопротивление калорифера определяем из табл. 2.29
при vp = 6,9 кг/(м2-с)
Д/\=208Па.
Гидравлическое сопротивление калорифера КСкЗ-7 определяем при
vM, = 0,3 м/с; А = 12,97 (табл. 2.28)
A/%,= 12,97-0,32=l,l7Kna.
Теплообменники-утилизаторы
При проектировании систем вентиляции помещений целесообразно
рассматривать вопрос использования вторичных тепловых ресурсов для
подогрева воздуха в приточных установках. В этом случае в качестве вто-
вторичных источников теплоты рассматриваются:
-теплота воздуха, удаляемого системами общеобменной вентиляции,
кондиционирования воздуха и местных отсосов;
- теплота потоков жидкостей и газов от технологических установок.
Во всех случаях необходимо оценивать экономическую целесообраз-
целесообразность применения вторичных энергоресурсов для подогрева приточного
воздуха (см. подраздел «Кондиционирование воздуха...») и возможность
их технической реализации. Возможность утилизации теплоты нагретых
газов и жидкостей может ограничиваться находящимися в их сосгаве аг-
агрессивными и взрывопожароопасными примесями, а также по санитарно-
гигиеническим показателям.
Применяемые в вентиляции и кондиционировании воздуха утилизато-
утилизаторы теплоты удаляемого воздуха подразделяются на четыре типа:
- перекрестноточные и противоточные рекуперативные теплообменники
пластинчатого типа;
- регенеративные теплообменники с вращающейся насадкой;
- теплообменники-утилизаторы с промежуточным теплоносителем;
- теплообменники-утилизаторы на тепловых трубках.
Эффективность работы теплообменников утилизаторов оценивается в
практике проектирования температурным коэффициентом эффективности
?. Для холодного периода
fел вн ~~ ?вх nap
где tex m - температура на входе в утилизатор внутреннего или иного по-
поступающего на утилизацию теплоты воздуха или газа;
иЫх т - температура на выходе из утилизатора этого же потока;
tex нар- температура наружного воздуха на входе в утилизатор.

147
Представленный на схеме (рис. 2.14) пластинчатый перекрестноточ-
Ньш рекуперативный теплообменник утилизатор, оборудован поддоном для
сбора конденсата и сепаратором для улавливания капель конденсата на
выходе наружного и удаляемого воздуха. На входе приточного воздуха
предусмотрена установка клапана, регулирующего расход наружного воз-
воздуха. Необходимость установки поддона и сепаратора в каждом конкрет-
конкретном случае определяется путем построения процессов утилизации теплоты,
а в теплый период года - холода, в I-d диаграмме.
©
J
©
©
1
1
Рис. 2.14. Схема теплообменников-утилизаторов
пластинчатого перекрестноточного рекуперативного, с вращающейся
насадкой и с промежуточным теплоносителем
1 - вращающаяся насадка, 2 — щит управления, 3 — привод ротора, 4 - поддон для
сбора конденсата, а - теплообменник-утилизатор с промежуточным теплоносителем

148 ГлаваЦ
В теплообменниках-утилизаторах с вращающейся насадкой возможен
обмен между удаляемым и приточным воздухом, однако он имеет самую
высокую эффективность, е > 0,83, изменение которой возможно путем из-
изменения скорости вращения ротора.
Утилизаторы с промежуточным теплоносителем позволяют полно-
полностью исключить обмен между приточным и удаляемым воздухом. Они
состоят из двух теплообменников газ-жидкость, соединяющей их трубо-
трубопроводной системы и насоса. Применяются при раздельном размещении
ПУ и ВУ или при утилизации теплоты технологических газов. Имеют
самое низкое значение коэффициента эффективности, е <0,55. Теплооб-
Теплообменники-утилизаторы на тепловых трубках применяются в установках
фирмы «Альтернатива», г. Брест.
Более подробные сведения об утилизации теплоты уходящих газов
приведены в подразделе «Кондиционирование воздуха...» и в специальной
литературе.
Вентиляторы
Приточные и вытяжные системы с механическим побуждением в основ-
основном оборудуются радиальными вентиляторами общего назначения. Выбор
вентилятора необходимо производить по каталогам заводов-изготовителей,
при выполнении курсового проекта можно пользоваться справочной лите-
литературой [19].
Вентиляторы подбираются по сводному графику и аэродинамическим
характеристикам при известных величинах производительности и полного
давления. Величина полного давления, Рв, Па,
Pe = lt\(APcemu+ АРыьр), B.63)
где АРсети - потери давления в сети воздуховодов, Па;
АРобор - потери давления в вентиляционном оборудовании (фильтре,
калорифере, теплоутилизаторе и др.).
Производительность вентилятора определяется по количеству пода-
подаваемого или удаляемого вентиляционной системой воздуха с учетом потерь
и подсосов через неплотности в воздуховодах и элементах системы. Эта
поправка оценивается в 10% при длине воздуховодов до 50 м и в 15% при
длине более 50 м.
Производительность вентилятора Le= l,l-l,15Lcemu, м3/ч.
При подборе вентиляторов необходимо стремиться к тому, чтобы их
КПД имел максимальное значение и находился в пределах Г| > 0,911^. В
таком случае вентилятор будет работать в экономичном режиме.
При подключении вентилятора к сети воздуховодов желательно, чтобы
ближайшее местное сопротивление на всасывании было на расстоянии не
менее 5d0, а на нагнетании не менее ЗДг, где do - диаметр всасывающего
отверстия вентилятора, а Д, - гидравлический диаметр. При этом Дг=4Р/П,
где F и П площадь и периметр выходного отверстия вентилятора. Если ус-
условия о местных сопротивлениях не выполняются, то необходимо произве-

149
сти расчет дополнительных потерь давления вблизи вентилятора и учесть
это при подборе [19].
Вентиляторы выбирают в следующем порядке: по значениям произво-
производительности Le и полного давления Р„ на сводном графике, находят точку
пересечения координат L-P. Если точка не попадает на «рабочую» харак-
характеристику, то ее относят на ближайшую (вверх или вниз) и пересчитывают
вентиляционную систему на новое давление. Далее уже по индивидуаль-
индивидуальным аэродинамическим характеристикам, по принятым Ьв и Рв, находим
частоту вращения рабочего колеса вентилятора, КПД, потребляемую мощ-
мощность. При подборе необходимо отдавать предпочтение тому вентилятору,
у которого наиболее высокий КПД, относительно небольшая окружная
скорость, а число оборотов колеса позволяет соединить с электродвигате-
электродвигателем на одном валу. Требуемую мощность на валу электродвигателя, кВт,
определяют по формуле:
У!B 64}
jj У!л
3600 1021-л. Л/
где Le - расход воздуха, принимаемый для подбора вентилятора, м3/ч;
Рв - расчетное сопротивление сети, Па;
Т]в - коэффициент полезного действия вентилятора в рабочей точке;
Т]„ - коэффициент полезного действия передачи, Т]„= 1 - для непосред-
непосредственной насадки колеса вентилятора на вал электродвигателя;
Т]и=0,98 - для соединения вала вентилятора и электродвигателя с по-
помощью муфты;
Г],, = 0,95 - для ременного привода с клиновыми ремнями.
Установочную мощность электродвигателя Л^, кВт, находят по формуле:
Ny=K3N, B.65)
где К3 - коэффициент запаса мощности.
Коэффициент запаса мощности:
Я> 1,5 при Ny <0,5 кВт; #,= 1,3 при #,=0,51-1 кВт;
Я> 1,2 при Ny= 1-2 кВт; К3= 1,15 при Ny=2-5 кВт;
#.,= 1,1 при Л/, > 5 кВт.
ПРИМЕР 2.16. Подобрать вентилятор и электродвигатель для приточ-
приточной системы. Расход воздуха в сети ?сеи„,=6800м3/ч. Потери давления в
сети, определенные на основании аэродинамического расчета воздухово-
воздуховодов, АР сети = 230 Па; потери давления в фильтрах ДРчЬ=143Па (пример
2.14); потери давления в калорифере АР* = 208 Па (пример 2.15).
Производительность вентилятора
La= U\Lcemu= 1,1-6800 = 7480 м3/ч.
Развиваемое полное давление вентилятора
Рв= 1,ЦАРсет„+ АРФ+ АРК) = 1,1B30 + 143 + 208) = 640 Па.

150 Глава Ц
Согласно каталогу ОАО «МОВЕН» принимаем вентилятор общего на-
назначения низкого давления ВР 86-77-6,3 с диаметром рабочего колеса
D-1,05-Д,ом; КПД Г)в=0,8 при максимальном КПД Т)л,в|:с=0,815; частотой
вращения рабочего колеса и = 935 об/мин, установленном на одном валу с
электродвигателем мощностью N=2,2 кВт.
Проверяем требуемую мощность на валу электродвигателя:
»- ЪР* _ 7480-640 , в
3600-1020- Г)вГ)„ 360010200,81 '
С учетом запаса К3= 1,15
Л/у=Л",-^ = 1,21,63 = 1,96 кВт.
Требуемая мощность электродвигателя с учетом запаса меньше мощ-
мощности принятого электродвигателя.
2.1.9. Глушители шума
Источниками шума в вентиляционных системах являются работающий
вентилятор, электродвигатель, воздухораспределители, воздухозаборные
устройства.
По природе возникновения различают аэродинамический и механиче-
механический шум. Аэродинамический шум вызывается пульсациями давления при
вращении колеса вентилятора с лопатками, а также за счет интенсивной
турбулизации потока. Механический шум возникает в результате вибрации
стенок кожуха вентилятора, в подшипниках, в передаче.
Для вентилятора характерно существование трех независимых путей
распространения шума: по воздуховодам на всасывании, по воздуховодам
на нагнетании, через стенки кожуха в окружающее пространство. В при-
приточных системах наиболее опасным является распространение шума в
сторону нагнетания, в вытяжных - в сторону всасывания. Уровни звуко-
звукового давления по этим направлениям, измеренные в соответствии со
стандартами, указываются в паспортных данных и каталогах вентиляци-
вентиляционного оборудования.
Для уменьшения шума и вибрации проводится ряд предупредительных
мер: тщательная балансировка рабочего колеса вентилятора; применение
вентиляторов с меньшим числом оборотов (с лопатками, загнутыми назад и
максимальным КПД); крепление вентиляторных агрегатов на виброоснова-
виброоснованиях; присоединение вентиляторов к воздуховодам с помощью гибких
вставок; обеспечение допустимых скоростей движения воздуха в воздухо-
воздуховодах, воздухораспределительных и воздухоприемных устройствах.
Если перечисленных мероприятий недостаточно, для снижения шума в
вентилируемых помещениях применяют специальные шумоглушители.
Шумоглушители бывают трубчатые, пластинчатые и камерного типа.
Трубчатые глушители выполняются в виде прямого участка металли-
металлического воздуховода круглого или прямоугольного сечения, облицованного

151
изнутри звукопоглощающим материалом, применяются при площади сече-
цця воздуховодов до 0,25 м2.
При больших сечениях применяются пластинчатые глушители, основ-
основным элементом которых является звукопоглощающая пластина - металли-
металлическая перфорированная по бокам коробка, заполненная звукопоглощаю-
звукопоглощающим материалом. Пластины устанавливаются в прямоугольном кожухе.
Шумоглушители обычно устанавливаются в приточных механических
системах вентиляции общественных зданий со стороны нагнетания, в вы-
вытяжных системах - со стороны всасывания. Необходимость установки шу-
шумоглушителей определяется на основании акустического расчета вентиля-
вентиляционной системы. Методика расчета изложена в справочнике [18].
Смысл акустического расчета:
1) устанавливается допустимый уровень звукового давления для дан-
данного помещения;
2) определяется уровень звуковой мощности вентилятора;
3) определяется снижение уровня звукового давления в вентиляцион-
вентиляционной сети (на прямых участках воздуховодов, в тройниках и т.п.);
4) определяется уровень звукового давления в расчетной точке поме-
помещения, ближе всего расположенного к вентилятору со стороны нагнетания
для приточной системы и со стороны всасывания - для вытяжной системы;
5) сравнивается уровень звукового давления в расчетной точке поме-
помещения с допустимым уровнем;
6) в случае превышения подбирается шумоглушитель необходимой
конструкции и длины, определяется аэродинамическое сопротивление глу-
глушителя.
СНиП устанавливает допустимые уровни звукового давления, дБ, для
различных помещений по среднегеометрическим частотам: 63, 125, 250,
500, 1000, 2000, 4000, 8000 Гц. Наиболее интенсивно шум вентилятора про-
проявляется в низких октавных полосах (до 300 Гц), поэтому в курсовом про-
проекте акустический расчет производится в октавных полосах 125,250 Гц.
ПРИМЕР 2.17. Произвести акустический расчет приточной системы
вентиляции общественного здания и подобрать шумоглушитель. Ближай-
Ближайшее помещение со стороны нагнетания вентилятора - помещение конст-
конструкторского бюро размером 5x12x3,5 (Л) м, объемом 210 м3, воздух посту-
поступает через три жалюзийные решетки типа РВ размером 250x250 мм. Ско-
Скорость выхода воздуха не превышает 3 м/с. Приточные решетки
установлены на расстоянии 0,5 м от потолка вдоль длинной стороны поме-
помещения. Расстояние между решетками I - 3 м. Воздух из решетки выходит
параллельно потолку (угол 0 = 0°) (рис. 2.15). В приточной камере установ-
установлен (см. пример 2.16) радиальный вентилятор ВР 86-77-6,3 с параметрами:
производительность ?=7480мэ/ч, развиваемое давление /* = 640Па, часто-
частота вращения п = 935 об/мин. Отклонение режима работы вентилятора от
режима максимального КПД - 1,5%. Размер выходного парубка вентилято-

152
Глава П
pa 441x441 мм Диаметр колеса вентилятора колеса D=l,05 DHOM Схема
расчетной ветви воздуховодов представлена на рис 2 15
rf=400
РВ 250x250
Рис. 2.15. Схема расчетной ветви воздуховодов (к примеру 2.17)
В примере расчет ведется для полосы 125 Гц
1) Устанавливаем допустимый уровень звукового давления для данного
помещения по табл 2 31 Для помещения конструкторского бюро Ldon=56 дБ
2) Определяем октавный уровень звуковой мощности аэродинамиче-
аэродинамического шума вентилятора, излучаемого в вентиляционную сеть со стороны
нагнетания, дБ, по каталогу завода-изготовителя или по формуле
C"=Z:+201gP + 101ge + 5-AZ1+AL2, B 66)
где L - критерий шумности вентилятора на стороне нагнетания L =33 дБ
(табл 2 32),
Р - полное давление вентилятора, Па, Р=640 Па,
Q — производительность вентилятора, м3/с, 0 =173600 = 7480/3600=
= 2,08 м3/с,
5 - поправка на режим работы вентилятора, если вентилятор подобран
с максимальным КПД или отклонение от т\макс не > 10%, то 5 = 0, если
отклонение от tj^ до 20%, 8 = 3 дБ,

153
ALi - поправка, учитывающая распределение звуковой мощности по
октавным полосам, дБ, ALi = 4 дБ, (табл. 2.33);
AL2 — поправка, учитывающая присоединение воздуховода, дБ,
Д?,2 = ЗдБ, (табл. 2.34);
Таблица 2 31
Допустимые уровни шума систем вентиляции с 7 до 23 час (?*,„)
Помещения
1 Палаты больниц, операционные
2 Кабинеты врачей
3 Классные помещения, аудитории, конференц-залы,
читальные залы, зрительные залы
4 Жилые комнаты квартир, жилые помещения домов отдыха,
пансионатов, спальные комнаты, номера гостиниц, общежития
5 Залы кафе, ресторанов, столовых
6 Торговые залы магазинов
7 Конструкторские бюро, проектные залы, программисты
8 Помещения управления, рабочие комнаты
Октавная
полоса, Гц
125
43
34
47
52
61
65
56
65
250
53
26
40
44
54
58
49
59
Таблица 2 32
Критерий шумности вентилятора L на нагнетании, дБ
Тип
вентилятора
ВЦ4-70, ВЦ4-75
ВЦ4-76
Номер
2,5, 3,2, 4, 5, 6,3,
8, 10, 12,5, 16
8, 10, 12, 16
Диаметр
колеса
90-100
105
100
Критерий
шумности на
нагнетании
33
36
30
Значение поправки ALlf дБ
Таблица 2 33
Тип и номер
вентилятора
ВЦ4-70, ВЦ4-75
№ 2, 5, 3,2, 4
ВЦ4-70, ВЦ4-75
№ 5, 6,3, 8, 10, 12,5
Частота
вращения, об/мин
930-1120
1370-1700
350-450
460-600
635-800
Октавная полоса, Гц
125
5
5
6
5
4
250
7
5
9
8
7

154
Значения поправки AL2, дБ
Диаметр воздуховода (патрубка) или V из пло-
площади поперечного сечения конца прямоугольного
воздуховода или решетки, мм
100
125
140
160
180
200
225
250
280
315
350
450
500, 560, 630
Глава Ц
Таблица 2.34
Октавная полоса, Гц
125
15
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
250
9
7
6
5
4
4
3
2
2
2
1
0
0
Подставляя найденные значения, получим:
С" =33 + 201g 640+101gG480/3600) + 0-4 + 3=91 дБ.
3) Определяем снижение звуковой мощности в элементах вентиляци-
вентиляционной сети ( рис. 2.15), дБ
где %АЦсегт- сумма снижений уровня звукового давления в различных
элементах сети воздуховода до входа в расчетное помещение.
Участок 1. Снижение уровня звуковой мощности в прямом участке ме-
металлического воздуховода 450x450 мм длиной 5 м: 0,6x5 = 3 дБ (табл. 2.35);
в прямоугольном плавном повороте шириной 450 мм - 0 дБ (табл. 2.36).
Таблица 2.35
Снижение уровней звуковой мощности в металлических
воздуховодах прямоугольного сечения (на 1 пог. метр), дБ
Эквивалентный диаметр, мм
75-100
210-400
410-800
810-1600
Октавная полоса, Гц
125
0,6
0,6
0,6
0,3
250
0,45
0,6
0,6
0,15

155
Таблица 2.36
Снижение уровня звуковой мощности в необлицованных
прямоугольных поворотах
Ширина
поворота, мм
125
250
500
1000
Снижение уровня звуковой мощности
при среднегеометрических частотах октавных полос, Гц
63
0
0
0
1
125
0
0
1
5
250
0
1
5
7
500
1
5
7
5
1000
5
7
5
3
Снижение звуковой мощности в металлических необлицованных воз-
воздуховодах круглого сечения можно не учитывать.
Снижение октавных уровней звуковой мощности в разветвлении, дБ
B.68)
где т„ - отношение площадей сечений воздуховодов тп = FMaz t
Feme i - площадь сечения воздуховода ответвления, м2;
FMa> — площадь сечения воздуховода перед ответвлением, м2;
YjFomei -суммарная площадь поперечных сечений воздуховодов ответ-
ответвлений, м2.
Узлы разветвлений для вентиляционной системы (рис. 2.15) показаны
на рис. 2.16.
Узел 2
Узел!
г-
Рис 2.16. Узлы разветвлений воздуховодов
Для тройника-поворота (узел 1, уч.2; рис. 2.15 и 2.16)
Для тройника-поворота (узел 2, участок 3, рис. 2.15 и 2.16)
тп =
4002+2002

156
ГлаваЦ
Участок 5. Два поворота размером 140x270 мм под прямым углом
Д?„ = 0 (табл. 2.36). Потери звуковой мощности в кирпичном канале можно
не учитывать. Потери звуковой мощности в результате отражения звука от
приточной решетки для частоты 125 Гц - 10 дБ (табл. 2.37).
Таблица 2.37
Снижение уровня звуковой мощности в результате отражения
звука от открытого конца воздуховода или решетки в помещении, дБ
Диаметр воздуховода или V из
площади прямоугольного воздуховода
или решетки
140
160
180
200
225
250
280
315
350
400
450
500
Октавная полоса, Гц
125
15
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
250
9
8
7
6
5
4
4
3
2
2
2
2
Суммарное снижение уровня звуковой мощности в вентиляционной
сети до расчетного помещения в октавной полосе 125 Гц:
ДС«и=ЕААсеии =3 + 2,2 + 7 + 10 = 22,2 дБ.
4) Определяем октавные уровни звукового давления в расчетной точке
помещения. При объеме помещения более 120 м3 и проникании шума в по-
помещении через несколько воздухораспределителей (решеток) одной вентиля-
вентиляционной системы, октавные уровни звукового давления в помещении, дБ, [18]
B.69)
где Ф, - коэффициент направленности, определяется по рис. 2.18;
г, - расстояние от геометрического центра источника шума до расчет-
расчетной точки (РТ) для 1-го воздухораспределительного устройства (решет-
(решетки). В проекте для первой по ходу воздуха решетки г, = 3 м (рис. 2.17);
т — число воздухораспределительных устройств (решеток), ближай-
ближайших к расчетной точке, от одной системы вентиляции (т.е. решеток,
для которых г, < 5гМШ|, здесь гмни - расстояние, м, от расчетной точки до

157
центра ближайшей решетки, гмии = г, = 3 м (см рис 2 17) В данном при-
примере т = 3,
п - общее число воздухораспределителей (решеток) одной вентиляци-
вентиляционной системы в расчетном помещении В нашем случае и = 3,
В — постоянная помещения, м2
Учебный класс
РТ (расчетная точка)
Рис. 2.17. К определению расстояний от источника шума в помещении
до расчетной точки (РТ)
Постоянную помещения в октавных полосах частот следует опреде-
определять по формуле
Я = Я1ООоИ, B 70)
где fiiooo - постоянная помещения, м2, на среднегеометрической частоте
1000 Гц, для помещений общественных зданий 51Ооо можно принимать
равной W6, где V— объем помещения м3,
\х - частотный множитель, по табл 2 38 {1=0,62
Таблица 2 38
Частотный множитель j
Объем помещения, V, м3
<200
200-1000
>1000
Октавная полоса, Гц
125
0,75
0,62
0,5
250
0,7
0,64
0,55
При объеме помещения У=210м3, Д1000=210/6 = 35 м2 Тогда
5=35 0,62 = 21,7 м2
Для среднегеометрической частоты/= 125 Гц, при ^F)^ = л/250 250 =
=0,25 м и 0=0° (выход воздуха из решеток под потолком, решетки распо-
расположены по варианту 4, рис 2 18а), коэффициент направленности Ф, = 7,0
(рис 2 186)

158
Глава Ц
10 15 20 30
Произведение частоты звука на размер
Рис. 2.18. Схема возможного размещения вентиляционных отверстий
(решеток) (а) и кривые коэффициента направленности излучения Ф
источника шума (б) [18]
Подставляя в формулу ??™ найденные величины, получим:
5) Требуемое снижение октавного уровня звукового давления:
с;=cs -/к+10^^,
где пс — в этом случае число вентиляционных систем с механическим по-
побуждением, обслуживающих расчетное помещение, пс=1 (одна приточная
и одна вытяжная).
Тогда Z??T=6(
Для небольших помещений объемом до 120 м3 и при расположении рас-
расчетной точки не менее чем на 2 м от решетки (плафона) средний по помеще-
помещению октавный уровень звукового давления, дБ, можно определять по формуле:
B.72)

15а.
6) Подбор шумоглушителя.
Для выбора типа глушителя определяем его свободное сечение, м2
B73)
где L - производительность вентиляционной системы (L=7480 м3/ч);
Voon - допускаемая скорость в свободном сечении глушителя, м/с,
Voon принимается в зависимости от допустимого уровня звука в поме-
помещении Loon
С:,ДБ 30 40 50 55
vao,,, м/с 4 6 8 10
При F? > 0,25 м2 следует применять пластинчатые глушители. Опти-
Оптимальная толщина пластин составляет 200 мм, расстояние между пластина-
пластинами так же 200 мм (А).
Принимаем к установке два пластинчатых глушителя ГП1-2 с площадью
свободного сечения F? = 0,3 м2, размером 1200x500 (Л), длиной ? = 1м.
Устанавливаем их последовательно длиной 2 м. Снижение уровня звуково-
звукового давления для частоты 125 Гц составит Ц&™ =7 дБ (табл. 2.39).
Таблица 2.39
Снижение уровня звуковой мощности пластинчатыми
глушителями при толщине пластин и расстоянии между ними
200 мм и факторе свободной площади 50%, дБ
Площадь
свободного
сечения, м2
1
0,2
0,3
0,4
0,4
0,6
0,8
1,0
0,6
0,9
1,2
Размеры, мм
ширина
2
800
1200
1600
800
1200
1600
2000
800
1200
1600
высота
3
500
1000
1500
Длина
глушителя,
м
4
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
Октавная полоса со средне-
среднегеометрической частотой, Гц
125
5
3
5
7
10
12
3
5
7
10
12
3
5
7
10
12
250
6
12
18
22
26
30
12
18
22
26
30
12
18
22
26
30

160
ГлаваЦ
Продолжение таблицы 2 39
1
0,8
1,2
1,6
2
800
1200
1600
3
2000
4
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
5
3
5
7
10
12
6 "
12
18
22
26
30
Примечание По данным серии 5 904-17 Типовая документация на строительные
системы и изделия зданий и сооружений
Как правило, длина пластинчатого глушителя не должна превышать
3-4 м. Если по расчету требуется длинна 4 м и более, следует делить глу-
глушитель на две части, соединяя их воздуховодом длиной 800-1000 мм, при-
причем, на этом воздуховоде желательно установить вставку из прорезиненной
ткани длинной 250-300 мм (рис. 2.19)
\гибкая вставка пластинчатый
Рис. 2.19. Варианты соединений пластинчатых глушителей
Трубчатые глушители (табл. 2.40) не требуют разделения на части при
B.74)
где Ъ,гя — коэффициент местного сопротивления глушителя, принимаемый
для пластин с обтекателем !U=0,38; без обтекателя ?« = 0,5; для труб-
трубчатых глушителей ?г,=0;
Я. - коэффициент трения, принимаемый в зависимости от гидравличе-
гидравлического диаметра глушителя ds.m
dg 0,1 0,2 0,4 0,6 1,0 1,5 и более
X 0,06 0,05 0,04 0,03 0,025 0,025
Уточняем скорость в свободном сечении глушителя
vcrf=7480/@,303600) = 6,9 м/с.
Гидравлическое сопротивление глушителей, Па

161.
Таблица 2.40
Снижение уровня звуковой мощности трубчатыми глушителями, дБ
Конструкция
Круглое
сечение
Прямоугольное
сечение
Внутренний
диаметр или
сечение, мм
200
250
315
400
500
300x200
400x200
400x300
400x400
Длина
глушителя,
м
1,0
1,5
2,0
1,0
1,5
2,0
1,0
1,5
2,0
1.0
1,5
2,0
1,0
1.5
2,0
1.0
1,5
2,0
1,0
1,5
2,0
1.0
1.5
2,0
1.0
1,5
2,0
Октавная полоса со
среднегеометрической
частотой, Гц
125
9
13
17
8
11
15
8
11
15
7
9
10
5
7
9
7
9
10
6
8
9
4,5
6
7
3
5
6
250
16
21
27
14
19
25
15
20
27
15
19
26
13
18
24
14
19
23
11
14
18
8
И
15
7
10
14
Для пластинчатого глушителя гидравлический диаметр
. _2Ah _ 2-0,2-0,5
*'~А + *~ 0,2+0,5 -°'29м'
где А - расстояние между пластинами глушителя.
Гидравлическое сопротивление глушителя при А. = 0,045, р = 1,2кг/м3
При выполнении расчетов для нескольких октавных полос удобно
пользоваться табл. 2.41.
6-1987

162
Глава П
Таблица 2.41
№
пп
1
2
2.1
2.2
2.3
2.4
2.5
2.6
3
Определяемые
величины
Допустимый уровень шума в
помещении
Октавный уровень звукового
давления аэродинамического
шума вентилятора
Критерий шумности венти-
вентилятора
Давление, развиваемое вен-
вентилятором
Секундная производитель-
производительность вентилятора
Поправка на режим работы
вентилятора
Поправка, учитывающая рас-
распределение звуковой мощно-
мощности по октавным полосам
Поправка, учитывающая
присоединение воздуховода
И т.д. по расчету
Усл.
обозн.
«г
с
L
Ре
Q
8
AL2
Ед.
изм.
ДБ
ДБ
ДБ
Па
м3/с
дБ
ДБ
ДБ
Формула
(источник)
табл. 2.31
L + 20lgpe +
+ioige+s-
табл. 2.32
L/3600
[18]
табл. 2.33
табл. 2.34
Значения вели-
величин в октавных
полосах, Гц
125
56
91
33
640
2,08
0
4
3
250
49
85
33
640
2,08
0
7
0
2.2. Вентиляция и отопление промышленного здания
2.2.1. Исходные данные для выполнения проекта,
оформление, выбор расчетных данных
Целью курсового проекта является рассчитать и запроектировать
системы вентиляции промышленного здания в соответствии с действую-
действующими Строительными нормами и правилами (СНиП), указаниями по про-
проектированию (СН), техническими условиями (ТУ) на монтаж и эксплуата-
эксплуатацию систем отопления и вентиляции.
Исходные данные для выполнения проекта: план цеха и конструктив-
конструктивные особенности ограждений; перечень технологического оборудования,
высота цеха; название города, в котором расположено здание; ориентация
здания по сторонам света; параметры теплоносителя и др.
Пояснительная записка курсового проекта включает:
-введение (краткое описание проектируемого объекта и конструктив-
конструктивных особенностей здания);
- описание технологического процесса и характеристику выделяющихся
вредностей;

163
.выбор расчетных параметров наружного и внутреннего воздуха для
холодного, теплого периодов и переходных условий,
-теплотехнический расчет ограждающих конструкций и расчет тепло-
потерь здания,
-определение количества вредностей (теплоты, влаги и вредных ве-
веществ), поступающих в помещение, для трех периодов года,
- составление теплового баланса и выбор системы отопления,
- определение типа и производительности местных отсосов от техноло-
технологического оборудования,
- определение воздухообмена по вредностям,
- расчет раздачи приточного воздуха,
- аэродинамический расчет одной приточной и одной вытяжной системы,
-подбор вентиляционного оборудования (фильтра, калорифера, венти-
вентилятора),
- расчет воздушно-тепловой завесы
В графической части должны быть представлены план и разрез здания
с нанесением технологического оборудования и систем вентиляции, аксо-
аксонометрические схемы рассчитанных систем, план и разрез приточной ка-
камеры с нанесением оборудования, его спецификация
План цеха с нанесением воздуховодов, технологического и вентиляци-
вентиляционного оборудования выполняется в М 1 100, М 1 200 На план наносят на-
названия помещений, номера позиций технологического оборудования, мест-
местные отсосы, обозначение вентиляционных систем В соответствии с ГОСТ
[27] приняты следующие обозначения П - приточная система с механиче-
механическим побуждением, В - вытяжная система с механическим побуждением,
ПЕ - приточная система с естественным побуждением, BE - вытяжная сис-
система с естественным побуждением, У - воздушные завесы, А - агрегаты ото-
отопительные К обозначениям добавляют порядковый номер системы, напри-
например П1, П2, Bl, BE1, A3, У2 Элементы и оборудование систем вентиляции
вычерчиваются в масштабе в виде упрощенных графических изображений
Фасонные части воздуховодов приведены на рис 2 20 и 2 21
Контуры воздуховодов и отопительно-вентиляционного оборудования
изображают на плане сплошными толстыми основными линиями, строи-
строительные конструкции - сплошными тонкими, невидимые контуры шахт,
дефлекторов, крышных вентиляторов - утолщенными штрих-пунктирны-
штрих-пунктирными, подпольные каналы и приямки - штриховыми линиями На планы и
разрезы наносят координатные оси здания и расстояния между ними
Кроме того, наносят отметки чистых полов этажей и основных площа-
площадок, привязки к координатным осям или элементам строительных конструк-
конструкций вентиляционных установок, воздуховодов, технологического оборудо-
оборудования, диаметры воздуховодов и сечений каналов, категории производств по
взрывной и пожарной опасности (в прямоугольнике 5x8 мм), наименование
помещений и категорию производств допускается приводить в экспликации
помещений Примеры оформления планов и разрезов помещений с нанесе-
нанесением отопительно-вентиляционных систем представлены на рис 2 23-2 25

164
Глава Ц
Г °л \
Переяа
Л
ал
1Г
Рис. 2.20. Унифицированные детали круглых Рис. 2.21. Унифицированные
воздуховодов детали прямоугольных воз-
возит, б, в - тройники для систем вентиляции общего духоводов: прямой тройник
назначения, г — тройник для систем аспирации, д —
отвод для систем вентиляции общего назначения,
е - отвод для систем аспирации
Рис. 2.22. Схема воздуховодов приточной установки П2

165
h-
Рис. 2.23. Фрагмент плана цеха B-2) с нанесением вентиляции и отопления

166
Глава Ц
План 3-3
Рис. 2.24. Фрагмент плана цеха C-3) с нанесением вентиляции и отопления

167
Разрез 1-1
12,000
Рис. 2.25. Разрез 1-1 с нанесением вентиляции

168 Главац
Чертеж приточной (вытяжной) вентиляционной установки (план и раз.
резы) выполняют в масштабе 1:100 или 1:50 (рис. 2.26).
Схемы воздуховодов вентиляционных систем вычерчивают одной
сплошной линией в аксонометрической проекции с соблюдением масщта.
ба. При накладке линий допускаются разрывы, которые обозначаются
строчными буквами и соединяются точечной связкой.
На расчетных схемах в пояснительной записке дополнительно пр0.
ставляют номера и длины участков.
Расчетные параметры наружного и внутреннего воздуха принимаются
в соответствии с нормативными документами (см. подраздел 2.1.2).
®
Рис. 2.26. Приточная установка П1
2.2.2. Расчет теплопоступлений, составление тепловых
балансов и выбор системы отопления
Избыточная теплота определяется как сумма теплопоступлений от лю-
людей, искусственного освещения, электродвигателей, нагретого оборудова-
оборудования, остывающих материалов, через заполнения световых проемов, через
массивные ограждающие конструкции и др.

169
Тешюпоступления от людей, искусственного освещения, за счет сол-
нечной радиации через заполнение световых проемов и массивные ограж-
ограждающие конструкции (наружные стены и покрытие), рассматриваются в
разделе 2.1.3.
Теплопоступления от электродвигателей, установленных в общем
помещении, и приводимого ими в действии оборудования, Вт, при значе-
значении коэффициента полноты загрузки к„= 1, находят по формуле:
&* = 1000^A - л + ЗДК, B.75)
где Ny - установочная мощность электродвигателей, кВт;
Т] - КПД электродвигателя; ?! = 0,7-0,8 при мощности двигателя
0,5-3 кВт, т] = 0,82-0,85 при мощности двигателя 3,1-10 кВт;
кт = коэффициент перехода теплоты в помещение. кт = 1 для металло-
металлорежущих станков без охлаждения эмульсией режущего инструмента, с
охлаждением к„ = 0,9 [26];
кс - коэффициент спроса на электроэнергию; кс=0,2 для металлоре-
металлорежущих станков, кс = 0,5 - для сварочного, деревообрабатывающего
производства.
Теплопоступления от оборудования, обогреваемого с помощью элек-
электричества (электрических нагревательных печей, сушил, ванн и др.), Вт
Qo6=l00QNykli B.76)
где Ny - установочная мощность оборудования, кВт;
ki - коэффициент, учитывающий долю теплоты, поступающей в по-
помещение [21].
Теплопоступления от оборудования, обогреваемого за счет сжигания
топлива, Вт
Qo6=0,285j2pH M> B-77)
где В - расход топлива, кг/ч;
Qp - теплотворная способность топлива, кДж/кг;
к2 - коэффициент, учитывающий долю теплоты, поступающую в по-
помещение [21];
г| - коэффициент неполноты сгорания топлива.
Теплопоступления при ручной сварке от одного электросварочного
поста принимают 4600 Вт, а от поста газовой сварки - 10000 Вт [28]. При
этом следует помнить, что при установке местного отсоса 70% теплоты и
других вредностей удаляется из помещения.
Теплопоступления от нагретых поверхностей, Вт
Q*n = a, + QK- B.78)
Количество теплоты, поступающей за счет конвективного теплообмена
QK=^{tn-te)Ft B.79)

170 ГлаваЦ
где ак - коэффициент теплоотдачи конвекции, Вт/(м2-°С);
tn, te - температура нагретой поверхности и окружающего воздуха, °С;
F- поверхность теплоотдачи, м2.
Коэффициент теплоотдачи ак для вертикальной поверхности
B.80)
Для горизонтальной поверхности, обращенной вверх, значение чис-
численного коэффициента -1,86.
Теплоотдачу излучением можно определить:
где Спр - приведенный коэффициент лучеиспускания, в практических рас-
расчетах Си/7=4,64 Вт/(м2К4).
Температуру нагретой поверхности tm °C, следует принимать не более
45°С [15].
Теплопоступления через загрузочные отверстия печей, Вт
. B.82)
где \отв - коэффициент диаграфмирования, зависящий от отношения наи-
наименьшего размера отверстия h (обычно это высота отверстия) и тол-
толщины стенки печи S;
Тт - температура внутри печи, °К;
Fome - площадь отверстия, м2;
Z- количество минут за 1 час, в течение которых отверстие открыто.
Для прямоугольных отверстий при А/5 = 1 Хоте = 0,6; при Л/5 = 1,5 ХоШ-
= 0,7. Для квадратного и круглого отверстия соответственно Xome = 0,5 и 0,6;
Если над печью имеется зонт, перекрывающий ее в плане, в расчете
теплоотдачи учитывается только лучистая теплота от боковых стенок.
Тепловыделения пода в расчет можно не принимать.
Тепловыделения от зонта QJS Вт, над горячими источниками вредно-
вредностей находят по уравнению [12]:
Q3 = KFz(tat-te), B.83)
где к — коэффициент теплопередачи укрытия, к = 4,64 Вт/(м2оС);
F3 - площадь поверхности зонта, м2;
tcv - температура смеси газов и воздуха под зонтом.
При удалении воздуха с помощью механической вентиляции ttM не бо-
более 150°С, естественной - tcv не более 350°С [6].

171
ПРИМЕР 2.18. Определить теплопоступления от печи. Площадь вер-
вертикальной поверхности Feep= 10 м2, горизонтальной FM/7=2 м2; температура
внутри печи гич=1000°С, температура нагретой поверхности *Я=45°С. Раз-
Размер загрузочного отверстия 0,5x0,5 м; Fome=0,25 м2; Z= 15 мин.; 5 = 0,4 м;
Теплопоступления от нагретой вертикальной поверхности
&7 = 1,66^/D5-20L +4,б4Г2713г^451 -10 = 5900 Вт.
|_ v 10° ; J
юпоступления от нагретой горизонтальной поверхности
Off = 1,86^/D5-20L +4,64f 2713^451 -2 = 1210 Вт.
L I 10° ) J
Теплопоступления через загрузочное отверстие (при соотношении
А/8 = 0,5/0,4 = 1,25 для квадратного отверстия \оШ = 0,57)
G™ =0,57¦4,64-0,25Г2731^000Т-^| =
Вт.
Теплопоступления от печи Qo&4 = 5900 + 1210 + 4340= 11450 Вт.
Выше были рассмотрены статьи теплопоступлений, наиболее часто
встречающиеся при выполнении курсовых проектов. Теплопоступления от
других источников, не вошедшие в данный раздел, можно найти в литера-
литературе [18,21,24,26,28 и др.].
Рассчитанные теплопоступления и теплопотери помещения сводят в
таблицу теплового баланса (табл. 2.42). Эти данные используют при опре-
определении воздухообменов и выборе системы отопления.
Таблица 2.42
Таблица теплового баланса
Период
года
Холодный
Переходные
условия
Теплый
Общие
потери
тепло-
теплоты
Потери
тепло-
теплоты при
*в = 5°С
Суммар-
Суммарные теп-
лопосту-
лопоступления
Избытки (+) или
недостатки (-)
теплоты с учетом
работы дежурного
отопления
Избытки (+) или
недостатки (-)
теплоты без учета
работы дежурного
отопления

172 Глава!!
При составлении теплового баланса определяют так же теплопотери
при температуре воздуха в помещении te = 5°C, обеспечиваемую системой
дежурного отопления, Вт
4
где Qp" - теплопотери помещения при расчетной наружной температуре
(fА Вт.
При выборе системы отопления могут быть следующие варианты:
- общие потери теплоты примерно равны теплопоступлениям. Проекти-
Проектируется дежурная система отопления, которая обеспечивает в нерабочее
время fe = 5°C, в рабочее время отопление выключается;
- теплопоступления больше, чем теплопотери. Проектируется дежурная
система отопления, которая обеспечивает в нерабочее время ;в = 5°С, в
рабочее время отопление выключается. В помещение будет подаваться
охлажденный приточный воздух;
-при незначительных теплопоступлениях возможно проектирование
постоянно действующей системы отопления.
В производственных помещениях могут быть поступления влаги от
людей, при испарении со смоченных поверхностей оборудования и пола, с
открытых водных поверхностей и др. Количество влаги поступающей в
рабочую зону помещений определяется по формулам, приведенным в [18,
21, 26 и др.]. Количество вредных веществ, выделяющихся в воздух произ-
производственных помещений, обычно принимают по данным технологов, в от-
отдельных случаях рассчитывают [18,21, 26,28 и др.].
2.2.3. Определение производительности местной
вытяжной вентиляции
Местная вытяжная вентиляция предназначена для удаления вредных
веществ непосредственно у мест их выделения через специальные устрой-
устройства (местные отсосы). При этом достигается максимальный эффект при
минимальном количестве удаляемого воздуха.
В зависимости от взаимного расположения местного отсоса и источ-
источника вредностей различают
- отсосы открытого типа, когда местный отсос находится на некотором
расстоянии от источника вредностей и окружающий воздух свободно
подтекает к отверстию местного отсоса (вытяжные зонты, зонты-
козырьки, боковые и нижние отсосы);
- полуоткрытые отсосы представляют собой укрытие, внутри которого
находится источник вредности, укрытие имеет открытый проем (вы-
(вытяжные шкафы, укрытия у вращающихся режущих инструментов);
- полностью закрытые укрытия представляют собой часть технологиче-
технологического оборудования с небольшими отверстиями или неплотностями
для поступления через них воздуха из помещения.

173
Отдельную группу составляют активированные отсосы, представляю-
jjpie собой комбинацию отсоса и местного притока воздуха, локализующе-
локализующего зону вредных выделений.
Эффективность местных отсосов зависит от их конструкции.
При выборе конструкции отсоса необходимо учитывать следующие
требования:
-местный отсос должен быть максимально приближен к источнику
вредностей, но при этом не мешать технологическому процессу;
- всасывающее отверстие должно располагаться так, чтобы поток вред-
вредностей минимально отклонялся от своего первоначального направле-
направления (горячие газы должны удаляться вверх, холодные, тяжелые газы и
пыль - вниз), при этом удаляемый воздух не должен пересекать зону
дыхания работающего человека;
- конструкция местного отсоса должна быть простой и иметь небольшое
аэродинамическое сопротивление.
При подборе местного отсоса необходимо выбрать его конструкцию и
определить расход удаляемого воздуха.
Вытяжные зонты
Вытяжные зонты используются для удаления теплоты и вредных ве-
веществ в тех случаях, когда более полное укрытие источника вредностей
мешает технологическому процессу. Угол раскрытия зонта должен быть не
более 60°, при больших углах эффективность всасывания уменьшается.
Методика определения размеров вытяжного зонта и расхода удаляемого
воздуха изложена в [18].
Зонты-козырьки
Зонты-козырьки устанавливают над загрузочными отверстиями элек-
электрических нагревательных печей и подобного оборудования.
Размеры зонта-козырька принимают конструктивно: вылет 1,4-1,8 вы-
высоты загрузочного отверстия, ширина равна ширине отверстия плюс 0,1 м с
каждой стороны, температура воздуха, удаляемого через зонты-козырьки
от проемов электропечей, при естественной тяге не должна превышать
35О°С, а при механической- 150°С (*„) [18].
ПРИМЕР 2.19. Рассчитать зонт-козырек у загрузочного отверстия
термической электропечи сопротивления. Размер отверстия Ь = 0,6 м;
h=0,5 м; гв=20°С; температура в печи fo = 800°C. Воздух удаляется систе-
системой механической вентиляции fCM=100°C. Барометрическое давление
Р*=745мм.
1. Находим плотность воздуха, кг/м3, р = 353/Т.
Плотность воздуха помещения рв = 353/B73 + 20) = 1,2 кг/м3; смеси -
Рс« = 353/B73 + 100) =0,95 кг/м3; воздух (газ), выходящий из печи -
Р„=353/B73 + 800) =0,33 кг/м3.

174 Глава ц
Находим коэффициент Л", определяющий какая часть отверстия (по
высоте) работает на приток
. =0,6,
1 + ^1073/293
где ТО = 273 + го = 273 + 800= 1073°С, Г. = 273 + гв=273 + 20°С = 293.
2. Определим высоту рабочего отверстия, работающего на приток
hnp=homeK=0,50,6 = 0,3 м,
тогда площадь отверстия, работающего на приток
Fn/, = ?/in/, = 0,60,3 = 0,18M2.
3. Находим среднее по высоте отверстия избыточное давление Р, Па,
под действием которого газы выбиваются из печи
р=Мрв-р0)*/2=о,з-A,2-о,зз)-9,81/2=1,28Па.
4. Рассчитываем скорость выхода воздуха (газов) vo, м/с, из загрузоч-
загрузочного отверстия печи по формуле [25J
vo=lAlJP/po =1,41^1,28/0,33=2,8 м/с.
5. Массовый расход газов, выбивающихся из печи Go, кг/ч,
6. Используя уравнение теплового баланса GCMmtcM = Goto + Ga-ta, где
Gcm = Go + Gei находим массовое количество воздуха, С7Л, кг/ч, подтекающе-
подтекающего под зонт из помещения
G
/CJM=100°C; re=20°C; fo =
_ 600.(800-100) _
°'~ 100-20 -
GCM = 600 + 5250 = 5850 кг/ч.
Объемный расход смеси и газов Lc м = Gcm/qCm = 5850/0,95 = 6160 м3/ч.
Ширина зонта-козырька Ь3 = 0,2 + b - 0,2 + 0,6=0,8 м; вылет 1Ъ = 1,4 • 0,5=0,7 м.
Вытяжные шкафы
Вытяжные шкафы представляют собой укрытия с рабочим проемом,
обеспечивающие максимальную локализацию вредностей, которые удаля-
удаляются из шкафа вместе с воздухом. На их место из помещения через рабо-
рабочий проем подтекает воздух, препятствующий прониканию вредных выде-
выделений в помещение. Шкафы можно применять при работе с мелкими дета-
деталями для закалочных ванн, при гальванической обработке металлов и

175
окраске деталей, при покрытии изоляции лаком, над столами для обезжи-
обезжиривания деталей, при зарядке аккумуляторов и др.
Вытяжные шкафы могут быть с верхним, нижним и комбинированным
удалением воздуха. Расход воздуха, L, м3/ч, удаляемого от укрытия шкаф-
шкафного типа при отсутствии в нем тепловыделений
B.85)
где Fnp - площадь рабочего проема, м2;
vnp - скорость воздуха в рабочем проеме, м/с.
Скорость воздуха в рабочем проеме vHp зависит от токсичности выде-
выделяющихся вредностей и принимается на основании справочных данных
[26,28].
При отсутствии данных скорость можно принимать в зависимости от
ПДК выделяющихся вредных веществ:
ПДК>10мг/м3 vb/j = 0,5m/c;
ПДК = 0,1-10мг/м3 ^ = 0,7 м/с;
ПДК< 0,1 мг/м3 vnp= 1 м/с.
При работе, связанной с выделением аэрозолей vrt/7= 1,2-1,5 м/с.
При наличии в шкафу тепловыделений расход воздуха, м3/ч
l? B.86)
где h - высота рабочего проема, м;
Fnp - площадь рабочего проема, м2;
Q - тепловыделения в укрытии, идущие на нагревание воздуха в нем,
Вт, (принимаются 50-70% от общей теплопроизводительности
источника).
ПРИМЕР 2.20. Определить расход воздуха, отсасываемого от шкаф-
шкафного укрытия, в котором установлена электросоляная печь-ванна для за-
закалки металла мощностью N=40 кВт. Рабочий проем имеет ширину 0,5 м,
высоту 0,6 м.
Принимаем количество теплоты, идущей на нагрев воздуха в укрытии
50%отЛГпечи: Q= 1000-40-0,5 = 20000 Вт.
Расход воздуха
=120^/0,6-20000@,5-0,6J =1240 м3/ч.
Панели равномерного всасывания применяют у тепловых источни-
источников и при сварочных работах на стационарных постах: столы сварщика,
электромонтажника и пайщика, ванна для закалки в масле, вулканизация и
др. Панели бывают односторонние и двухсторонние, размеры, мм:
600x645; 750x645; 900x645; соответственно площадь живого сечения, м2,
/лес=0,09; 0,11; 0,13 (для двухсторонних панелей/^ в 2 раза больше). Ши-
Ширина панели выбирается на 100-200 мм меньше ширины стола.

176 Главац
Расход воздуха, удаляемого через панель L, м3/ч,
L=f»cc v 3600, B 87)
где v - скорость воздуха в живом сечении, м/с, v=3,4-4 м/с для сварочных
работ, v=2.5-3 м/с для электромонтажных работ и др
Защитно-обеспыливающие кожухи устанавливаются над заточными,
обдирочно-шлифовальными и полировальными станками Расход воздуха,
удаляемого местными отсосами /., м3/ч, [26]
L = ad^ B 88)
где dtp - диаметр круга, мм, а - удельная величина отсоса воздуха, м3/ч,
для абразивных кругов а = 2- заточные, шлифовальные станки,
для войлочных кругов а=4 - полировальные станки,
для матерчатых кругов а=6 - полировальные станки
Бортовые отсосы
Бортовые отсосы получили широкое распространение в гальваниче-
гальванических цехах, при обезжиривании и травлении металла, при антикоррозий-
антикоррозийных и декоративных покрытиях, к которым относятся процессы цинкова-
цинкования, хромирования, никелирования и др в результате этих процессов с по-
поверхности ванн выделяются пары кислот, щелочей, а при цинковании,
меднении, лагунировании п других видах покрытий - цианистый водород
При свинцевании - фтористый водород
Воздухоприемная щель бортового отсоса может располагаться в вер-
вертикальной плоскости (обычные отсосы) или в горизонтальной (опрокину-
(опрокинутые отсосы) Бортовые отсосы могут быть однобортовыми при ширине
ванны менее 600 мм и двухбортовыми при ширине ванны более 600 мм
Если длина ванны не превышает 1200 мм, то применяется сплошной борто-
бортовой отсос, при большей длине - секционный Длина секций от 500 до
1200 мм При ширине ванны более 1500 мм для эффективного улавливания
вредных выделений применяется бортовой отсос с передувкой Для умень-
уменьшения количества удаляемого воздуха поверхность испарения может быть
укрыта пеной или пластмассовыми шариками диаметром 10-12 мм
Местные отсосы от оборудования травильных цехов объединяют в от-
отдельные системы В отдельные системы также выделяют группы местных
отсосов от ванн обезжиривания органическими растворителями, ванн с
цианистыми растворами и с процессами хромирования и никелирования
Расчет бортовых отсосов сводится к определению объема удаляемого
воздуха и выбора их конструкции Расход воздуха /,, м^/ч, отсасываемый от
нормализованных ванн через двухбортовые опрокинутые отсосы, опреде-
определяется по формуле [26]
L = L0 К* Кт Кх Кг К3, B 89)
где Lo - расход удаляемого воздуха, м*/ч, при значении поправочных ко-
коэффициентов К&1, Кт, К\, К2ч К\ равных единице (табл 2 43) Эти коэффи-

177
циенты учитывают: К&, - разность температур раствора и воздуха помеще-
помещения, (табл. 2.44); Кт - токсичность вредных выделений (табл. 2.45); Кх -
наличие воздушного перемешивания, ^ = 1,2; К2 - укрытие поверхности
испарения шариками, /sT2=O,75; Къ - укрытие зеркала раствора пеной,
6 = 0,50.
ПРИМЕР 2.21. Определить расход воздуха от нормализованной ванны
цинкования (цианистый раствор) размером 1000x1500 мм с двухбортовым
отсосом t6= 15°C Процесс идет с воздушным перемешиванием и укрытием
поверхности испарения пеной
Расход удаляемого воздуха по табл. 2.43 Lo=1450mV4; гя=50°С, при
Д/=5О-15 = 35°С; KAt=\,55 (табл.244), ATW = 1,8 (табл. 2.45); К{ = 1,2\
Расход удаляемого воздуха
= ЬоКь,Кт Я, К2К3 = 1450-1,55
1-0,5 = 2430м3/ч.
Таблица 2 43
Расходы воздуха удаляемого от нормализованных ванн,
оборудованных двухбортовыми отсосами Lm м '/ч
Размер ванны в плане
(ширина, длина), мм
1000x1500
1000x2200
1200x1100
1200x1500
1200x2200
^М3/Ч
1450
2180
1320
1860
2760
Таблица 2 44
Коэффициент Кы учета разности температур раствора
и воздуха помещения
Разность 1емиератур
раствора и воздуха в
помещении At, °C
0
5
10
15
20
25
30
35
40
Коэффи-
циет Кы
1,00
1,03
1,16
1,24
1.31
1,39
1,47
1,55
1,63
Разность температур
раствора и воздуха в
помещении ДГ, °С
45
50
55
60
65
70
75
80
Коэффи-
Коэффициент Кы
1,71
1,79
1,86
1,94
2,02
2,10
2,18
2,26

178
Глава Ц
Таблица 2 45
Коэффициент Кт учета токсичности вредных веществ
Технологический процесс гальванопокрытий
Промывка в горячей воде
Обработка металлов (кроме алюминия и магния) в растворах щелочи
(химическое обезжиривание, нейтрализация), химическая обработка
стали в растворах хромовой кислоты (пассивация, травление, снятие
оксидной пленки и т д )
Анодирование алюминия и мшниевых сплавов в растворах, содержа-
содержащих хромовую кис юту оксидирование стали травление алюминия,
магния в растворах щелочи
Цинкование, меднение, латунирование, декапирование и амальгамиро-
амальгамирование в цианистых растворах
Кадмирование, серебрение, золочение и электродекапированис в циа-
цианистых растворах
0,5
1,0
1,25
1,8
2,0
2.2.4. Воздушное душирование
Воздушные души являются местной приточной вентиляцией, с помо-
помощью которой на ограниченной площади помещения можно создавать пара-
параметры микроклимата отличные от всего помещения
Воздушное душирование применяется на постоянных рабочих местах
в следующих случаях при тепловом облучении интенсивностью 350 Вт/м2
и более, при производственных процессах, сопровождающихся вредными
выделениями и при невозможности устройства эффективной местной вен-
вентиляции и укрытий, в кабинах крановщиков, когда окружающий их воздух
содержит избытки явной теплоты или вредные вещества с концентрацией
выше предельно допустимой и др
Расчетные нормы температуры и скорости воздуха в душирующей
струе на рабочем месте в производственных помешениях принимаются в
зависимости от категории работ и поверхностной плотности лучистого те-
теплового потока по приложению Б [2]
Расчет воздушного душирования сводится к определению типа и раз-
размера душирующего патрубка, скорости, температуры и расхода воздуха на
выходе из патрубка Их устанавливают на расстоянии 1,8-1,9 м от уровня
пола и не менее 1 м до рабочего места
Для обработки воздуха применяются приточные камеры и кондицио-
кондиционеры Системы воздушного душирования не объединяются с приточными
общеобменными системами
2.2.5. Расчет воздухообмена
Расход воздуха для вентиляции помещений промышленных зданий опре-
определяется после расчета теплопотерь и теплопоступлений, составления теплово-

179
го баланса и выбора системы отопления, определения количества влаги, вред-
вредных и взрывоопасных газов, поступающих в рабочую зону, определения про-
производительности местных отсосов, выбора схемы организации воздухообмена.
Расход приточного воздуха L, м3/ч определяют для теплого, холодного
периодов и переходных условий для ассимиляции избыточной теплоты,
влаги, вредных газов и паров
а) по избыткам явной теплоты
**-»Lb-b\ B.90)
б) по массе выделяющихся вредных или взрывоопасных веществ
'"-Z-°te-^). B.91)
Я ух ~ 1
в) по избыткам влаги (водяного пара):
B-92)
Для помещений с избытком влаги следует проверять достаточность
воздухообмена для предупреждения образования конденсата на внутренней
поверхности наружных ограждающих конструкций при расчетных пара-
параметрах Б наружного воздуха в холодный период года.
В формулах B.90-2.92):
LM0 - расход воздуха, удаляемого из обслуживаемой или рабочей зоны
помещения системами местных отсосов и на технологические нужды, м3/ч;
X Qujo - избыточный явный тепловой поток в помещение, Вт;
с - теплоемкость воздуха, с = 1,005 кДж/(кг°С),
р - плотность воздуха, р = 1,2 кг/м1;
tyx - температура воздуха, удаляемого из помещения эа пределами об-
обслуживаемой или рабочей зоны, °С;
tnp- температура приточного воздуха, °С,
М- избытки влаги в помещении, г/ч;
dyx - вла! осодержание воздуха, удаляемого из помещения за пределами
обслуживаемой или рабочей зоны, г/кг;
dnp - влагосодержание приточного воздуха, г/кг;
т, - расход каждого из вредных или взрывоопасных веществ, посту-
поступающих в воздух в помещения, мг/ч;
qyx - концентрация вредного или взрывоопасного вещества в воздухе,
удаляемом за пределами обслуживаемой зоны помещения, мг/м3;
qnp - концентрация вредного или взрывоопасного вещества в воздухе,
подаваемом в помещение, мг/м3.
Параметры воздуха /6, de следует принимать равными расчетным пара-
параметрам в обслуживаемой или рабочей зоне помещения, а дв - равной ПДК в
рабочей зоне помещения.

180 Глава Ц
Наиболее сложным при расчетах воздухообмена является установле-
установление связи между температурой приточного tnp и температурой удаляемого
из помещения воздуха tyx. Правильный выбор &t-tyx - tnp имеет большое
значение для создания необходимых условий в помещении и для выбора
вентиляционного оборудования. При увеличении значений Д/ уменьшается
расход приточного воздуха, и следовательно, снижаются затраты на уст-
устройство систем и расходы тепловой и электрической энергии.
Параметры воздуха, удаляемого из помещения
• температура, °С
'jar^KP + tfifc-fv); B.93)
• влагосодержание, г/кг
dnp)\ B.94)
• концентрация вредных веществ, мг/м3
Чух =4»p + Kq (ПДК -q^p). B.95)
Коэффициенты воздухообмена Kt, Kd, Kq следует принимать по норма-
нормативным документам для конкретных производств, по экспериментальным
данным натурных или лабораторных исследований, находить расчетным
путем (табл. 2 46-2.48).
Таблица 2 46
Значение коэффициентов воздухообмена Kt и Kq для помещений
с незначительными избытками явной теплоты
Подача воздуха
Непосредственно в рабочую зону
Наклоненными струями в
направлении рабочей зоны
• с высоты не более 4 м
• с высоты более 4 м
• сосредоточенно, выше рабочей
зоны
• сосредоточенно, выше рабочей
зоны с использованием на-
направляющих сопел
Сверху вниз
• настилающимися струями
• коническим струями
• плоскими струями
Значение коэффициентов К, и Kq при
кратности воздухообмена, 1/ч
3-5
1,3
1,15
1
0,95
1
0,95
1,05
1,1
1,85
1,4
1,2
Ы
1
1,1
1,1
1,2
5-10
1,2
1,1
1
1
1
1
1
1,05
1,4
1,2
1.1
0,95
1,05
1,05
1,1
10 и более
1,05
1
1
1
1
1
1
1
1,15
1,1
1,05
1
1
1
1

181
Таблица 2 47
Коэффициенты Kt и Kq помещений со значительными избытками теплоты
при подаче воздуха непосредственно в рабочую зону или наклоненными
струями в направлении рабочей зоны
Помещения с избытками теплоты (явной) более 23 Вт/м3
Кузнечно-прессовые, печные пролеты сталеплавильных, рельсо-
рельсопрокатных цехов, склады горячего металла, цехи эмалирования
Термические
Сушильные
Литейные
Доменные и кузнечные
Прокатные
Компрессорные
Цехи вулканизации и произволе!ва изделий из пластмасс
К
2,0
1,9
1,8
1,7
1,6
1,5
1,4
1,3
Kq
2,7
2,6
2,5
2,3
2,2
2,1
1,9
1,8
Таблица 2 48
Расчетные значения коэффициента, Kt
Способ подачи
воздуха
Непосредственно в рабочую
зону
Наклонными струями в
направлении рабочей зоны
с высоты 4 м от пола
То же, более 4 м
Выше рабочей зоны
¦ настилающимися и нена-
стилаюшимися сгруями
¦ ПЛОСКИМИ ИЛИ КОМ1ШК1НЫ-
ми и веерными стр>ями
Haci илающимися
струями
Ненастилаюшимися
струями
Месю удаления
воздуха общеобменной
вентиляцией
Из верхней зоны
Тоже
— // —
вне зоны непосредствен-
непосредственного воздействия струи
в зоне непосредственно-
i о воздействия струи
То же, при hlFlmp = 10
20
30
Из верхней зоны
Доля тепло-
тепловыделений в
рабочую зону
1
0,7
0,5
1
0,7
0,5
1
0,7
0,5
1
0,7
0,5
1
0,5
—
1
0,7
0,5
к,
1
1,4
2
1
1,2
1,3
1
1
1,2
1
1,15
1,2
0,9
0,85
0,8
0,9
0,95
0,85
0,95
1

182 Глава Д
При выборе способа подачи воздуха следует отдавать предпочтение
системам, имеющим наибольшую величину коэффициента воздухообмена.
Температуру воздуха t>x, °C, удаляемого из верхней зоны помещения,
можно так же определять по выражениям
Ь"*+Ч^' B"9б>
tyx = U + grad t(Hn-hp3), B.97)
где т - температурный симплекс, учитывающий долю избыточной тепло-
теплоты, которая воздействует на температуру воздуха в рабочей зоне;
grad t - температурный градиент, учитывающий повышение температу-
температуры воздуха по высоте помещения на каждый метр выше рабочей зоны;
Н„ — высота помещения, м;
hp3 - высота рабочей зоны, м.
Значения коэффициента ш, температурного градиента приведены в
126], [28].
При выборе схемы организации воздухообмена следует руководство-
руководствоваться требованиями СНиП [1, 2], а также действующими ведомственными
нормами и рекомендациями.
Подача воздуха в производственные помещения осуществляется в со-
соответствии с требованиями СНиП [1, 2] и рекомендуется в рабочую зону.
Удаление воздуха из помещений согласно СНиП [1, 2] следует преду-
предусматривать из наиболее загрязненных зон или там, где воздух имеет наи-
наибольшую температуру и энтальпию.
При выделении пыли и аэрозолей удаление воздуха предусматривается
из нижней зоны. Максимальный эффект достигается при минимальных
расходах воздуха, удаляемого из нижней зоны, т.е. через местные отсосы и
на технологические нужды, а весь остальной воздух - из верхней зоны [2].
При определении воздухообмена по формуле B.90) может быть так,
что в числителе дроби получится отрицательное число, формулы теряют
смысл, т.к. расход приточного воздуха будет меньше расхода воздуха, уда-
удаляемого местными отсосами. Это означает, что местными отсосами удаля-
удаляется такое количество воздуха, компенсации которого Lnp=LMO достаточно
для ассимиляции теплоты и вредных веществ. В этом случае расход при-
приточного воздуха, м3/ч, следует принять
L=L4O+Lyx. B.98)
Расход уходящего воздуха Lw м3/ч, в помещениях с выделением вредных
или горючих газов должен быть не менее однократного воздухообмена в час
Lvx=Va; B.99)
а в помещениях высотой более 6 м - не менее 6 м3/ч на 1 м2 помещения
Lyx=6F, B.100)
где F - площадь помещения, м2; Vn - объем помещения, м3.

183
Зная расход приточного воздуха, необходимо уточнить его температу-
температуру, °С, из формулы B.90)
р cpL
При одновременном поступлении в воздух помещения теплоты, вред-
вредных веществ следует принимать большую из величин полученным по фор-
формулам B.90-2.92). Если в помещение поступают вредные газы однона-
однонаправленного действия (например, пары растворителей - ацетона, спирта,
бензина и т.д.), расход приточного воздуха определяется как сумма расходов
воздуха, необходимых для разбавления каждого из веществ в отдельности.
ПРИМЕР 2.22. Рассчитать воздухообмен в цехе технического обслужи-
обслуживания и текущего ремонта грузовых автомобилей с карбюраторным двигате-
двигателем. Рабочий объем цилиндров двигателя И = 6,5 л, мощность 150 л.с. (бензин
не этилированный). Одновременно обслуживаются три автомобиля. Выхлоп-
Выхлопные трубы автомобилей оборудуются шланговыми отсосами. Количество
воздуха, удаляемого шланговым отсосом от одного автомобиля мощностью
от 120 до 180 л.с. - 500 м3/ч [29J, от трех автомобилей будет 1500 м3/ч.
Количество приточного и вытяжного воздуха для осмотровых канав,
приямков и тоннелей принято, исходя из расчета их десятикратного возду-
воздухообмена, и составляет 1000 м3/ч. Общее количество воздуха, удаляемого
из рабочей зоны LM о = 1500 + 1000 = 2500 м3/ч.
В помещении имеется достаточное количество окон для проветрива-
проветривания в теплый период. Работа средней тяжести Па.
Теплый период.
Температуру приточного воздуха принимаем по параметрам «A» tnp-
- t? =21°С. В соответствии с [I] для работы средней тяжести Па, температу-
температуру рабочей зоны принимаем на 4°С выше ti\ te = t* + 4=25°C (допустимые
параметры). Суммарные теплопоступления составляют J) Qm6 — 20000 Вт,
или YiQuje = 20000• 3,6 = 72000 кДж/ч. Объем цеха V= 2400 м3, высота -6 м.
В соответствии с [291 в помещениях технического обслуживания и текуще-
текущего ремонта подвижного состава удаление воздуха системами общеобмен-
общеобменной вентиляции следует предусматривать из верхней и нижней зон поровну
с учетом вытяжки из осмотровых канав, а подачу приточного воздуха -
рассредоточено в рабочую зону и в осмотровые канавы. При таком способе
подачи, принимая в первом приближении кратность воздухообмена в пре-
пределах 5-10 1/ч, по таблице 2.46 принимаем К,= 1,2; Kq= 1,4 (как для крат-
кратности 5-10).
По формуле B.90) с учетом формулы B.93) определяем расход при-
приточного воздуха, м3/ч:

184 ГлаваЦ
Кратность воздухообмена К= 12920/2400 = 5,4, значит коэффициенты
К, и Kq выбраны правильно.
Переходные условия.
Температура воздуха в рабочей зоне te= 18°C [1, 2]. Температура на-
наружного воздуха tH = 8°С, приточного t^ = 8 + 1 = 9°С. Избытки явной теп-
теплоты ^Оизб = 18000 Вт или 65000 кДж/ч, К,= 1,2; А",= 1,4 (подача воздуха в
рабочую зону) [2].
Расход приточного воздуха
L 2500 1 3,6-18000-1,005-1,2-2500A8-9) ъ
L~2500+ 1,005-1,21,2A8-9) -5430 м/ч.
Расход удаляемого воздуха из верхней зоны
Lyx=L-LM0= 5430-2500 = 2930 м3/ч.
Холодный период
Температура воздуха в рабочей зоне принимается как и для переход-
переходного периода и= 18°С. Из теплового баланса, составленного с учетом рабо-
работы отопления Y,Qu36 =6000кДж/ч. В холодный период года при незначи-
незначительных избытках явной теплоты (до 5 Вт/м3) допускается принимать
fa- re = 0,5 - 1°С. Пусть в нашем случае i^= 19°C, t?=-24°C.
Производительность приточной установки рекомендуется принимать
по переходному периоду [22].
Температура приточного воздуха B.101)
25001,218 + 29301,219-6000 54000 + 66804-6000 _1>7 ,00
'"*= U1430 " 6516 П'6С<
В помещениях технического обслуживания и текущего ремонта авто-
автомобилей, кроме тепловыделений, имеется значительное поступление в ра-
рабочую зону окиси углерода при въезде, выезде и регулировке автомобилей.
Время этих операций принимают по данным технологов и из литературных
источников [29].
Пусть заводка и выезд автомобиля из цеха - 1 мин., въезд и маневриро-
маневрирование автомобиля при установке на место - 1 мин. Испытание и регулирова-
регулирование на стенде - 8 минут. В последнем случае в связи с наличием шлангового
отсоса прорыв отработанных газов в помещение следует принимать 10% [29].
Количество окиси углерода G, кг/ч, выделяющейся при работе автомо-
автомобилей с карбюраторными двигателями, определяют по формуле
где п - число автомобилей, находящихся в работе, п = 3;
В - рабочий объем цилиндров двигателя, л, В = 6,5;

185
Р - массовое содержание вредностей в отработанных газах, %; Р=6%
при заводке и регулировании; Р=4% при маневрировании, въезде и
выезде [14];
т - время работы двигателя, мин.
При выезде из помещения
G = 15@,6 + 0,8-6,5)-^-±--3 = 0,170 кг/ч.
100 60
При въезде в помещение
G = 15-@,6+0,8-6,5)-^-~-30,4 = 0,07 кг/ч.
При въезде автомобиля вводится понижающий коэффициент 0,4 [26].
Поступление СО при регулировании двигателя с учетом работы шлангово-
шлангового отсоса A0%).
Всего выделяется окиси углерода при одновременной работе 3-х авто-
автомобилей
G = 0,170 + 0,07 + 0,2 = 0,44 кг/ч.
Воздухообмен, L, м3/ч, для разбавления этого количества окиси угле-
углерода (mt = G) определяем по формуле B.91) с учетом формулы B 95)
L=L"°+ Кд(ПДК-дпр) '
При этом: LM о = 2500 м3/ч; Kq = 1,4; ПДК=20 мг/м3; qnp = 5 мг/м3 [29], тогда
Кратность воздухообмена 21670/2400 = 9 коэффициенты Kt и Kq не ме-
меняются.
Как видим, воздухообмен для разбавления СО больше, чем для разбав-
разбавления теплоты. Принимаем его за расчетный, т.е. L=21670m3/4. Этот рас-
расход воздуха подается в рабочую зону, а удалять воздух рекомендуется [29]
в равных количествах из рабочей и верхней зон, т.е. LMO =Lyx= 10835 м3/ч.
Зная L=21670 м3/ч, уточним температуру в рабочей зоне в теплый период.
о -At
L~L«°+ ^K~Ai
Тогда
21670-1-1,2-1,2-Af = 10835 -1-1,21,2- At + 72000- 11,2 10835- At;

186 Глава!!
31,2Af = 15,6-Af + 72-13Af; Af = 2,5°C;
отсюда
te = tnp +At=21+2,5 = 23,5°C.
Как видим, при воздухообмене L = 21670 м3/ч в рабочей зоне будет бо-
более благоприятная температура (была принята te = 25 °С).
Переходные условия.
Из формулы B.90), принимая L=21670 м3/ч; LM0 = 10835 м3/ч; К,= 1,2;
te= 18°С, находим Af=ta - tnp. При этом ?б„3б = 65000 кДж/ч; Af=2°С, тогда
Холодный период
Из формулы B.90), принимая L=21670 мэ/ч; LM0 = 10835 м3/ч; ?,= 1,2;
гв=18°С, ?б««б = 6000кДж/ч, находим kt=te-tnp; Af=0,2°C, тогда ^=
= 18-О,2 = 17,8°С«18°С.
Дополнительно вентилирование верхней зоны не требуется, т.к. удаля-
удаляется оттуда Lyx= 10835 м3/ч - это примерно пятикратный воздухообмен.
В теплый и холодный периоды удаление воздуха из верхней зоны в ко-
количестве 10835 м3/ч обеспечивают четыре крышных вентилятора ВКРМ-4,
которые установлены в покрытии. Количество воздуха, удаляемого из рабо-
рабочей зоны, так же составляет 10835 м3/ч, при этом из смотровых ям удаляет
1000 м3/ч отдельной вытяжной системой с механическим побуждением. От
выхлопных труб автомобилей через шланговые отсосы удаляется 1500 м3/ч
(по 500м3/ч от каждого). Остальное количество воздуха 10835 - 2500 =
= 8335 м3/ч удаляется системой общеобменной вентиляции.
Расход приточного воздуха 21670 м3/ч. Из них 20670 м3/ч подается в
рабочую зону через эжекционные панельные воздухораспределители ВЭПш,
установленные на высоте 1,5 м от пола, а 1000 м3/ч подается в смотровые
ямы через решетки типа Р.
Ремонтно-механический цех
ПРИМЕР 2.23. Рассчитать воздухообмен в ремонтно-механическом
цехе размером 36x12 м и высотой 8 м. Расчетная наружная температура
зимой f,f=-25°С, летом /* = 21°С. Суммарная производительность местных
отсосов LM0 =20000 м3/ч. Приточный воздух в переходный и холодный
периоды подается в верхнюю зону сосредоточенными не настилающимися
струями из воздухораспределителей типа ВСП. В теплый период - допол-
дополнительно естественным путем в рабочую зону через фрамуги окон.
Теплый период.
Исходные данные: избытки явной теплоты 2 Quj6 =72000 кДж/ч, в соот-
соответствии с [ 1 ] te=21 + 4=25°С. По таблице 2.46, принимая кратность воздухо-
воздухообмена 5-10 1/ч, К,= 1,0 (подача воздуха сосредоточенно, выше рабочей зоны).
Расход приточного воздуха
72000 -1,2- 20000 B5 - 21)
1,2-1B5-21)

187
Как видим, в числителе второго слагаемого получается отрицательная
величина Определяем расход воздуха для вентиляции верхней зоны Со-
Согласно [1,2] при высоте помещения больше 6 м (наш случай) из верхней
зоны под перекрытием помещения необходимо удалять 6 м3/ч на 1 м2 пло-
площади помещения, т е Lyx=36 12 6 = 2592м3/ч
Принимая расход приточного воздуха L = LM0 + Lyx = 20000 + 2592 =
s 22592 м3/ч, находим из формулы B 90) величину At=te + tnp
72000=1,2 22592ЛЛ
д,= 72000
1,2 22592
тогда /й = 21 + 2,6 = 23,б°С, т е в рабочей зоне установится более комфорт-
комфортная температура
Кратность воздухообмена К=22592/3456 = 6,5
Вентиляцию верхней зоны в количестве 1,^=2592 м^/ч обеспечивают
четыре вытяжных шахты J-500 мм с дефлекторами
Переходные условия
Исходные данные избытки явной теплоты ?й,эт = 60000 кДж/ч,
/g = 18°C, tnp =9°C Приточный воздух подается организованно в верхнюю
зону через воздухораспределители В СП Согласно таблице 2 46, Kt = 1
Так как перепад температур и - tnp = 9°C, больше чем в теплый период, то
очевидно, что тепловой ноток, удаляемый из рабочей зоны с воздухом
местных отсосов больше 5) fi«0 = 60000 кДж/ч Аналогично теплому пе-
периоду Lyjt = 2592M3/4, расход приточного воздуха L = L» + Lyx = 20000 +
+ 2592 = 22592 м3/ч из формулы B 90) находим Af = 2,2°C, тогда tnp =
=/e-Af = 18-2,2 = 15,8°C
Удаление воздуха из верхней зоны L>Jt=2592 м3/ч осуществляется, как
и в теплый период Производительность приточной установки L=22592 м3/ч
Хоподныи период
Исходные данные fe=18°C, недостатки явной теплоты при работаю-
работающей постоянно системе дежурного отопления J^QU3O =-60000 кДж/ч Рас-
Расход приточного воздуха принимаем по переходному периоду L=22592 м3/ч
Из формулы B 90) находим
\t-t t - -60000 _ 9?ог
Л' ~ <¦-'* ,2 22592 --2'2С'
тогда tnp = te - At = 18 + 2,2 = 20,2°С
2 2 6 Воздушно-тепловые завесы
Воздушно тепловые завесы устраивают в отапливаемых зданиях для
обеспечения требуемой температуры воздуха в рабочей зоне и на рабочих
местах, расположенных вблизи ворот и у дверей

188 Глава ц
У ворот промышленных зданий устраивают воздушные завесы шибер,
ного типа, которые в результате частичного перекрытия проема воздушной
струей, сокращают прорыв наружного воздуха через открытый проем, а в
помещение поступает смесь холодного наружного с нагретым воздухом
воздушной завесы. При этом температура смеси должна быть равна норми-
нормируемой температуре вблизи ворот. Температуру смеси воздуха tCM, посту,
пающего в помещение при работе воздушной завесы следует принимать не
менее: 14°С - при легкой работе, 12°С - при работе средней тяжести, 8°С -
при тяжелой работе.
У ворот промышленных зданий обычно устанавливают боковые двух-
двухсторонние завесы шиберного типа, с расположением вентилятора и калори-
калорифера на вертикальном коробе для выпуска воздуха. Воздушная струя направ-
направляется под углом 30° к плоскости проема. Высота щели равна высоте проема.
ПРИМЕР 2.24. Рассчитать боковую двухстороннюю завесу у распаш-
распашных ворот без тамбура размером 3,6x3,6 м в одноэтажном производствен-
производственном здании высотой 7,5 м без фонарей. Приток и вытяжка сбалансированы.
Расчетная температура наружного воздуха *„=-25°С, температура воздуха
в помещении ^=18°С. Барометрическое давление - 745 мм рт.ст (Бела-
(Беларусь). Работа средней тяжести (fCM=12°C). Расчетная скорость ветра (зи-
(зимой) - ve = 4,5 м/с.
Общий расход воздуха, кг/ч, подаваемой завесой шиберного типа, оп-
определяем по формуле [18]:
G3 = 5100 ¦ q\knp ¦ Fnp у]АРрсч, B.102)
где q - отношение расхода воздуха, подаваемого завесой, (G3) к расходу
воздуха, проходящего в помещение через проем при работе завесы
(Gnp). Рекомендуется принимать 0,6...0,7. Принимаем 0,6;
^.„p - коэффициент расхода проема при работе завесы. Определяется по
табл. 2.49 в зависимости от типа ворот (раздвижные или распашные),
вида завесы (боковая или нижняя) и относительной площади
F = Fnp/FUf, где Fnp - площадь проема ворот (F^= 12,96 м2);
FU( - площадь воздуховыпускных щелей, м2, F задаются в пределах
20...30. Примем F =20, тогда по табл. 2.49 ^ = 0,27;
рсм - плотность, кг/м3, смеси подаваемой завесой воздуха при темпера-
температуре fCM= 12°C, можно определять по формуле
АР - разность давлений воздуха с двух сторон наружного ограждения
на уровне проема, оборудованного завесой, Па. Значение АР можно
определять по формуле АР = Д/Y + к\&Рв, где кх — поправочный коэф-
коэффициент, учитывающий степень герметичности здания. Для зданий без
аэрационных проемов ку = 0,2 [18].

Таблица 2 49
Коэффициенты расхода щ, для боковых завес шиберного типа
Относительная
площадь F = F^/Fuf
10
20
30
40
Значение Щр при q
05
0,42
0,36
0,35
0,30
ом
0,27
0,29
0,25
06
0,38
032
0,32
0,27
0,29
0,25
0,29
025
07
0,35
0,31
0,30
0,26
0,29
0,25
0,29
0,25
0.8
0,33
0,28
029
0,25
0,29
0,25
0,29
0,25
Примечание
Над чертой приведены
\1пр для раздвижного
проема, под чертой для
распашного
Гравитационное давление АРТ, Па находим по формуле:
(pH-pe), B.103)
где hpac4 - расстояние по вертикали от центра проема оборудованного за-
завесой до уровня нулевых давлений, где давление снаружи и внутри
здания равны (высота нейтральной зоны), м. Для зданий без аэрацион-
ных проемов можно принимать 0,5 высоты ворот, hp=l,S м;
р„ - плотность воздуха при наружной температуре (-25°С)
Р- = 273^5) =1-42КГ/м3;
рв - плотность воздуха, кг/м3, при и = 18°С, рв = 1,21 кг/м3.
Ветровое давление, Па
где с — расчетный аэродинамический коэффициент, значение которого для
вертикального ограждения - 0,8 (СНиП 2.01-07-85. Нагрузки и воздей-
воздействия);
ve - расчетная скорость ветра, м/с, при параметрах «Б» для холодного
периода года (ve = 4,5 м/с).
Тогда расчетная разность давлений составит:
ДР = 9,8-1,8A,42-1,21) + 0,20,8-4,521,42/2 = 6 Па.
Подставим АР в формулу расхода воздуха завесы:
G3 =51000,60,2712,96V61,24 = 29200 кг/ч .
По таблице 2.50 выбираем завесу ЗВТ1 00.000-0.2 суммарной произво-
производительностью по воздуху Gma° = 28800 кг/ч, по теплу Q3 = 232600 Вт, F = 24.

190 ГлаваЦ
Таблица 2 50
Основные расчетные показатели боковых двухсторонних
воздушно-тепловых завес
Шифр завесы
ЗТВ2-25 01УЗ
ЗТВ2-28 01УЗ
А5-01
ЗВТ1 00 000
ЗВТ1 00 000-01
ЗВТ2 00 000-01
ЗВТ1 00 000-02
ЗВТ2 00 000-02
ЗВТ1 00 000-03
ЗВТ2 00 000-03
ЗВТЗ-1
ЗВТ6-1
ЗВТЗ-2
ЗВТ6-2
звтз-з
ЗВТ603
ЗВТЗ-4
ЗВТ6-4
Производительность
по воздуху,
G3, кг/ч
30000
33600
18500
28800
40800
28800
40800
39000
41400
43700
44100
по теплу
180000
200000
173300
232600
511700
232600
511700
368200
423100
481600
383400
Ширина
щели,
мм
100
100
70
90
100
75
90
150
150
150
150
Размер проема
ворот, м
ширина
3
3,6
3
3,6
3
3,6
3,6
3,6
4,2
3,6
4,2
3,6
3,6
3,6
4,2
высота
3
3,6
СП СП
3
3
3
3,6
3,6
4,2
4,2
3,2
4,2
Относи-
Относительная
площадь
15
18
21
26
17
20
18
24
28
20
23
12
12
12
14
06
04
02
Из формулы G3 находим действительное значение qa
1 28800
^
10 20 30 /
Рис. 2.27. Определение Q
для боковой завесы
5100 0,27 12,96^/6 1,21
= 0,6
Требуемую температуру воздуха, пода-
подаваемого завесой, t3, °C, находим по формуле
B 104)
где Q - отношение теплоты, теряемой с воз-
воздухом, уходящим через открытый проем на-
наружу, к тепловой мощности завесы (находим
по рис 2 27) Q =0,06
Тогда t3 = -25 +
12 + 25
0,60A-0,06)
= 40,6°С

191
Тепловую мощность калориферов завесы, Вт определяем по формуле
&=0f28G,(*,-*«,), B 105)
где *з = 40>6°С, tHm - температура воздуха, забираемая для завесы °С, мож-
можно принимать равной tCM, т е 12°С
Тогда
Q3 = 0,28 28800D0,6 - 12) = 230630 Вт
Это близко к расчетной производительности (отклонение допускает-
допускается + 10%) В случае значительного превышения тепловой мощности над
расчетной рекомендуется в одном из агрегатов завесы не устанавливать
калориферы или принять однорядную установку калориферов в одном
или обоих агрегатах завесы
2.2.7. Распределение воздуха
Выбор способа подачи приточного воздуха и типа воздухораспредели-
воздухораспределителя производится в зависимости от категории помещения, требований к
микроклимату, вида технологического оборудования и характера вредно-
вредностей, поступающих в рабочую зону
Производственные помещения условно делятся на две категории [19]
К 1 категории относятся помещения высотой 6-8 м и более (основные
цеха заводов машиностроения, судостроения, вагоностроения, электротех-
электротехническая промышленность, домостроительные комбинаты и др ) Высоких
требований к равномерности распределения параметров воздуха по рабо-
рабочей зоне этих цехов не предъявляется
Ко 2 категории относятся производственные помещения высотой ме-
менее 6 м (радиотехническая, электронная, приборостроительная, легкая, де-
деревообрабатывающая промышленность и т п ) Технологический процесс в
некоторых из этих помещений существенно зависит от равномерности рас-
распределения параметров воздуха в рабочей зоне
В производственных помещениях 1 категории с незначительными из-
избытками явной теплоты рекомендуются следующие способы подачи воз-
воздуха
• наклонными струями в направлении РЗ через воздухораспределители
типов НРВ, РВ и ВВР,
• сосредоточенно выше РЗ через воздухораспределители типов ВСП,
ВГКм, РР, РВ,
• непосредственно в РЗ через воздухораспределители типов ВЭПш,
УВН, РР, РВ,
• смыкающимися или несмыкающимися коническими струями сверху вниз
с высоты не более 8 м через воздухораспределители типов ВР, ПРМ, ВК
Подачу воздуха наклонными струями рекомендуется осуществлять с
высоты 4-6 м
В производственных помещениях 1 категории со значительными из-
избытками явной теплоты рекомендуются следующие способы подачи воздуха

192 Глава Ц
• непосредственно в РЗ через воздухораспределители типов ВЭПщ
УВН, РВ;
• наклонными струями в направлении РЗ с высоты не более 4 м через
воздухораспределители типов НРВ, РВ и ВВР.
В производственных помещениях 2 категории рекомендуются сле-
следующие способы подачи воздуха:
• сверху вниз веерными или несмыкающимися коническими струями
через воздухораспределители типов ВР, ВДШп и ПРМ;
• сверху вниз плоскими струями через воздухораспределители тина ВПК;
• непосредственно в РЗ через воздухораспределители типов ВЭПщ,
УВН, РВ.
Многообразие технологических процессов в производственных усло-
условиях вызывает необходимость решать вопросы выбора способа воздухо-
распределения применительно к каждому конкретному объекту.
Подача приточного воздуха в рабочую зону рекомендуется при нали-
наличии в помещении значительных избытков теплоты (кузнечные, термиче-
термические, тепловые участки), а также в помещения, в которых теплопоступле-
ния сопровождаются выделением влаги или вредных веществ (гальваниче-
(гальванические цеха). В помещениях технического обслуживания и текущего ремонта
автомобилей подавать приточный воздух рекомендуется рассредоточено в
рабочую зону и в осмотровые канавы. Подача воздуха выше РЗ допускает-
допускается в производственные помещения при незначительных избытках явной
теплоты и наличии пыле- и газовыделений (механические, сварочные, ок-
окрасочные, электроремонтные цеха) и помещения общественных и админи-
административно-бытовых зданий. В производственных помещениях с выделе-
выделениями пыли (деревообработка, заточные, шлифовально-полировальные
участки, производство строительных материалов) приточный воздух, как
правило, рекомендуется подавать сверху вниз из воздухораспределителей,
расположенных выше рабочей зоны [19].
Согласно СНиП [1, 2], подача приточного воздуха в рабочую зону
наиболее эффективна, так как сокращает воздухообмен. При этом жела-
желательно весь объем приточного воздуха распределять в рабочей зоне, не де-
деля его на рабочую и верхнюю зоны, на которые делится расход воздуха,
удаляемого из помещения.
Удаление воздуха из помещений системами вентиляции следует пре-
предусматривать из зон, в которых воздух наиболее загрязнен или имеет наи-
наиболее высокую температуру. Максимальный эффект, достигается при ми-
минимальных удалениях воздуха из рабочей зоны, т.е. при удалении из нее
только заданных расходов на местные отсосы и технологические нужды.
Весь остальной воздух следует уделять общеобменной вентиляцией из
верхней зоны [2]. Исключением являются помещения со значительными
влаговыделениями и выделениями пыли, где удаление воздуха предусмат-
предусматривается из нижней зоны. Расчет раздачи воздуха в промышленных здани-
зданиях различного назначения приводится на основании подраздела 2.1.6, спра-
справочника [19] и методических указаниях [17].

193
2.2.8. Аэродинамический расчет систем вентиляции
При проектировании приточных и вытяжных систем вентиляции необ-
необходимо выполнять требования, изложенные в [1, 2]. Воздуховоды проекти-
проектируются преимущественно круглого сечения из листовой стали. При транс-
транспортировании воздуха, содержащего химически активные газы, аэрозоли
кислот и щелочей, воздуховоды выполняют из алюминия, нержавеющей
стали, винипласта, керамики и др. В каждом конкретном случае выбор ма-
материалов для проектирования воздуховодов производится в соответствии
с0 СНиП [1, 2]. Воздуховоды не должны мешать работе оборудования,
транспортных средств, кранов и персонала.
Аэродинамический расчет воздуховодов сводится к определению раз-
размеров их поперечного сечения, а также потерь давления на отдельных уча-
участках при заданном расходе L, м3/ч, и рекомендуемой скорости v, м/с.
При увязке ответвлений расхождение в потерях давления должно быть
не более 15%, если воздух поступает в одно помещение (цех) и не более
10%, если в разные помещения [19].
При проектировании вентиляционных систем следует использовать
унифицированные детали воздуховодов (см. рис. 2.20, 2.21), за исключени-
исключением систем аспирации и пневмотранспорта. Коэффициенты местных сопро-
сопротивлений этих деталей с достаточной точностью можно определить по [19].
ПРИМЕР 2.25. Рассчитать сеть металлических воздуховодов приточ-
приточной установки П1 (рис. 2.28). Раздача воздуха осуществляется через плафо-
плафоны регулируемые многодиффузорные типа ПРМ2 с площадью живого се-
сечения Ао = 0,08 м2 и коэффициентом местного сопротивления ?=1,4. На
каждый плафон приходится - 1270 мэ/ч. Расчетное направление выбирается
через наиболее протяженную и загруженную ветвь. В нашем случае венти-
вентиляционная система симметрична, воздуховоды будем рассчитывать для
направления через участки 1, 2, 3,4, 5.
Рис. 2,28. Расчетная схема сети воздуховодов Ш
1- 1987

194 Главац
Результаты расчета заносим в таблицу 2.51, удельные потери на трение
R, Па/м, определяем по табл. 2 22, коэффициенты местных сопротивлений
? - по справочнику [ 19]
Таблица 2.51
Расчет воздуховодов системы Ш
№
уч
Плафон
ПРМ2
1
2
3
4
5
10 СТД
5289
ПРМ2
10
ПРМ-2
11
Рп
ПРМ2
12
м/ч
1270
1270
2540
3810
5080
10160
10160
м
4
3
3
5
3
d.
мм
315
400
400
450
560
V,
м/с
4,4
4,5
5,6
8,4
8,9
11,5
4,7
/?,
Па/м
0,77
0,85
1,80
1,71
2,10
Л/,
Па
3,08
2,55
5,39
8,55
6,30
ш
11,67
12,31
18,93
42,60
47,28
78,86
13,27
к
1,4
0,61
0,17
0,2
1,26
0,61
1,2
Па Л'
16,33
7,51
3,22
8,52
59,57
48,10
15,93
Общее сопротивление сети АРсети= 185 Па
Аэродинамическая увязка ответвлений
/pSm = ЪРПРМ1 +¦ YARt + Z)X=\6,33 +10,59 = 26,92 Па
1270
1270
?%.=
1270
1270
1270
1270
1
1
1
315
РМ?+:
315
с
315
4,4
4,5
28,18
2
Е(Ж +
4,4
4,5
4,4
4,5
0,77
0,77
' 1ЛП
11,67
12,31
Л 1OL.
1.4
0,9
16,33
11,08
Rt + Z
Па
16,33
10,59"
5,76
13,91
68,12
54,40
15,93
?Ш
16,33
11,85
S 28,18
QIC 1W ¦*."«
5,1 о
Zb =16,33+10,59+5,76 = 32,68 Па
0,77
0,77
0,77
3+10,.
0,77
11,67
12,31
11,67
12,31
1,4
1,5
1,4
2,6
16,33
18.46
16,33
19,23
? 35,56
16,33
32,0
16,33
32,77
149,0
0-46,5
49,0
д
Примечание В данном случае разветвления системы П1 абсолютно симметрич-
симметричны по д-шнам и расходам Если этого нет, необходимо рассчитывагь левое ответв-
ответвление и увязывав с правым ответвлением, т е

195
Рекомендуемые скорости в воздуховодах вентиляционных систем об-
общего назначения для промышленных зданий (табл 2 16) в магистралях -
д0 12 м/с, в ответвлениях - до 8 м/с [19]
Определение коэффициентов местных сопротивлений (КМ С)
Так как КМ С плафона ПРМ2 (? = 1,4) относится к скорости выхода
Гда то для определения потерь давления в ПРМ находим
v» = 4T^ooM/c
Согласно [19] для ПРМ2Ло = 0,08 м2
№да "° = ОЖ100 = 4-4М/С' ^M2=^ = U^^ = 16,3Mla
Участок 1 Поворот (отвод) 90° (табл 22 26 [19]) ? = 0,21 Тройник на
проход (табл 22 37) [19]
?^-0,4+ 0,21 =0,61
Участок 2 Тройник на проход
3 Тройник на проход
Участок 4 Поворот (отвод) - 90°, % = 0,21
Тройник на ответвление (табл 22 36 [19])
S^ = 0,21 +1,05 = 1,26
Участок 5 Поворот ? = 0,21, переход за вентилятором ? = 0,1 [19], кон-
фузор перед вентилятором ^конф=0,3 X ?s = 0,61
Узел воздухозабора В промышленных зданиях приточные камеры
обычно располагаются на площадках на высоте 3-4 м от пола, при эгом
воздух забирается через проем в стене цеха В этом проеме устанавливают-
устанавливаются неподвижные штампованные жалюзийные решетки типа СТД ?г,вм/= 1,2
(относится к скорости в живом сечении решетки) Рекомендуемая скорость -
vpeui ДО 5 М/С
Принимаем у/жи = 5 м/с, тогда суммарное живое сечение для прохода
воздуха

196 Глава Ц
L - 1016°
3600¦ Vbi~3600^1
Принимаем к установке решетки типа СТД 5289 размером 150x580 (й),
Jp!*t =0,06 м2, число решеток п = 0,57/0,06 = 10 шт. уточняем скорость дви1
жения воздуха в решетках
Устанавливаем решетки по вертикали в 2 ряда, по горизонтали в 5 ря-
дов. В этом случае размер приточного проема 750х 1160 (h).
Увязка ответвлений
Участок 10. Тройник на ответвлении (табл. 22.36) [19]
Участок 11. Тройник на ответвлении
Участок 12. Тройник на ответвлении
Т.о., потери давления в воздуховодах Ш: APtemu = JXR? + Z) = 185 Па.
Расчет систем аспирации
Системы аспирации предназначены для удаления запыленного воздуха
от укрытий и местных отсосов технологического оборудования.
Целью расчета является определение диаметров участков, потерь дав-
давления в сети, увязка ответвлений.
Воздуховоды систем аспирации рекомендуется принимать круглыми,
минимально допустимые диаметры при транспортировании минеральной,
древесной пыли - 80 мм [19]. Длина ответвлений воздуховодов от местного
отсоса до коллектора не должна превышать 30 м.
Воздуховоды аспирационных систем рассчитывают, как правило, из
условия одновременной работы всех отсосов. При расчете необходимо
тщательно увязывать потери давления в ответвлениях сети, допуская
неувязку не более 5%. При необходимости для увязки потерь давления
допускается увеличить объем воздуха, удаляемого от того или иного от-
отсоса, до 15% или устанавливать конусные диафрагмы на вертикальных
участках.
Расчет воздуховодов систем аспирации рекомендуется проводить по
методу динамических давлений. При перемещении малозапыленного воз-

197
духа с массовой концентрацией ц<0,01 кг/кг потери давления, Па, на рас-
расчетном участке
^-(Ь+Х&уР. BЮ6)
где S? - сумма коэффициентов местных сопротивлений на участке,
v - скорость движения воздуха в воздуховоде
Скорость движения воздуха следует принимать больше скорости тро-
троения и витания частиц пыли Практические значения скорости в воздухо-
воздуховодах для перемещения различного транспортируемого материала
приводятся в табл 22 57 [19]
Приведенный коэффициент трения
B 107)
где X - коэффициент сопротивления трения,
d - диаметр воздуховода, мм,
I - длина расчетного участка воздуховода, м
Значения X/d для металлических воздуховодов систем аспирации
d,
мм
80
100
ПО
125
140
160
180
200
225
250
280
315
355
400
Значения TJd при скорости воздуха, м/с
01-3
0,418
0,316
0,281
0,239
0,208
0,176
0,152
0,133
0,115
0,101
0,088
0,075
0,065
0,056
3,1-6
0,318
0,24
0,213
0,181
0,158
0,133
0,115
0,101
0,088
0,078
0,068
0,06
0,052
0,045
6,1-9
0,28
0,212
0,188
0,161
0,141
0,121
0,105
0,093
0,081
0,072
0,063
0,055
0,048
0,041
9,10-12
0,257
0,198
0,177
0,153
0,133
0,114
0,1
0,088
0,077
0,068
0,059
0,052
0,045
0,039
12 1-15
0 245
0,189
0,169
0,146
0,129
0,109
0,096
0,084
0,073
0,065
0,057
0,05
0,043
0,038
15,1-18
0,237
0,183
0,164
0,141
0,123
0,106
0,092
0,081
0,071
0,063
0,055
0,048
0,042
0,036
18 1-21
0,231
0,178
0,159
0,137
0,12
0,103
0,09
0,079
0,069
0,061
0,054
0,047
0,041
0,035
21,1-25
0,222
0,173
0,155
0,133
0,117
0,1
0,087
0,077
0,067
0,059
0,052
0,045
0,039
0,034
При перемещении воздуха с механическими примесями ji > 0,01 кг/кг
потери давления в сети на трение, местные сопротивления и подъем транс-
транспортируемых с воздухом примесей определяется по формуле
B 108)
где 1,1- коэффициент на неучтенные потери,

198 Глава И
Руч{1 + к\х) - суммарные потери давления на участках расчетного на-
направления при перемещении воздуха с примесями, Па,
к- опытный коэффициент, зависящий от характера транспортируемо-
транспортируемого материала, для внутрицеховых систем пневмотранспорта Л= 1,4 [19],
\\. - массовая концентрация смеси, кг/кг, для шлифовальных, заточных,
полировальных станков ц=0,05, для древесных отходов \х=0,1 [19],
Св - длина вертикального участка воздуховода
Если X ?ev составляет менее 30 Па, ее можно не учитывать
ПРИМЕР 2.26. Рассчитать сеть воздуховодов из листовой стали сис-
системы аспирации шлифовального участка (рис 2 29), где установлено сле-
следующее оборудование 1) станок обдирочный ? = 860м"Уч, 2) станок
шлифовальный - 3 шгуки по L = 520m3/4, 3) станок полировальный
0250 1=6 м
Ф^
Рис. 2.29. Расчетная схема сеги воздуховодов системы аспирации В1
К расчету принята схема с вертикальным коллектором-сборником ци-
цилиндрической формы Диаметр коллектора определяется, исходя из скоро-
скорости в нем 3-5 м/с Высота коллектора 400-700 мм Коллектор сборник
следует располагать в помещении так, чтобы расстояние до каждого станка
было по возможности одинаково
Минимальная скорость в воздуховодах для мелкой минеральной пыли-
14 м/с [19]
Расчет ведем через самый отдаленный станок - участок 1 Расчеты
сводим в табл 2 52

Таблица расчета сети воздуховодов системы В1
№
1
2
3
Оборудование
Станок
обдирочный
—
—
Заданные
величины
L, м3/ч
860
2950
2950
v, м/с
14
—
—
Принятые величины
Лм
8
10
6
1,м3/ч
860
2950
2950
V, М'С
15,5
16,7
16,7
rf, мм
140
250
250
Ш
0,123
0,063
0,063
0,98
0,63
0,38
4,3
1,35
1,1
5.28
1,98
1,48
Ль
Па
144,2
167,3
167,3
Руч =
Па
761
331
248
Суммарные потери в сети ЕЛ г з = 1340 Па
Увязка ответвлений Р^си = Р\ч =761 Па
4
5
7
Станок
шлифовальный
Станок
шлифовальный
Станок
шлифовальный
520
520
530
14
14
Ррасп=1
14
5,5
6
^„=761
5
520
15,2
ПО
0,164
_ 761-721 -„
° 761 5%
520
15,2
ПО
0,164
761-732 ?ОЛГ
Па Уч 6 аналогичен участк> 5
7%=^ =761 Па
530
15.5
ПО
0,164
761-750 157
761
0,9
0,98
те />6 = '
0,82
4,3
4,3
732 Па
43
5,2
5,28
5,12
138,6
138,6
144.2
721
732
750

200 ГлаваЦ
Участок 1. Защитно-обеспыливающий кожух станка ? = 3,0; два пово-
ротапод Z90° ? = 2 0,25 = 0,5; вход в коллектор ? = 0,8. ??i= 4,3.
Участок 2. Выход из коллектора ? = 0,5; 3 поворота ? = 3 0,25 =0,75;
переход к вентилятору ? = 0,1; ??2 = 1,35.
Участок 3. Диффузор за вентилятором ? = 0,7; поворот 90° ? = 0,25; пе-
переход с круглого на прямоугольное сечение (к циклону) ? = 0,15. ?3 = 1,1.
Участки 4. 5. 6. 7 аналогичны участку 1 ?? = 4,3.
Производительность вентилятора с учетом 10% подсоса воздуха через
неплотности воздуховодов и 10% подсоса через неплотности циклона со-
составляет Le = 1,1 х 1,1Х2950 = 3570 м3/ч.
Для очистки воздуха принимается к установке циклон ЦН-11-630
(при удалении древесных отходов применяют циклоны Гипродревпрома с
?, = 5,4 [19]).
При подборе циклонов скорость воздуха во входном патрубке не сле-
следует принимать более 20 м/с. Скорость движения воздуха во входном пат-
патрубке циклона (при площади патрубка 0,0495 м2).
v 3570 -пом/с
Vex 6000,0495 -20м/с"
Потери давления в циклоне при ?,, = 5,2 [19]
^=5,2~-1,2
Далее производим пересчет потерь давления в сети с учетом транспор-
транспортирования смеси воздух-минеральная пыль по формуле B.108)
Рсети= 1,1 ¦ 1340-Ц + 1,40,05)= 1578 Па.
Потери давления в системе В1
АРсист = АРсети + АР,, = 1578 +1248 = 2826 Па.
Подбираем вентилятор для системы аспирации В1.
Производительность вентилятора L = 3570 м3/ч.
Развиваемое полное давление вентилятора Р = 1,1 • 2826 = 3109 Па.
Принимаем к установке радиальный пылевой вентилятор ВР-100-45-5
с числом оборотов 2575 об/мин., на клиноременной передаче с электродви-
электродвигателем АИР132М4, мощностью 11 кВт.
2.3. Кондиционирование воздуха и холодоснабжение
2.3.1. Исходные данные для выполнения курсовой работы
Системы кондиционирования воздуха (СКВ) относятся к эффектив-
эффективным средствам формирования в автоматическом режиме в закрытых поме-
помещениях всех или отдельных параметров воздушной среды (температуры,

201
влажности, подвижности, запыленности и др.) в местах пребывания людей
(комфортное кондиционирование) или при реализации технологических
процессов (технологическое KB). Широкое применение находят также
комфортно-технологические системы. СКВ формируют оптимальные для
жизнедеятельности людей параметры воздушной среды, способствует по-
повышению производительности труда и создает требуемые условия для ор-
организации и реализации технологических процессов. Системы кондицио-
кондиционирования воздуха устраивают:
• первого класса - для обеспечения метеорологических условий,
требуемых для реализации технологического процесса при экономиче-
экономическом обосновании или в соответствии с требованиями нормативных до-
документов; средняя необеспеченность требуемых параметров воздушной
среды в обслуживаемом помещении в этом классе СКВ составляет в
среднем 100 часов в год при круглосуточной работе и 70 часов при одно-
односменной работе;
• второго класса - для обеспечения метеорологических условий в пре-
пределах оптимальных санитарных норм или требуемых для технологических
процессов; показатели необеспеченности для этого класса СКВ составляют
соответственно 250 и 175 часов за год;
• третьего класса — для обеспечения метеорологических условий в
пределах допустимых норм, если они не могут быть обеспечены вентиля-
вентиляцией в теплый период года без применения искусственного охлаждения
воздуха, или оптимальных норм - при экономическом обосновании или на
основании задания на проектирование. Средняя необеспеченность для это-
этого класса СКВ равна 450 часам при круглосуточной работе и 315 часам в
год при односменной работе.
Расчетные метеорологические условия в рабочей зоне кондициониру-
кондиционируемых производственных помещений, а также в обслуживаемой зоне обще-
общественных, административно-бытовых, жилых и иных помещений приве-
приведены в ГОСТ 12.1.005 - «Общие санитарно-гигиенические требования к
воздуху рабочей зоны», в справочниках, в отраслевых нормативных доку-
документах и в других нормативных источниках [1-5, 7-15, 31-37 и др.].
Расчетные параметры наружного воздуха для проектирования систем
KB этих помещений следует принимать по [1-5]:
• параметры А - для кондиционирования воздуха третьего класса в те-
теплый период года;
• параметры Б - в холодный период года и для систем кондициониро-
кондиционирования воздуха первого класса в теплый период года. Для систем кондицио-
кондиционирования воздуха второго класса следует принимать температуру
наружного воздуха для теплого периода года ниже на 2°С и удельную
энтальпию меньше на 2 кДж/кг, чем установленные для параметров Б.
Например, для гг. Якутск, Минск и Одесса расчетные климатические
параметры наружного воздуха приведены в таблице 2.53.

202
Климатические параметры наружного воздуха
Г лавац
Таблица 2 53
Период
года
Теплый
Холодный
Город
Якутск
Минск
Одесса
Якутск
Минск
Одесса
Параметры А
темпера-
температура, °С
23.0
212
25 0
-45,0
-100
-6 0
удельная эн-
энтальпия, кДж/кг
48.1
47,2
59.0
-45 2
-6,8
-1,3
Параметры Б
темпера-
температура,^
28,6
25,8
28.6
-55,0
-24,0
-18,0
удельная эн-
энтальпия, кДж/кг
52,3
50,6 ^
62,0 ^~
-55,3 ~""
-22,7
-16,3
В соответствии с данными СНиП П-А 6-72 «Строительная климатоло-
климатология и геофизика» для теплого периода года продолжительность стояния
температур выше 21 °С для г Минска составляет 365 часов/год, а темпера-
1уры выше 26°С наблюдаются в среднем более 46 часов в году Выбор в
качестве расчетных параметров «А» или «Б» наружного воздуха определя-
определяет, таким образом, сколько часов в году СКВ не сможет обеспечивать в
установленных пределах параметры внутреннего воздуха По этой причине
необходимо внимательно относиться к выбору расчетных параметров на-
наружного воздуха и при наличии требований «Заказчика» следует прини-
принимать и иные расчетные параметры наружного воздуха
2.3.2. Системы кондиционирования воздуха
Системы кондиционирования воздуха (СКВ) представляют собой со-
совокупность технических средств, служащих для приготовления, транспор-
транспортировки и распределения воздуха, автоматического регулирования и кон-
контроля процессов изменения его параметров СКВ выполняют функции пе-
перемещения, распределения и смешения потоков воздуха, очистки их от
загрязняющих веществ, в том числе и от носителей запахов, нагрева или
охлаждения, осушки или увлажнения, утилизации теплоты СКВ являются
основной составной частью системы кондиционирования микроклимата
(СКМ), обеспечивающей внутренние климатические условия и включаю-
включающей в себя кроме СКВ также наружные ограждающие конструкции, систе-
системы отопления и вентиляции СКВ подразделяют на центральные и мест-
местные, круглогодичные и сезонные Местные кондиционеры применяются
в быту, в офисных помещениях и предназначены для обслуживания не-
нескольких рядом расположенных помещений, одного помещения или части
его Центральные СКВ обслуживают группу преимущественно близких по
требованию к параметрам воздушной среды помещений Они бывают одно-
и двухканальные, прямоточные (подающие в помещение только наруж-
наружный воздух) и с частичной рециркуляцией (часть воздуха для формиро-

203
вания приточной смеси забирается из помещения) Забор части воздуха из
помещения выполняется с целью повышения энергетической и экономиче-
экономической эффективности СКВ Минимально допустимое количество наружного
воздуха определяют исходя из нормативных требований, базирующихся на
условии обеспечения санитарной нормы подачи воздуха на одного челове-
человека П 2], компенсации воздуха, удаляемого вытяжной вентиляцией и ис-
используемого на технологические нужды, поддержании избыточного давле-
давления в кондиционируемом помещении [1, 2, 18, 19]
Основным элементом СКВ является кондиционер - агрегат для обра-
обработки и перемещения воздуха Различают автономные (со встроенными
холодильными машинами) и неавтономные (снабжаемые холодом и теп-
теплотой от внешних источников) кондиционеры, кондиционеры-доводчики
(снабжаемые воздухом от центрального кондиционера, а теплотой и холо-
холодом - от внешнего источника) Большую группу составляют прецезионные
кондиционеры, которые обеспечивают высокую точность поддержания
температуры (+0,1 К) и влажности обрабатываемого воздуха Одновремен-
Одновременно с поддержанием требуемых значений t и (р в кондиционерах воздух
очищается от пыли В некоторых помещениях чистота воздуха имеет при-
приоритетное значение В специфических условиях могут предъявляться тре-
требования по уровню ионизации воздуха и т д При разработке СКВ необхо-
необходимо также оценивать уровень шума, формируемого установкой KB в об-
обслуживаемом помещении
Широко применяют кондиционеры, в которых для изменения темпе-
рагуры и влагосодержания воздуха реализуются процессы тепло и мас-
сообмена путем непосредственного контакта его с водой в контактных
аппаратах (форсуночные камеры, орошаемые насадки и слои и т п ) Теп-
ловлажностная обработка воздуха осуществляется также с помощью пара,
жидких и твердых сорбентов Изменение только температуры воздуха
осуществляется с помощью теплообменников, в которых теплота переда-
передается воздуху от теплоносителя через разделяющую стенку Как правило, в
качестве этой стенки применяются оребренные трубные поверхности
Такие теплообменники называются калориферами, а при отводе теплоты
от обрабатываемого воздуха с помощью холодоносителя или хладоагента -
воздухоохладителями
Рынок кондиционеров в настоящее время характеризуется высоким
уровнем потребления и формируется большим количеством производите-
производителей и продавцов В основу производства кондиционеров производители
закладывают модульный принцип построения типового ряда Типовой ряд
конкретного производителя состоит из набора кондиционеров, каждый из
которых имеет свой диапазон применения по количеству обрабатываемого
воздуха Каждый кондиционер из типового ряда производитель формирует
из типовых модулей Этот подход позволяет ограничить номенклатуру
применяемых изделий и при этом получить широкий диапазон изменения
производительности и функциональных особенностей Фирмы производи

204 ГлаваЦ
тели формируют параметры типового ряда собственной продукции исходя
преимущественно из своих производственных возможностей.
В зависимости от характера требуемых процессов обработки воздуха
кондиционеры (рис 2 30) компонуются из следующих элементов и функци-
ональных блоков:
- контактных аппаратов, в том числе сблокированных с воздухоохлади-
воздухоохладителями,
- блоков первого и второго подогрева;
- воздухоохладителей;
- блока очистки воздуха,
- блока утилизации теплоты;
- вентиляторного агрегата;
-вспомогательного оборудования (камер обслуживания, смесительных
камер, блоков приемных и присоединительных).
Большинство производителей кондиционеров включают в их состав и
агрегаты для удаления воздуха из помещения, те. вытяжной вентилятор,
необходимый набор клапанов для управления потоком вытяжного воздуха,
фильтр.
Рис. 2.30. Общий вид кондиционера с линейной компоновкой
функциональных блоков
Обязательным элементом кондиционера является система автоматиче-
автоматического регулирования и контроля параметров воздуха и применяемых энер-
энергоносителей, а в некоторых случаях и средства обеспечения безопасных
режимов эксплуатации При наличии некоторых специфических требова-
требований в состав кондиционера могут входить и другие элементы
Фирмы-производители кондиционеров, как правило, имеют основные
(базовые) схемы комплектации и множество производных схем, являю-

206
щйхся модификациями базовых. Модификация базовых схем заключается в
дополнительной их комплектации отдельными элементами кондиционера
(камерами обслуживания, клапанами, воздухонагревателями, утилизатора-
утилизаторами) для увеличения эффективности подогрева или охлаждения воздуха; в
изменении схемы компоновки элементов (вертикальное, горизонтальное,
угловое и т.д.), в изменении применяемых материалов и т.п. Это позволяет,
например, для одной производительности кондиционера получить модифи-
модификации с различными схемами забора воздуха, направлениями выхода его из
кондиционера; местом расположения установки: в техническом помеще-
помещении, на крыше здания и т.д.; горизонтального или вертикального движения
потоков и т.п.
Блоки первого и второго подогрева комплектуются воздухонагре-
воздухонагревателями (калориферами) без обводного канала и с обводным каналом, в
который встраивается воздушный клапан. Калориферы предназначены
для нагрева обрабатываемого воздуха. Теплоносителем преимуществен-
преимущественно служит вода, максимальные значения температуры и давления ее рег-
регламентируются техническими условиями производителя. Реже применя-
применяются паровые калориферы. Воздухонагревательные элементы калорифе-
калориферов изготавливаются преимущественно из оребренных медных или
биметаллических труб. Биметаллическая труба состоит из внутренней
стальной и внешней алюминиевой трубы с накатным оребрением. Число
рядов трубок определяется потребностью в теплоте на нагрев воздуха.
Чаще всего применяются калориферы с числом рядов трубок от одного
до четырех.
Воздухоохладители конструктивно схожи с калориферами. Отличие
их от калориферов определяется условиями применения. При охлаждении
воздуха может образовываться конденсат, который способствует интенси-
интенсификации коррозии поверхности трубок. В этой связи применяются ореб-
ренные трубки, поверхность которых со стороны обрабатываемого воздуха
покрывается цинком. Такие трубки имеют высокую устойчивость против
воздействия процессов коррозии в условиях влажной среды. В воздухоох-
воздухоохладителях устраивается до шести включительно рядов охлаждающих тру-
трубок. В воздухоохладителях необходимо также организовывать сбор и отвод
конденсата. Для предотвращения уноса конденсата с поверхности трубок
воздухоохладителя ограничивается скорость движения воздуха во фрон-
фронтальном сечении, этот параметр назначается производителем и в среднем
составляет 3 м/с. Секция воздухоохладителя, как и секция подогрева возду-
воздуха, может иметь обводной канал с клапаном. На выходе из воздухоохлади-
воздухоохладителя может устанавливаться каплеуловитель.
В трубки воздухоохладителей может подаваться холодоноситель и
хладоагент. В последнем случае они являются испарителями холодильной
машины и их называют воздухоохладителями непосредственного охлажде-
охлаждения. Воздухоохладители-испарители применяются в автономных конди-
кондиционерах.

206 Главац
В процессе эксплуатации межреберное пространство трубок калорв.
феров и воздухоохладителей загрязняется осаждающимися из воздуха ме-
механическими примесями. Слой загрязнений может существенно снизить
интенсивность процессов теплообмена. По этой причине до секций подог,
рева (охлаждения) необходимо устанавливать блоки очистки воздуха от
механических примесей. Эти же блоки в первую очередь должны обеспе-
обеспечивать требуемую степень очистки воздуха по комфортным или техноло-
технологическим условиям.
Секции подогрева (охлаждения) воздуха должны иметь доступ к фрон-
фронтальной поверхности с обеих сторон с целью обеспечения технического
обслуживания. По этой причине до и после них могут устанавливаться про-
промежуточные секции или секции обслуживания со встраиваемыми герме-
герметичными дверьми или люками. В кондиционерах малой производитель-
производительности доступ к оборудованию для обслуживания осуществляется через
съемные боковые панели.
При выборе и конструировании схемы теплоснабжения калориферов
или схемы холодоснабжения воздухоохладителей необходимо обеспечи-
обеспечивать выполнение некоторых обязательных требований:
- свободного опорожнения системы от теплоносителя или холодоноси-
теля;
- выпуска воздуха из верхних точек трубопроводов;
- не переполнение линий отвода конденсата;
-свободного расширения труб системы теплоснабжения (холодоснаб-
(холодоснабжения) и трубок в теплообменниках;
- недопустимости воздействия силы тяжести трубопроводов и арматуры
на теплообменники;
- предотвращения замерзания теплоносителя в холодный период года.
При применении нескольких теплообменников необходимо выбрать
рациональную схему обвязки их теплопроводами. Обвязка обеспечивает
последовательное, параллельное и последовательно-параллельное прохо-
прохождение воды по теплообменникам, а также определяет живое сечение
труб для прохода воды и ее скорость. Схема обвязки должна обеспечи-
обеспечивать отключение теплообменников, условия регулирования подачи теп-
теплоносителя (холодоносителя или хладоагента), удобство обслуживания.
Рекомендуемые схемы обвязки теплопроводов приведены в справочной
литературе и в технических условиях производителей. Подробная мето-
методика подбора калориферов рассмотрена в разделе «Вентиляция» данного
пособия и в справочной литературе, а также в материалах производителей
кондиционеров, которые, как правило, предоставляют только ее элек-
электронную версию.
Камеры орошения и другие средства тепловлажностной обработ-
обработки воздуха. При кондиционировании воздуха в зависимости от конкрет-
конкретных условий и требуемой эффективности процесса тепловлажностной

207
обработки применяют различные технические средства, позволяющие
изменить влагосодержание и температуру обрабатываемого воздушного
потока Процесс увлажнения осуществляется при контакте воздуха с кап-
каплями воды (например, в камерах орошения), со смоченной поверхностью
ласадки или слоя, путем введения в воздушную среду воды в молекуляр-
молекулярном состоянии (увлажнение воздуха паром) или близком к молекулярно-
л(у состоянию (увлажнение с помощью ультразвуковых диспергаторов) В
качестве орошаемых слоев применяются слои волокнистых материалов,
слои, заполненные сетками или специальными керамическими материа-
материалами и т д Насадки образуют, например, с помощью пластмассовых, де-
деревянных пластин и т п Возможны и другие способы увлажнения возду-
воздуха, например, с помощью дисковых увлажнителей, высокодисперсного
распыла воды специальными форсунками непосредственно в объем по-
помещения, применения перегретой воды и т д Некоторые способы увлаж-
увлажнения воздуха требуют специальной подготовки воды, в частности, той
или иной степени умягчения ее
Камеры орошения представляют собой устройства, в которых вода
разбрызгивается с помощью форсунок При контакте воздуха с каплями
воды за счет процессов тепло- и массообмена происходит изменение тем-
температуры и влажности обрабатываемого воздушного потока Камеры
орошения состоят из одного или двух коллекторов, к которым присоеди-
присоединяются трубные стояки На стояках крепятся форсунки для распыла воды
В зависимости от количества коллекторов камеры бывают одно- и двух-
двухрядными, с распылом воды «по» и «против» потока воздуха На выходе из
камеры устанавливается каплеуловитель, дополнительно с целью умень-
уменьшения каплеуноса скорость во фронтальном сечении ее ограничивается
яЗ м/с На входе может предусматриваться стабилизатор, обеспечиваю-
обеспечивающий равномерное по сечению поле скоростей воздушного потока Раз-
Разбрызгиваемая вода собирается в поддоне, циркуляция ее по системе водо-
водоснабжения осуществляется с помощью насоса, имеются также инженер-
инженерные системы подготовки, нагрева (охлаждения) воды и создаются
необходимые условия для обслуживания камеры Камеры орошения с
системой обеспечения циркуляции и поддержания требуемых параметров
воды представляют собой сложные и дорогостоящие комплексы Введе-
Введение их в состав кондиционера существенно повышает его стоимость По
этой причине в последнее время применяют оросительные камеры, рабо-
работающие только в адиабатическом (изоэнтальпийном) режиме, т е без сис-
системы охлаждения (нагрева) циркулирующей воды
В орошаемых слоях вода подается на смачиваемые поверхности на-
насадки или элементов слоя Они имеют меньшую по сравнению с камерами
орошения удельную площадь контакта воздуха с поверхностью воды
(м2/м3), меньшую эффективность процесса увлажнения и ощутимо мень-
меньший коэффициент орошения

208 Глава ц
Паровые увлажнители состоят из генератора пара (для испарения воды
преимущественно применяется электрическая энергия), паропровода, фор.,
сунок или коллектора ввода пара в воздушную среду, трубопровода отвода
конденсата. Ввиду высокой стоимости электроэнергии применение паре
вых увлажнителей должно обосновываться технико-экономическими рас.
четами.
Все устройства увлажнения воздуха должны обеспечиваться система-
системами автоматического регулирования режима работы и в обоснованных слу-
случаях могут иметь обводной канал с клапаном.
Осушка воздуха может осуществляться различными способами, в том
числе и с помощью контактных аппаратов. При контакте в них воздуха с
водой, температура которой ниже температуры точки росы для данных па-
параметров воздуха, водяные пары конденсируются на водной поверхности.
В контактных аппаратах осушка воздуха может осуществляться и при
взаимодействии его с растворами сорбентов (бромистого лития, хлористого
кальция, гликолей). Такой контактный аппарат по структуре близок к уст-
устройству оросительных камер и дополнительно в нем имеются инженерные
системы для регенерации раствора путем выпаривания поглощенной влаги.
Жидкие сорбенты обладают достаточно высокой коррозионной активно-
активностью и по этой причине такие системы изготавливаются из специальных
материалов и имеют высокую стоимость. Для осушки воздуха могут при-
применяться и твердые поглотители (твердые сорбенты). К ним относятся се-
ликогель, алюмогель, активированный уголь и др. Из этих веществ форми-
формируются кассеты, через которые и пропускается осушаемый воздух. Как
правило, в этом случае в установке имеется минимум две кассеты. Одна
работает в режиме поглощения влаги, другая - в режиме регенерации. Ре-
Регенерация осуществляется путем подогрева сорбента и выпаривания улов-
уловленной влаги.
При конденсации влаги на поверхности воды или сорбента выделяется
теплота парообразования. По этой причине процесс осушки воздуха всегда
сопровождается повышением его температуры.
Осушка воздуха может осуществляться и при контакте его с холодны-
холодными поверхностями, температура которых ниже температуры точки росы.
Часто для этого используются воздухоохладители.
Секция очистки воздуха, часто которую называют секцией фильтра-
фильтрации, предназначена для снижения в обрабатываемом воздухе концентрации
механических примесей и доведения этого параметра до уровня ниже ПДК.
Второе назначение секции фильтрации - защита теплообменных поверхно-
поверхностей (в утилизаторах теплоты, калориферах и воздухоохладителях) от за-
загрязнений механическими примесями. В современных кондиционерах для
очистки воздуха от пыли чаще всего применяется фильтрация его через
полотна и реже через ткани, отсюда вытекает применение в терминологии
частного случая очистки воздуха с помощью фильтрации для наименова-
наименования секции очистки. В секциях грубой очистки могут применяться метал-

209
дцзированные сетки и ткани из синтетических волокон. Конструктивно
фильтрующие элементы могут быть оформлены в виде ячеек (панелей),
гофрированных листов, карманов различной длины и т.д. Фильтры грубой
очистки (по европейскому стандарту EURO VENT 4/5 классы EU1...EU4)
доеют степень очистки 65...90%; фильтры среднего класса (EU5...EU9)
доеют степень очистки до 95%.
Размеры карманных и ячейковых фильтров положены в основу вы-
выбора размеров и формы поперечного сечения кондиционера на основе
размеров модуля фильтрующего элемента. Некоторыми производителями
в качестве фильтрующего элемента приняты карманные и ячейковые
фильтры на направляющих с размером модуля 610x610 мм (и его произ-
производные 610x305 и 305x305 мм), другими - фильтрующие элементы, раз-
размещаемые на каркасе с размером модуля 428x428, или 490x490 или
592x592 E92x287) мм.
Требуемая площадь фильтрации и вытекающий отсюда набор фильт-
фильтрующих элементов определяет размер поперечного сечения кондиционера.
Следует отметить также, что при выборе размера поперечного сечения
кондиционера учитываются также ограничения на скорость движения воз-
воздуха в поперечном сечении камер орошения и воздухоохладителей с мок-
мокрым режимом эксплуатации (по условиям отсутствия каплеуноса).
Полотна представляют собой нетканый материал с произвольным
расположением тонких полиэфирных или иных волокон (путанка). По-
Полотна характеризуются толщиной (мм), плотностью (кг/м2) и толщиной
нити, чаще всего выражаемой с помощью внесистемной единицы - текс.
Количество «текс» численно равно массе нити длиной 1 км или метр, со-
соответственно в граммах или в милиграммах (г/км = мг/м). Чем меньше
толщина полотна при одинаковой плотности или чем выше плотность при
одинаковой толщине, а также чем меньше значение текс при одинаковой
толщине и плотности - тем меньше пористость полотна и тем выше сте-
степень очистки воздуха. С уменьшением текс при одинаковой плотности и
толщине полотна уменьшается размер пор, такие материалы улавливают
частицы меньших размеров.
Образующие фильтровальное полотно волокна относятся к классу
синтетических материалов, они характеризуются низкой гигроскопично-
гигроскопичностью; высокой кислотостойкостью и устойчивостью против действия орга-
органических растворителей; низкой термостойкостью (рабочая температура до
60°С). В полотно могут вплетаться металлические нити, придающие ему
большую прочность и снижающие вероятность накопления статического
электричества.
Фильтрующие поверхности вместе с элементами крепления и поддер-
поддерживающей конструкцией являются легкосъемными устройствами. В зави-
зависимости от требуемой степени очистки и характера улавливаемой пыли в
кондиционере могут применяться одна, две или три последовательно уста-
установленные секции очистки воздуха.

210 Главац
Секции утилизации теплоты предназначены для повторного приме,
нения теплоты или холода, забираемых от уходящего воздуха систем вен-
тиляции и кондиционирования, от технологических потоков, местных
отсосов и т.п. В системах кондиционирования воздуха в качестве утиц,,
заторов тепловой энергии применяются пластинчатые рекуперативные
теплообменники с перекрестным или противоточным движением теплоно.
сителей, роторные теплообменники регенеративного типа и теплообменни-
теплообменники с промежуточным теплоносителем. В отдельных случаях применяются
теплообменники-утилизаторы на тепловых трубках. Применение секции
утилизации теплоты должно обосновываться технико-экономическими
расчетами. Тип секции утилизации теплоты определяется характеристика-
ми потоков и требованиями, предъявляемыми к помещению, в котором
необходимо осуществлять кондиционирование воздуха.
Работа утилизатора оценивается температурным или тепловым коэф-
коэффициентом эффективности. Температурный коэффициент эффективности
для пластинчатых рекуператоров достигает 70%, для регенеративных тегь
лообменников с вращающимся ротором - 83% и для теплообменников с
промежуточным теплоносителем - до 55%.
Наибольшее применение в технике кондиционирования воздуха полу,
чили пластинчатые теплообменники-утилизаторы. В случае переноса теп-
лоты в теплообменнике между воздушными средами процесс может идти с
конденсацией водяных паров в одном из трактов, причем в зависимости от
периода года это может происходить и на тракте удаляемого воздуха и на
тракте приточного воздуха. При наличии конденсации влаги теплообмен-
теплообменники комплектуются поддонами для сбора конденсата и сепараторами для
предотвращения уноса капель в последующие элементы воздушного трак-
тракта. При работе утилизатора в зимнее в зоне конденсации возможно обмер-
обмерзание тегатопередающих поверхностей и зарастание снеговой шубой про-
проточных частей теплообменника. В этих случаях предусматривается управ-
управление режимом работы с помощью средств автоматизации и установка
обводных клапанов, а нижнее рабочее значение температуры «холодного»
теплоносителя ограничивается. Например, нижний предел температуры
наружного воздуха в зависимости от параметров удаляемого воздуха в
среднем ограничивается уровнем -5°С.
Вентиляторы в СКВ предназначены для организации перемещения по
воздушным трактам требуемого количества воздуха. В установках конди-
кондиционирования применяются вентиляторы и вентиляторные агрегаты. По*
следи не кроме привода и собственно вентилятора включают несущую ра-
раму, передачу, виброизоляторы, при необходимости направляющий аппарат
и средства управления. Вентиляторный агрегат монтируется в вентилятор-
вентиляторной секции, что позволяет без существенных трудностей изменять направ-
направления подвода и отвода воздуха. Наибольшее применение в кондиционерах
получили радиальные вентиляторы с загнутыми назад и вперед лопатками,
в случае большой производительности - с двухсторонним всасыванием.

211
3 настенных блоках сплит-систем применяются диаметральные вентилято-
вентилятору и редко в некоторых автономных установках диагональные. Электро-
Электропривод вентиляторов может быть одно- и многоскоростным. Регулирова-
Регулирование частоты вращения ротора привода может осуществляться и с помощью
преобразователей частоты тока.
Неотъемлемой частью СКВ является и система воздухораспределе-
нця. Воздух, приготовленный в установке комфортного кондиционирова-
кондиционирования с соблюдением всех требований, при не соблюдении требований по
нормированию его подвижности, температуры и влажности в рабочей или
обслуживаемой зоне может создать в помещении зону дискомфорта.
Дня ассимиляции тепло- и влагоизбытков приточный воздух на вы-
выходе из воздухораспределителя имеет температуру и влагосодержание
меньшие, чем в рабочей или обслуживаемой зоне. По пути к ней эта раз-
разность должна уменьшится до допустимых значений. Эту задачу и решает
система воздухораспределения. Кроме того, в рабочей или обслуживае-
обслуживаемой зоне должна соблюдаться нормируемая подвижность воздуха. Повы-
Повышенные скорости движения воздуха формируют ощущение «сквозняка».
Для раздачи воздуха в СКВ применяются различные типы воздухораспре-
воздухораспределителей, формирующие прямоточные, веерные, конические, закручен-
закрученные, каскадные и др. струи, имеющие различную интенсивность падения
температуры и скорости потока по мере удаления его от воздухораспреде-
воздухораспределителя. Правильный выбор места расположения, типа воздухораспре-
воздухораспределителя, его размера и количества применяемых воздухораспределите-
воздухораспределителей обеспечивает комфортное состояние воздуха в обслуживаемой зоне
помещения.
При расчете процессов кондиционирования воздуха изменение его со-
состояния изображается в l-d диаграмме. Приведем в качестве напоминания
характер изменения состояния воздуха при прохождении через тот или
иной элемент кондиционера (рис. 2.31).
Наиболее простыми для расчета являются процессы смешения и на-
нагрева воздуха. Нагрев воздуха осуществляется без изменения влагосодер-
жания, т.е. по линии d=const (процесс lb—2b). При смешении воздуха с
параметрами А и Б точка смеси (Си) находится на линии, соединяющей
точки А и Б и делит отрезок А и Б в соотношении обратно пропорциональ-
пропорциональном массам смешиваемых объемов воздуха. Например, в приводимом на
рис. 2.31 варианте воздух с параметрами А в смеси составляет три массовые
части, а воздух с параметрами Б - одну массовую часть.
При контакте воздуха с водой изменение его параметров происходит в
результате сложных процессов тепло- и массообмена, зависящих от акку-
аккумулирующей способности (произведения массы на теплоемкость) взаимо-
взаимодействующих веществ, скорости их взаимного перемещения, площади
взаимодействия, теплофизических параметров и температуры каждого
компонента и т.д. Это чрезвычайно сложные процессы и учет их в полной
мере при решении инженерных задач неоправдан.

212
Глава П
Рис. 2.31. Схема основных процессов изменения состояния воздуха при
обработке его в установках кондиционирования
При расчете процессов взаимодействия воздуха с водой на стадии про-
проектировании систем кондиционирования воздуха принята упрощенная мо-
модель, представляющая процесс переноса влаги от водной поверхности к
воздуху как процесс смешения. Предполагают, что тонкий слой воздуха
над поверхностью воды полностью насыщен водяными парами (ф= 100%),
а его температура равна температуре воды. При таком предположении про-
процесс тепло- и массообмена между воздухом и водой можно рассматривать
как процесс смешения основного потока воздуха с воздухом в тонком слое,
находящемся в насыщенном состоянии вследствие прямого контакта с во-
водой. Параметры смеси, в соответствии с этим допущением, находятся на
прямой, соединяющей точку начального состояния воздуха с точкой, соот-
соответствующей температуре воды и расположенной на линии ср = 100%. По-
Положение точки смеси, как уже было отмечено, зависит от величины поверх-
поверхности тепло- и массообмена, продолжительности контакта воздуха и воды,
скорости их взаимного перемещения, а также параметров воздуха и воды.

213 ~
На рис 2 31 в соответствии с принятой упрощенной моделью пред-
представлено несколько вариантов изменения состояния воздуха с начальными
параметрами 1 при различном значении температуры воды W Процесс 1—2
(увлажнение с подогревом) осуществляется, если температура воды выше
температуры воздуха, t^i > t\ Процесс 1-3 соответствует изотермическому
увлажнению, tw3 = tx Процессы 1—4 1—8 осуществляются с понижением
^мпературы, 1-4 - политропическое, а 7-5 - адиабатическое или изоэн-
тальпийное увлажнение Процесс адиабатического увлажнения реализует-
реализуется, если температура воды равна температуре мокрого термометра (t^m)
для данного состояния воздуха Процесс 1—7 реализуется, если температу-
температура воды равна температуре точки росы, t^p В этом случае влагосодержа-
лие воздуха не изменяется Если температура воды меньше t^mp, то в кон-
контактных аппаратах реализуется процесс охлаждения с осушением обраба-
обрабатываемого воздуха (процесс 1-8)
В любом случае параметры воздуха не могу достигнуть параметров
воды, те t = twn ф= 100% Как показано на рисунке, начавшись в точке У,
процесс в зависимости от параметров воды заканчивается в точках 2 8
Отношение отрезка, например, lx-s к длине отрезка Ix-^m определяет эф-
эффективность процессов взаимодействия и обозначается в технике конди-
кондиционирования воздуха буквой Е Значение коэффициента эффективности
Е можно найти через значения температур или энтальпий в характерных
точках
^^тЦ^ B 109)
Значение Е для контактных аппаратов установок кондиционирования воз-
воздуха определяется преимущественно скоростью взаимного перемещения
сред и коэффициентом орошения
Е = Л(ур)пцт, B 110)
где vp - массовая скорость движения воздуха в камере орошения, кг/м2 с,
\х. - коэффициент орошения, кг воды/кг воздуха,
А, п,т — эмпирические коэффициенты, зависящие от числа рядов фор-
форсунок, плотности их в ряду, дисперсности и направления распыла воды
Исследования показывают, что параметры воздуха после орошения
форсунками в серийных оросительных камерах находятся на линии
<р=90-98%
Следует отметить некоторую условность принятой выше модели опре-
определения параметров воздуха при контакте с водой Она дает достаточно
достоверные результаты только при условии, что температура воды равна
температуре мокрого термометра для обрабатываемого воздуха (/„, = tmim) В
остальных случаях параллельно с изменением температуры воздуха меня-
меняется и температура воды Точка, характеризующая ее состояние, перемеща-

214 ГлаваЦ
ется по линии ср= 100%. При tw > /нм/я вода при взаимодействии с воздухом
охлаждается и температура ее стремится принять значение температуры
мокрого термометра. В этих вариантах воздух получает наибольшее коли-
количество влаги. Охлаждение воды обуславливается большим расходом тепло,
вой энергии на испарение; посгупление ее от воздуха, ввиду малой разницы
или даже отрицательного значения ti — tw, несущественно. При tw<tvm
увеличивается разность t\ - tw и уменьшается испарение влаги с поверхно.
сги воды. Увеличение t\ - tw приводит к увеличению поступления теплоты к
воде от воздуха и с учетом уменьшения потока влаги от воды к воздуху
температура воды увеличивается. Температура ее при rM. < twvm тоже стре.
мится принять значение температуры мокрого термометра. В первом слу.
чае для поддержания постоянной температуры воды требуется ее подогрев,
во втором - охлаждение. Адиабатическое взаимодействие воды и воздуха
осуществляется с наименьшими энергетическими закатами и широко
применяется в технике кондиционирования воздуха. В этом случае конвек-
конвективный тепловой поток, поступающий от воздуха к воде, равен расходу
теплоты на испарение.
Всякое изменение параметров воздуха можно характеризовать соот-
соотношением е = Ai/M, называемым угловым коэффициентом изменения со-
состояния или тепловлажностным отношением. Величина этого коэффициен-
коэффициента для рассматриваемых процессов определяется на диафамме с помощью
транспортира (рис. 2.31).
При увлажнении воздуха паром теплота, выделяемая при снижении
температуры пара до температуры воздуха, приводит к повышению темпе-
температуры последнего (процесс 1а-2а). Приращение температуры воздуха при
увлажнении его паром пропорционально энтальпии пара для условий ввода
его в воздушную среду и дефициту влаги в воздухе. При введении в 1 кг
воздуха 1 фамма пара при температуре 100°С (теплоемкость пара 2,04
кДж/кг-К) и охлаждении его до 20°С воздух подофевастся на 0,16 градуса.
Эта цифра может служить ориентиром при оценке 1емпературного эффекта
увлажнения воздуха паром.
При осушке воздуха сорбентами (процесс 1с-2с) водяные пары из
осушаемого воздуха конденсируются в сорбенте, в результате этого про-
процесса выделяется скрытая теплота парообразования. Час гь геплоты конден-
конденсации расходуется на формирование физических связей процесса смачива-
смачивания поверхности капилляров при применении в качестве сорбентов твер-
твердых (селикогель, алюмогель и др) поглотителей вла1И. При применении
жидких поглогителей (растворы хлористого лития, хлорисюго кальция и
цр.) дополнительно выделяется тепло га гидратации, растворения и раз-
разбавления. Балансовое количество тепло гы в обоих случаях потребляется
на нафев осушаемого воздуха и повышение температуры сорбента.
Осушка воздуха сопровождается достаточно ощутимым повышением его
температуры. Конденсация 1 фамма воды приводит к выделению 2260
Дж теплоты, что достаточно для нафева 1 кг воздуха примерно на 2 гра-

215
дуса. В случае твердых поглотителей эта теплота затрачивается преиму-
преимущественно на нагрев воздуха ввиду относительно малой массы сорбента,
участвующего в процессе. В случае применения жидких поглотителей
степень повышения температуры воздуха в значительной степени опре-
определяется коэффициентом орошения и соотношением аккумулирующей
способности (произведениея массы участвующих в процессе агентов на
0Х теплоемкость) воздуха и раствора.
Осушка воздуха может осуществляться и путем конденсации влаги на
холодных поверхностях воздухоохладителя. Это достаточно сложный про-
процесс, не имеющий к настоящему времени универсальных и надежных ме-
методик расчета. В начальной стадии процесса снижения температуры влаго-
содержание воздуха не меняется (процесс ld—2d). После достижения тем-
температуры точки росы (точка 3) начинается выпадение конденсата и осушка
воздуха (процесс 3-4). Это модель идеального процесса, который имеет
место только для слоев потока, непосредственно контактирующих с холод-
холодными поверхностями воздухоохладителя, т.е. в пределах пограничного
слоя. При развитых поверхностях теплообмена в воздухоохладителе удель-
удельный объем такого потока весьма значителен и параметры его достигают
значений, характерных для точки 4. Однако, часть воздуха проходит через
воздухоохладитель без контакта с поверхностями охлаждения или имеет
недостаточный по времени контакт с ними. Эту часть воздуха можно при-
привести к параметрам точки Id и учесть эффект от смешения ее с охлажден-
охлажденным потоком, назначив для нее соответствующую эквивалентную массу.
Таким образом, на выходе из воздухоохладителя условно происходит сме-
смешение воздуха с параметрами точки 4 и воздуха с параметрами Id. Точка
смеси имеет параметры 2d'. Определение положения точки 2сИ затрудни-
затруднительно, оно зависит от интенсивности процессов переноса в воздухоохла-
воздухоохладителе, начальных параметров воздуха и параметров охлаждающей среды,
скорости движения воздуха и т.д. В этой ситуации для определения поло-
положения точки 2d' необходимо пользоваться данными производителя обору-
оборудования. Современные воздухоохладители имеют хорошо организованные
поверхности теплообмена с малыми расстояниями между ребрами. С дос-
достаточной степенью точности можно считать, что относительная влажность
на выходе из них близка к 100%. Этому способствует и то, что скорость
движения воздуха в поперечном сечении кондиционера ограничивается по
условиям снижения уноса капель. При снижении скорости движения воз-
воздуха увеличивается время контакта его с теплообменными поверхностями
и повышается эффективность процесса.
Изменяется температура воздуха и при прохождении его через венти-
вентилятор. Аэродинамические потери давления в проточных частях вентилято-
вентилятора трансформируются в тепловую энергию, расходуемую в том числе и на
нагрев воздуха. Степень подогрева воздуха в вентиляторе определяется
развиваемым давлением и к.п.д. вентилятора. Оценить степень нагрева воз-
воздуха можно по приближенной зависимости

216
где Р - развиваемое вентилятором давление, Па
Таким образом, температура воздуха при прохождении через вентиля-
тор кондиционера повышается В соответствии с параметрами применяе-
применяемых вентиляторов и развиваемого ими давления нагрев воздуха в вентиля-
торе составляет 1 1,5 градуса
Исходные данные на проектирование при выполнении курсовой
работы по KB:
- избыточные количества полной или явной теплоты Q и влаги М для
теплого и холодного периодов года (соответственно Q"G2*),Af
-диапазон оптимальных значений параметров воздуха в рабочей или
обслуживаемой СКВ зоне помещения (С &, <feH ф*н),
- сведения, позволяющие найти возможный и допустимый уровень ре-
рециркуляции (и) внутреннего воздуха,
-рабочая разность температур системы воздухораспределения (Д*0=*в_
гл), т е разность между температурой внутреннего воздуха и и темпе-
температурой воздуха на выходе из воздухораспределителя (воздухораспре-
(воздухораспределителей) tn,
-градиент температуры по высоте помещения (gradf), для которого
проектируется СКВ и высота расположения приемника уходящего
воздуха (//)
Последние данные позволяют определить температуру уходящего
воздуха
2) B112)
Методики определения Q?(Q"), Мч, Q1(Q*), М3, Д*о излагаются в кур-
курсе «Вентиляция » и являются частью курсового проекта по вентиляции,
остальные параметры назначаются в соответствии с нормативными требо-
требованиями (С г*,, ер",, ф*н), литературными данными (gradf) или по проект-
проектным материалам (Н)
Результаты формирования исходных данных сводятся в таблицы
Таблица 2 54
Расчетные значения параметров наружного и внутреннего воздуха
Город, в
котором
располо-
расположено
здание
Харакчер
помещения,
для которого
проектиру-
проектируется СКВ
Расчетные параметры воздуха
Период
года
холодный
теплый
наружного
темпе-
температура,
°С
'их
энталь-
энтальпия,
кДж/кг
внутреннего
темпе-
температура,
°С
С С
относи-
относительная
влажность, %
Фивм Фвм

217
Таблица 2 55
Исходные данные для проектирования СКВ
Теплоизбытки, кДж/час
теплый
период года
елей
ХОЛОДНЫЙ
период года
Влагоизбытки, кг/час
теплый
период года
М,
холодный
период года
М3
At0
gradr
п
Н
Оптимальные параметры внутреннего воздуха в нормативных источ-
источниках представляются в виде интервала изменения температуры и относи-
относительной влажности Рекомендуется для холодного периода года принимать
в качестве расчетной величины нижний предел изменения температуры
(?), а для теплого периода года - верхний (*"«)> расчетное значение влаж-
влажности для обоих периодов года рекомендуется принимать как среднюю
величину для назначенного интервала изменения, т е 0,5 ((р?н + ф"н) или по
обоснованию другие значения ее
В соответствии со структурой построения курсовой работы студенты
-изучают основные способы изменения тепловлажностного состояния
воздуха,
- исходя из принципа минимизации воздухообмена и снижения энерго-
энергопотребления овладевают навыками выбора рациональной последова-
последовательности и состава процессов обработки воздушных потоков,
-изучают устройство и закономерности функционирования конструк-
конструктивных элементов кондиционера, методы их подбора, в том числе и с
помощью ЭВМ
-составляют функциональные и конструктивные схемы проектируемой
установки,
- получают сведения об источниках холодо- и теплоснабжения
2.3.3. Построение на l-d диаграмме основных процессов
обработки воздуха в теплый и холодный периоды года
Решение конкретной задачи кондиционирования воздуха заключается
в построении на l-d диаграмме процессов, протекающих в кондициони-
кондиционируемом помещении и в кондиционере На этом основании полученных дан-
данных далее осуществляется компоновка кондиционера и расчет (подбор) его
основного оборудования
На рисунке 2 32 представлена схема возможной комплектации конди-
кондиционера, в частном случае некоторые элементы этой схемы могут отсутст-
отсутствовать Предусматривается установка утилизатора теплоты У, теплообмен-
теплообменников 1-ой и П-ой ступени, оросительной камеры, штриховыми линиями
показаны возможные варианты рециркуляции воздуха (PI, Р2, РЗ) Устрой-
Устройства для очистки воздуха от механических примесей и шумоглушители
условно не показаны Теплообменники условно могут выполнять функции

218 Главац
охлаждения и нагрева воздуха Схема водоснабжения показана для случая
редко применяемого политропического режима взаимодействия обрабаты-
ваемого воздуха с водой Охлаждение воды осуществляется в испарителе #
холодильной машины, при применении реверсивных холодильных машин
этот теплообменник может выполнять и функции нагрева воды Применена
традиционная открытая схема водоснабжения с хранением воды в холод-
холодном и теплом (X, 7) отделении бака
Рис. 2.32. Принципиальная схема установки кондиционирования воздуха
Построим несколько вариантов процесса обработки воздуха в конди-
кондиционере Исходные данные для проектирования представлены в нижепри-
нижеприводимых таблицах 2 56 и 2 57 Принято, что объект находится в г Одесса
Система кондиционирования воздуха должна соответствовать требовани-
требованиям, предъявляемым к СКВ второго класса Расчетные параметры наружно-
наружного и внутреннего воздуха для проектирования СКВ (с учетом требований
[1, 2] по корректировке параметров Б для теплого периода года) представ-
представлены в таблице 2 56
Рассмотрим и оценим несколько вариантов организации процесса об-
обработки воздуха и на основании полученных результатов подберем необ-
необходимое оборудование
Работа по выбору процессов обработки воздуха и назначения необхо-
необходимого оборудования, как правило, начинается с производства расчетов и
анализа полученных результатов для для теплого периода года
Наносим на 1-d диаграмму (рис 2 33) зону оптимальных параметров
внутреннего воздуха Она ограничена в данном случае изолиниями fe=20 и
22°С, фв=40 и 60% Работа в зоне допустимых параметров внутреннего
воздуха обосновывается в соответствии с требованиями ГОСТ 12 1 005

219
Таблица 2 56
Расчетные значения параметров наружного и внутреннего воздуха
Город в
котором
располо
#ено
здание
Одесса
Характер
помещения,
для которого
проектиру
стоя СКВ
Кинотеа1р на
500 зрителей
Расчетные параметры воздуха для СКВ
период
года
холод
ный
теплый*
наружного
темпе-
температура,
°С
= -18
tHm =
= +26 6
энталь-
энтальпия,
кДж/кг
1нх =
= -16.3
» •=
= +60 0
внутреннего
темпе-
температура,
°С
= 20 22
относи-
относительная
влажность, %
ф"« ф«« =
= 40 60
*„ с учетом корректировки параметров «Б» в соответствии с требованиями СНиП
204 05 и СНБ 4 02 01
Таблица 257
Исходные данные для проектирования СКВ
Теп тоизбытки, кДж/час
теплый
период года
0175715
холодный
период года
0ЭЯ = 713ОО
Влагоизбытки, кг/час
теплый
период года
Л/,-=21 2
холодный
период года
М7=16
5
gradr
0,5
п
И
4
Построение процесса обработки воздуха начинается с определения те-
шювлажностного отношения при ассимиляции теплоты и влаги приточным
воздухом в обслуживаемом помещении е7 В технической литературе эта
величина называется еще угловым коэффициентом процесса изменения
состояния воздуха в помещении или сокращенно лучом процесса
B 113)
е,
21,2
На транспортире численных значений угловых коэффициентов прово-
проводим линию F7 = 8288 и путем параллельного переноса накладываем ее на
угловые точки выделенной зоны оптимальных параметров Далее по этим
чиниям перемещаемся вниз на величину Ato = te -1,, = 5° и получаем угловые
точки зоны возможных значений параметров приточного воздуха Зона
возможных значений приточного воздуха ограничивается изолиниями
\~ 15 и 17°С = const, фя = 46 и 75% = const
При разработке процессов кондиционирования из выделенной зоны
оптимальных параметров внутреннего воздуха назначается расчетная точка
внутреннего воздуха В С точки зрения экономической целесообразности в

220
теплый период года лучше всего поддерживать в помещении верхнее зна-
чение оптимальной температуры, т.е. fe=22°C. В этом случае затраты, ев*,
занные с потреблением холода будут минимальными. В качестве расчетно-
го значения влажности назначаем ее среднее значение из выделенного диа.
пазона, т.е. фв = D0 + 60)/2=50%. Точка с параметрами гв=22°С и фв=50%
наносится на l—d диаграмму (точка В). Одновременно нанесем на l—d даа.
грамму и параметры наружного воздуха (точка Н).
Перемещаясь из точки В по линии ел = 8277 на величину Ar0 = te — tH=5°
получаем точку 77, характеризующую состояние расчетных параметров
приточного воздуха. Приточный воздух (воздух на выходе из воздухорас-
воздухораспределителя) должен иметь температуру tH = 17°С и относительную влаж-
НОСТЬф„ = 60%.
Определим параметры уходящего воздуха по формуле 2.112.
Уходящий воздух проходит через вытяжной вентилятор и далее пере-
перемещается по теплоизолированным воздуховодам. Принимаем, что подогрев
воздуха в вентиляторе равен =1°С, а путевые изменения его температуры в
воздуховодах незначительны. Таким образом, на выброс в атмосферу или
на рециркуляцию уходящий воздух приходит с параметрами Р. Точка Р
находится на один градус выше точки У по линии dy=const.
Определим по полным теплоизбыткам для данного расчетного периода
количество воздуха (м3/час), необходимое для ассимиляции тепло- и влаго-
избытков внутри обслуживаемого помещения
BЛ14)
Воздухообмен по явным теплоизбыткам может быть определен по за-
зависимости
L, - .?" ¦ B.115)
Здесь и далее сир- соответственно теплоемкость (кДж/кг-К) и объемная
масса воздуха (кг/м3), значения которых принимаются для нормальных ус-
условий, т.е. с = 1,005 кДж/кг-К, а р = 1,2 кг/м3.
Если избыточная теплота задана в Вт, то переход к размерности
кДж/час осуществляется исходя из того, что 1 Вт = 3600 Дж/час или
1 Вт = 3,6кДж/час.
Подача наружного воздуха при санитарной норме 20 мэ/час [1, 2] на
каждого присутствующего в зале (всего 500 человек) составляет Lc-
= 20-500 = 10000 м3/час. Таким образом, допускается рециркуляция внут-

221
реннего воздуха в объеме 16270- 10000 = 6270 м3/час или п = 6270/16270 =
s 0,3 85. В данном случае максимальный объем воздуха рециркуляции не
должен превышать 38,5%.
При выделении в помещении газовых или иных вредностей расчет ко-
количества приточного воздуха следует проводить по каждой из них и рас-
расчетные расходы воздуха принимать в соответствии с указаниями [1,2], от-
отраслевых нормативных документов и других литературных и нормативных
источников. При превышении значений расхода приточного воздуха, полу-
ченных по результатам расчета разбавления других вредностей, над расхо-
расходом, определенным по избыточной теплоте, следует принять большее зна-
значение искомой величины. Далее произвести корректировку принятого ре-
решения по распределению воздуха и уменьшить значение Аг0- При наличии в
помещении местных отсосов расход приточного воздуха должен опреде-
определяться и с учетом этого параметра и быть не меньше производительности
местных отсосов.
Далее при перемещении против потока обрабатываемого воздуха не-
необходимо определить изменение состояния воздуха в вентиляторе. Ввиду
того, что на данной стадии невозможно определить параметры вентилято-
вентилятора, принимаем, что нагрев воздуха в нем составляет -1°С. В вентиляторе не
происходит изменение влагосодержания воздуха. По этой причине точка,
характеризующая состояние воздуха на входе в вентилятор, находится ни-
ниже точки П на один градус по линии dn — d\ = const. Параметры воздуха на
входе в вентилятор характеризует точка 1.
При дальнейшем перемещении по тракту кондиционера в этом же на-
направлении необходимо найти изменения параметров воздуха в воздухопо-
воздухоподогревателе второй ступени. В воздухоподогревателе осуществляется толь-
только подогрев его и по этой причине параметры изменяются тоже по линии
dn=di= const. Точка, характеризующая состояние воздуха на входе в воз-
воздухоподогреватель второй ступени или на выходе из оросительной камеры
(точка 2), находится, таким образом, на линии d\ =d2=const, проходящей че-
через точки Пи 1. Ранее было определено, что относительная влажность возду-
воздуха на выходе из оросительной камеры составляет ф = 90-*-95%. Принимаем,
что точка 2 лежит на пересечении изолиний ф = 90% ndl=d2 = const.
В теплый период года в оросительных камерах реализуются политро-
политропические процессы обработки воздуха. В данном случае воздух из состоя-
состояния Н необходимо перевести в состояние 2. Исходя из принятой ранее мо-
модели о смешении обрабатываемого воздуха с насыщенным воздухом в тон-
тонком слое над поверхностью капель воды, точка 2 представляет смесь воздуха
с параметрами Я и воздуха с влажностью ф= 100% и имеющего температу-
температуру разбрызгиваемой воды. Проводя линию через точки Я и 2 до пересече-
пересечения с линией ф = 100% можно найти точку W, характеризующую требуемые
Для реализации такого процесса параметры воды. Видно, что эта линия не
пересекается с линией ф= 100%, следовательно, этот процесс нереализуем.
Возможные параметры этого процесса приведены в колонке 1 таблицы 2.58.

Расчетные параметры различных вариантов обработки воздуха в теплый период года
Таблица 2 58
Параметры
1
Расчетные температура/относительная влаж-
влажность внутреннего воздуха, /в/<рв, °С/%
Расчетные температура/ относительная влаж-
влажность приточного воздуха, /в/фв> сС/%
Температура/энтальпия смеси наружного и ре-
рециркуляционного воздуха, 1См/1См, °С/(кДж/кг)
Температура/энтальпия воздуха после ороси-
оросительной камеры, tjh, °С/(кДж/кг)
Температура/энтальпия воздуха после возду-
воздухоохладителя, г2//2. °С/(кДж/кг)
Варианты и последовательность обработки воздуха
Охлаждение и осушка в оросительной камере
S
2
22,0
50
17,0
60
-II-
-II-
10,4
28,5
-II-
-II-
3
22,0
50
17,0
60
-II-
-II-
9,8
27,8
-II-
-II-
Н-Р1-ОК-П
4
22,0
50
17,0
60
25,7
54,4
10,4
28,5
-II-
-II-
Н-ОК-П
5
22,0
60
17,0
74
-II-
-11-
13,9
36,5
-II-
-II-
Н-Р1-ОК-П
6
22,0
60
17,0
74
25,7
56,3
13,9
36,5
-II-
-II-
Н-Р1-ОК
7
22,0
60
17,0
74
25,7
56,3
16,0
36,5
-II-
-II-
Н-О-П
8
22,0
50
17,0
60
-II-
-II-
-II-
-II-
9,0
27,0
Охлаждение и осушка в
воздухоохладителе
Н-Р1-О-П
9
22,0
50
17,0
60
25,7
54,4
-II-
-II-
9,0
27,0
Н-О-П
10
22,0
60
17,0
74
-II-
-II-
-II-
-II-
12,5
35,0
Н-Р1-О-П
11
22,0
60
17,0
74
25,7
56,3
-II-
-II-
12,5
35,0
Н-О-Р4
12
22,0
60
17,0
74
-II-
-II-
-II-
-II-
11,0
31,5

Продолжение таблицы 2 58
1
Требуемая температура воды в оросительной
камере °С
Коэффициент эффективности %
Температура/энтальпия воздуха после калори-
калорифера вюрого подогрева ti/Ii °С/(кДж/кг)
Расход хотела на обработку 1 кг воздуха
кДж/час
Расход тепла на обработку 1 кг воздуха
кДж/час
2
*
160
34 0
315
55
3
80
903
160
340
32 2
55
4
65
80 6
160
340
25 9
55
э
100
76 5
16 0
39 0
23 5
25
6
115
841
160
39 0
19 8
2 5
7
30
449
16 0
39 0
17 3
0
8
-II-
-II-
160
34 0
33 0
70
9
-II-
-II-
160
34 0
27 4
70
10
-II-
-II-
160
39 0
25 0
40
11
-//-
-II-
16 0
39 0
213
40
12
-II-
-II-
-II-
-II-
17 5**
0
* - нереализуемый процесс
** - удельный расход холода 17 5 кДж/кг отнесен к расходу воздуха в 16270 мч/час (потучен путем деления расхода холода на
охлаждения в воздухоохладителе 10000 м3/час воздуха на общ>ю производительность кондиционера)

224
Если положение точки 2 назначить на линии <р = 95% и di=d2=const
(точка 2'), то процесс становится реализуемым при контакте воздуха с во.
дой, имеющей температуру %= + 8,0°С При назначении более высокого
значения относительной влажности воздуха на выходе из оросительной
камеры возрастает значение коэффициента эффективности Е, а значит и
коэффициента орошения (см формулу 2 110)
Полученные в результате построения процесса кондиционирования
воздуха факты уже показали, что при переходе от точки Н к точке П в кон-
кондиционере может быть много путей изменения состояния воздуха Пред-
Представляют интерес такие варианты обработки воздуха, которые позволят при
наименьших затратах на комплектацию кондиционера получить и мини-
минимальные затраты энергии на реализацию процессов Выбор оптимальных
режимов кондиционирования воздуха можно осуществить на основании
рекомендаций, разработанных под руководством проф А А Рымкевича,
А Я Креслиня и др В данном случае наметим несколько путей обработки
воздуха в кондиционере, оценим их энергетическую эффективность и за-
затраты на покупку оборудования Это
- рассмотренная выше обработка (/в=22°С и фв = 50%) без рециркуляции
при влажности воздуха на выходе из оросительной камеры <р = 95%,
т е по пуги «наружный воздух»-«оросительная камера»-«подогрев»
(Н-ОК-П, рис 2 33я), а также
-«наружный воздух»-«рециркуляция»-«оросительная камера с влаж-
влажностью воздуха на выходе <р = 90%»-«подогрев» (Н-Р-ОК-П,
рис 2 33я),
-«наружный воздух»-«рециркуляция»-«оросительная камера с влаж-
влажностью воздуха на выходе ф = 90%» (Н-Р-ОК, рис 2 33а),
-«наружный воздух»-«воздухоохладитель»-«подогрев» (Н-О-П, про-
процесс на рис 2 33 не показан, характер процесса аналогичен показанно-
показанному на рис 2 ЗЗв),
- «наружный воздух»-«рециркуляция»-«воздухоохладитель»-«подо-
грев» {Н—Р—О-П, процесс на рис 2 33 не показан, характер процесса
аналогичен показанному на рис 2 33в),
варианты обработки воздуха при расчетных параметрах внутреннего воз-
воздуха гв - 22°С и ф, = 60%
- «наружный воздух»-«оросительная камера»-«подогрев» (Н-ОК-П,
рис 2 336),
-«наружный воздух>»-«рециркуляция»-«оросительная камера с
влажностью воздуха на выходе ф = 90%»-«подогрев» {Н-Р-ОК-П,
рис 2 33о),
-«наружный воздух»-«рециркуляция»-«оросительная камера с влаж-
влажностью воздуха на выходе ф = 90%» (Н-Р-ОК, рис 2 336),
- «наружный воздух»-«воздухоохладитель»-«подогрев» (Н-О-П,
рис 2 33в),
- «наружный воздух»-«рециркуляция»-«воздухоохладитель»-«подо-
грев» (Н-Р-О-П, рис 2 33в)

5 10
Рис. 2.33. Варианты процессов обработки воздуха в кондиционере для теплого периода года

226 Главац
Привлекательным является вариант применения обводного клапана на
воздухоохладителе, который рассмотрен ниже при подборе блоков конди-
ционера фирмы «Веза»
В качестве критериев оценки того или иного варианта обработки воз-
воздуха принимаем стоимость оборудования для выполнения конкретной тех-
технологической операции и затраты на энергетическое обеспечение работы
кондиционера Отметим, что в общем балансе затрат на приобретение и
эксплуатацию кондиционера в течение всего периода его работы, стои-
стоимость энергетических затрат составляет примерно 80% По этой причине
главным критерием оценки того или иного варианта следует признать уро-
уровень энергопотребления на его реализацию
Построим процесс кондиционирования воздуха с применением первой
рециркуляции Смешение воздуха с параметрами Р и Н позволяет при из-
известном их объемном соотношении и объемной массе найти точку смеси
По J-d диаграмме видно, что воздух с параметрами Р и Н имеет близкую
объемную массу (=1,18 кг/м3), поэтому соотношение смешиваемых масс
равно 6270/10000 = 1/1,6 В этом случае точка См делит отрезок Р-Н на два
отрезка Р-См и См-Н с соотношением длин 1,6/1
Применение рециркуляции позволило в данном случае снизить эн-
энтальпию воздуха, поступающего в оросительную камеру, с *//=60 кДж/кг
ДО *сл«=54,4 кДж/кг При применении рециркуляции (при условии <р2 =const)
для обработки воздуха требуется также более высокая температура воды
Изменяется в сторону уменьшения и коэффициент эффективности процесса
тешювлажностной обработки воздуха в оросительной камере Все эти фак-
факты способствуют снижению энергопотребления кондиционером
Можно показать, что в данном случае малоэффективно применение
утилизации холода Обмен теплотой в утилизаторе между воздухом с пара-
параметрами Р и Н при коэффициенте температурной эффективности 0,5 позво-
позволил бы охладить наружный воздух до температуры 26,6 - 0,5B6,6 - 24) =
= 25,3 и снизить его энтальпию до 58,5 кДж/кг (процесс охлаждения осуще-
осуществляется по линии dH=const) Рециркуляция позволила получить большее
снижение энтальпии По этой причине в перечне оцениваемых процессов
утилизация холода не рассматривается
Рассмотрим применение для охлаждения и осушки наружного воздуха
воздухоохладшеля Простейший пример применения этого блока - это ра-
работа его в цикле прямоточного кондиционера Отметим высокую степень
эффективности теплопередающих поверхностей современных воздухоох-
воздухоохладителей, что подчеркивается рекомендациями производителей считать
относительную влажность на выходе из воздухоохладителя равной 100%
Наружный воздух охлаждается до температуры точки росы по линии Н-а и
после начала конденсации по линии а-2 Процесс в калорифере второго
подогрева изображается линией 2-1 При наличии рециркуляции в объеме
6270 м^/час процесс охлаждения и осушки смеси реализуется по линии
Сч-а'-2

227.
Представляет интерес процесс получения параметров точки 1 после
в03духоохладителя В данном примере мы будем подбирать оборудование
французской фирмы «CIAT», которая не комплектует воздухоохладители
обводным каналом с клапаном По этой причине получить параметры точ-
точки 1 после воздухоохладителя можно только с помошью применения вто-
второй рециркуляции (по схеме на рис 2 32 - Р4) Для оценки возможности
реализации данного процесса проведем через точки 1 и Р линию до пересе-
пересечения с ф= 100% (рис 2 ЗЗв) Соотношение отрезков 2'—1 и 1-Р позволяет
найти необходимый для реализации данного процесса объем рециркуля-
рециркуляции Соотношение этих отрезков в пределах точности графического опре-
определения координат их точек показывает, что для второй рециркуляции не-
необходим объем воздуха примерно равный 38 39%, что практически соот-
соответствует установленному ранее максимальному объему рециркуляции в
6270 м3/час Таким образом, по этому варианту наружный воздух в объеме
10000 м3/час охлаждается в воздухоохладителе до параметров точки 2' и в
процессе второй рециркуляции смешивается с воздухом с параметрами Р
Параметры смеси в этом случае соответствуют параметрам точки 1 По
этому варианту не требуется применение калорифера второго подогрева
Параметры этого процесса представлены в таблице 2 58
Разработанные процессы обработки воздуха для летнего периода по-
позволяют определить параметры основного оборудования кондиционера
Расход теплоты на подогрев воздуха в калорифере второго подогрева
может быть определен по расходу воздуха и по начальной t2 и конечной tx
температуре его, а также по конечному и начальному значению энталь-
энтальпии 1[, 12
QH =гр^(г, -f2)=pM*i -h) B 116)
При переходе из состояния Я в состояние 2 в прямоточном кондицио-
кондиционере и при переходе из состояния См тоже в состояние 2 уменьшается теп-
теплосодержание обрабатываемых потоков Эта теплота переходит к разбрыз-
разбрызгиваемой в камере воде Для поддержания требуемой температуры воды от
нее требуется постоянный отвод этого же количества теплоты Величина
этой теплоты является нагрузкой для холодильной машины, Qx Для пря-
прямоточного кондиционера
Qx=9Ln(iH-i2), B 117)
а для кондиционера с рециркуляцией
i) B 118)
В любом случае оценить изменение саккумулированной тепловой
энергии 1 кг воздуха можно по разности энтальпий в начальном и конеч-
конечном его состоянии В дальнейшем для каждого конкретного случая форму-
формулы типа 2 116 2 118 приводиться не будут Расчеты потребности отвода
или подвода тепловой энергии будет осуществляться по оговоренному
здесь принципу

228
Коэффициент эффективности тепловлажностной обработки воздуха
для прямоточного кондиционера
а для кондиционера с рециркуляцией
E'-ZsZb. B120)
*См - tw
Результаты расчетов сведены в таблицу 2 58
Анализ данных таблицы 2 58 показывает, что наименьшие энергетиче-
энергетические затраты из реально реализуемых процессов имеет вариант обработки
воздуха по схеме «наружный воздух»-«рециркуляция»—«охлаждение с
осушкой в поверхностном воздухоохладителе»-«подогрев в калорифере
второго подогрева» и «наружный воздух»-«охлаждение с осушкой в поверх-
поверхностном воздухоохладителе»—«рециркуляция после воздухоохладителя»
Выделенный вариант наиболее предпочтителен Здесь не учитывается эф.
фект утилизации холода из уходящего воздуха ввиду малой разности тем-
температур tH - tP
В практике кондиционирования воздуха в настоящее время не приме-
применяются политропические процессы обработки воздуха в оросительных ка-
камерах Например, в варианте Н—Р—ОК требуется температура воды +3°С
Этот вариант требует наименьших затрат холода A7,3 кДж/кг) и не требует
расхода теплоты Однако, здесь не учтены потери при передаче холода от
испарителя холодильной машины к охлаждаемой воде, возможность замер-
замерзания воды в испарителе, т к температура холодильного агента будет ниже
0°С и др Кроме того, следует отметить, что система водоснабжения кон-
кондиционера для реализации политропических процессов, структура и систе-
система автоматического управления ею будут иметь высокую стоимость и
сложность Эти причины и приводят к тому, что политропические процес-
процессы обработки воздуха в оросительных камерах в теплый период года прак-
практически не применяются
Далее осуществим построение процессов обработки воздуха для
холодного периода года.
При анализе режимов работы кондиционера в теплый период года бы-
было установлено, что санитарная норма подачи наружного воздуха составля-
составляет Lc-10000 м3/час По этой причине в прямоточном режиме кондиционер
может работать с производительностью не менее 10000 м3/час Рассмотрим
прямоточный режим работы кондиционера в холодный период года Пода-
Подача 10000 м3/час воздуха в помещение при выделении полной теплоты в ко-
количестве 71300 кДж/час требует наличия разности энтальпий между при-
приточным и уходящим воздухом, равной Ai = Qn/Lp = 71300/A0000 1,2) = 5,94
кДж/кг Исходя из Д* = 5,94 кДж/кг и следует осуществлять дальнейшие
построения процесса обработки воздуха

229
Следует отметить, что при переходе с летней производительности
кондиционера (L= 16270 м3/час) на зимнюю (L= 10000 м3/час) потребуется
вменение режима работы вентилятора, неизбежно связанное с возможны-
возможными энергетическими и материальными затратами. Кроме того, изменение
аэродинамического режима разветвленной сети воздуховодов неизбежно
приведет к ее разрегулировке и потребители воздуха будут получать его в
количествах, отличающихся от расчетных. В этой связи для нашего приме-
примера целесообразно рассматривать зимний режим работы кондиционера в том
числе и с рециркуляцией в объеме 6270 м3/час, что позволяет СКВ работать
в летнем и зимнем режиме эксплуатации с одинаковой производительно-
производительностью. Изменение производительности СКВ при изменении периодов экс-
эксплуатации оправдано в случае гарантированного обеспечения устойчивого
аэродинамического режима.
Изменение производительности кондиционера связано с применением
регулирующих устройств. Самым невыгодным является дросселирование
аэродинамического тракта. Более целесообразно применять в этом случае
направляющие аппараты или дорогостоящие преобразователи частоты пи-
питающего тока.
Определим тепловлажностное отношение при ассимиляции теплоты и
влаги приточным воздухом в обслуживаемом помещении е3.
*>=%-• BЛ21>
М3
Е __ 71300
* 16
Наносим зону оптимальных параметров внутреннего воздуха на l—d
диаграмму (рис. 2.34). С целью сокращения объема информации, наноси-
наносимой на l—d диаграмму, зону параметров приточного воздуха в полном
объеме определять не будем. Ограничимся только нахождением расчет-
расчетной точки приточного воздуха. С точки зрения экономической целесооб-
целесообразности в холодный период года лучше всего поддерживать в помеще-
помещении нижнее значение оптимальной температуры, т.е. гв = 20°С. В этом
случае затраты, связанные с потреблением теплоты будут минимальны-
минимальными. В качестве расчетного значения влажности, как и в теплый период
года, назначается ее среднее значение из выделенного диапазона, т.е. (рв =
= D0 + 60)/2 = 50%. Точка с параметрами ta = 20°С и фв = 50% наносится на
I-d диаграмму (точка В). В холодный период года, ввиду существенного
снижения уровня теплоизбытков, градиент температур по высоте поме-
помещения тоже существенно снижается и расчетное значение его можно
принять равным нулю, т.е. te = ty. Одновременно нанесем на l—d диаграм-
диаграмму и параметры наружного воздуха (точка И). После наложения на точку
В линии луча процесса е3 по методике, изложенной при построении про-
процессов обработки для теплого периода года, можно найти положение точ-

230 1 лава Ц
ки П приточного воздуха Она лежит для прямоточного режима работы
кондиционера ниже точки У=В по линии луча процесса на расстоянии,
равном Дг = 5,94 кДж/кг
По аналогии с теплым периодом года определим положение точек 1 ц
2, характеризующих параметры воздуха на входе в вентилятор и на входе в
калорифер второго подогрева
В холодный период года в оросительных камерах применяется изоэн-
тальпийная тепловлажностная обработка воздуха С другой стороны, в ка-
калорифере первого подогрева изменение параметров воздуха осуществляет-
осуществляется по линии dH = const Таким образом, на пересечении изоэнтальпы, про-
проходящей через точку 2, и линии dH — const, проходящей через точку Я,
находим точку 3, характеризующую параметры воздуха на выходе из кало-
калорифера первого подогрева или на входе в оросительную камеру
На пересечении линий /2 = const и ф = 100% находиться точка W, опре-
определяющая значение температуры воды в оросительной камере в устано-
установившемся процессе изоэнтальпийной обработки воздуха в прямоточном
кондиционере для расчетных параметров зимнего периода г Одессы Па-
Параметры этой точки (%=6,7°С) соответствуют параметрам мокрого термо-
термометра для воздуха, поступающего в оросительную камеру после калорифе-
калорифера первого подогрева
Таким образом, нами получен процесс обработки воздуха для холод-
холодного периода года в прямоточном кондиционере (рис 2 34а)
• Н-3 — подогрев наружного воздуха d калорифере первого подогрева,
• 3-2 - изоэтальпийная обработка в камере орошения,
• 2-1 — подогрев в калорифере второго подогрева,
• 1—11 подогрев воздуха в вентиляторе,
• 11—В - ассимиляция тепло и влагоизбытков в обслуживаемом поме-
помещении
Целесообразно рассмотреть и другой вариант обработки воздуха в
прямоточном кондиционере - без использования калорифера второго по-
подогрева В этом случае подогрев воздуха в калорифере первого подогрева
осуществляется до точки 3' (рис 2 34а, точка находится вне поля рисун-
рисунка) и далее воздух обрабатывается в изоэнтальпийном режиме в ороси-
оросительной камере При равных расходах теплоты на нагрев воздуха в этом
случае можно отказаться от калорифера второго подогрева и сократить
затраты на приобретение оборудования кондиционера Уменьшится в
'этом случае и коэффициент эффективности обработки воздуха в ороси-
оросительной камере, а следовательно и расход воды Применение такого спо-
способа обработки требует оценки устойчивости работы форсунок камеры
При расходе (давлении) воды ниже некоторого минимального уровня на
выходе из форсунок не формируется факел Кроме того, применение та-
такого способа обработки усложняет процесс регулирования работы ороси-
оросительной камеры

10 5 10 5 0 5 10 15 20
Рис. 2.34. Варианты процессов обработки воздуха для холодного периода года
25
30

232 Главац
При построении процессов обработки воздуха для холодного периода
года также рассмотрим и проведем оценку и других вариантов работы кон-
кондиционера. Это:
• построенный выше процесс обработки наружного воздуха в прямо-
прямоточном кондиционере (L= 10000 мэ/час) по маршруту «наружный воз-
дух»-«первый подогрев»-«оросительная камера»-«второй подогрев»
(Н-П-ОК-П) с обеспечением в помещении параметров гв = 20°С и
фв = 50%(рис.2.34д);
• то же с использованием только первого подогрева, Н-П-ОК
(рис. 2.34а);
• обработка смеси наружного и рециркуляционного воздуха (L = 16270
м3/час) по маршруту «наружный воздух»-«рециркуляция»-«первый
подогрев»-«оросительная камера»-«второй подогрев» (Н—Р—П—ОК-
П) с обеспечением в помещении параметров /в = 20°С и фв=50%
(рис. 2.346);
• то же, но с применение утилизации теплоты, т.е. «наружный воз-
воздух»-«утилизация теплоты»-«рециркуляция»-«первый подогрев»-
«оросительная камера»-«второй подогрев» (Н—У—Р—П-ОК—П,
рис.2.34в).
В последующих вариантах рассматривается обработка смеси наружно-
наружного и рециркуляционного воздуха (L= 16270 м3/час), расчетная точка внут-
внутреннего воздуха в помещении имеет параметры гв = 20°С и фв=40%. Это:
• «наружный воздух»-«утилизация теплоты»-«рециркуляция»-«оро-
сительная камера»-«второй подогрев» (Н-У-Р-П-ОК-П, рис. 2.34г);
• «наружный воздух»-«утилизация теплоты»-«рециркуляция»-«пер-
вый подогрев»-«оросительная камера» (Н—У-Р—П-ОК, рис. 2.34г);
• «наружный воздух»-«утилизация теплоты»-«рециркуяция»-«паро-
вой увлажнитель»-«второй подогрев» (Н-У-Р-ПУ-П, рис. 2.34г).
При работе кондиционера в холодный период года с производитель-
производительностью L= 16270 м3/час требуется дополнительная корректировка пара-
параметров приточного воздуха. В этом случае Д/ = ?^/?р = 71300/A6270 1,2) =
= 3,65 кДж/кг. Таким образом, при работе кондиционера на производитель-
производительности L- 16270 м3/час точка П находится ниже точки В на Д/ = 3,65 кДж/кг
по линии луча процесса.
Рассмотрим процесс обработки воздуха с применением первой рецир-
рециркуляции. Результат построения процесса обработки воздуха для этого вари-
варианта представлен на рис. 2.346. Принимаем, что подогрев воздуха и в вы-
вытяжном вентиляторе составляет 1°. Наружный воздух с параметрами Я
смешивается с воздухом, имеющим параметры Р. Исходя из существующе-
существующего распределения наружного A0000 м3/час ~ 13800 кг/час) и внутреннего
F270 м3/час «7500 кг/час) воздуха определяем положение точки смеси.
Точка смеси занимает положение См" и находится в зоне пересыщенного
состояния воздуха (ф > 100%). В этой связи в смеси произойдет выпадение

233
конденсата и выделяемая теплота парообразования будет расходоваться на
нагрев воздуха. Этот процесс может считаться изоэнтальпийным. По этой
причине истинная точка, характеризующая параметры смеси (Он), будет
находиться на пересечении изолинии <р=100% и 1=const, проходящей че-
через точку См'. После смешения потоков наружного и рециркуляционного
воздуха смесь по линии См-3 подогревается в калорифере первого подог-
подогрева. По линии 3-2 проходит адиабатическую (изоэнтальпийную) обработ-
обработку в камере орошения и далее подогревается до параметров 1 в калорифере
второго подогрева.
В холодный период года целесообразно рассмотреть и произвести тех-
технико-экономическую оценку применения утилизации теплоты уходящего
воздуха. При этом распределение потоков будет следующим: 6270 м3/час
удаляемого из помещения воздуха направляется на рециркуляцию, а 10000
М3/час пропускается через утилизатор теплоты и выбрасывается в атмосфе-
атмосферу. Рассматривать вариант только утилизации теплоты без применения ре-
рециркуляции нецелесообразно. Теплота с рециркуляционным воздухом пол-
полностью возвращается в помещение, а при прохождении через утилизатор
только часть ее передается приточному воздуху.
Определим для расчетных условий предельное значение температур-
температурного коэффициента эффективности утилизатора. Направляемый на утили-
утилизацию теплоты удаляемый воздух с параметрами Р может иметь предель-
предельные параметры соответствующие t > 0°С. В процессе охлаждения в утили-
утилизаторе уходящего воздуха с параметрами точки Р состояние его меняется
по линии d=const и после температуры точки росы начинается выпадение
конденсата. При снижении температуры ниже 0°С в условиях выпадения
конденсата последний будет замерзать и перекрывать проходное сечение
утилизатора. Для получения минимального запаса по надежности принима-
принимаем, что температура охлаждаемого в утилизаторе воздуха должна иметь
температуру не ниже +1...2°С (точка 4). В этом состоянии воздух имеет
энтальпию 11 кДж/кг. Энтальпия воздуха при параметрах Р равна 39,2
кДж/кг. Переходя из состояния Р в состояние 4 уходящий воздух передает
нагреваемому наружному воздуху 39,2 - 11 =28,2 кДж/кг теплоты. Это ко-
количество теплоты позволяет нагреть наружный воздух до температуры
t=-18 + 28,2/1,005 = +10°С. Следовательно, температурный коэффициент
эффективности теплоутилизатора равен
По значению Е„ расходу удаляемого и наружного воздуха и следует
подбирать теплоутилизатор. Теоретически вычисленное значение темпера-
температурного коэффициента утилизации теплоты может быть обеспечено при-
применяемыми в практике кондиционирования воздуха теплоутилизаторами.
Однако, этот вопрос должен иметь более детальный анализ. Реальный про-
процесс теплопередачи в утилизаторе (особенно в пластинчатых перекрестно-

234 ГлаваЛ!
точных рекуператорах) характеризуется высокой неравномерностью тем-
температурного поля пластин. При средней температуре уходящего воздуха
после рекуператора в +1°С по линии входа наружного воздуха в рекупера-
рекуператор температура удаляемого воздуха будет значительно ниже и процесс
обмерзания пластин начнется значительно раньше достижения средней
температурой уровня +1 °С. Пластинчатые перекрестноточные рекуперато-
рекуператоры применяются при температурах наружного воздуха в среднем выще
-5°С. Теплообменники утилизаторы регенеративного типа с вращающимся
рабочим органом имеют значительно более низкий уровень рабочих
температур наружного воздуха.
Без учета особенностей работы конкретного утилизатора на рис. 2.34в
в соответствии с проведенными расчетами представлен процесс обработки
наружного воздуха с применением теплоутилизатора и рециркуляции. По-
Последовательность процессов обработки воздуха следующая:
• Н—4 - нагрев наружного воздуха в утилизаторе;
• 4—См — смешение наружного воздуха с удаляемым из помещения;
• См-3 - подогрев смеси в калорифере первого подогрева;
• 3-2 - адиабатическое увлажнение в оросительной камере;
• 2-1 - подогрев воздуха в калорифере второго подогрева;
• 1-17- подогрев воздуха в вентиляторе;
• П—В - поглощение теплоты и влаги в обслуживаемом помещении;
• В—Р — подогрев удаляемого воздуха в вытяжном вентиляторе.
Анализ результатов приведенного построения процессов обработки
воздуха показывает, что требуется незначительный подогрев воздуха в ка-
калорифере первого подогрева. При переходе на расчетную точку внутренне-
внутреннего воздуха с параметрами te = 20°C и фв = 40% и после проведения анало-
аналогичных построений (рис. 2.34г) видим, что применение калорифера первого
подогрева можно избежать. При этом снижается и коэффициент эффектив-
эффективности процесса обработки воздуха в оросительной камере.
Представляет интерес оценка использования пара при увлажнении
воздуха в рассматриваемых вариантах кондиционирования. Увлажнение
воздуха паром осуществим после смешения потоков наружного и рецирку-
рециркуляционного воздуха. Процесс показан на рис.2.34г линией См-2'. Более
предпочтительным является вариант подогрева воздуха в калорифере пер-
первой ступени по линии См-3' и увлажнение по линии З'-l. При увлажнении
применяется насыщенный водяной пар с температурой 100°С. Дефицит
влаги в воздухе составляет Ad=dn-dCv = 5 -2,7 = 2,3 г/кг. При теплоемко-
теплоемкости пара 2,04 Дж/г и охлаждении его от 100 до ~13°С будет выделяться те-
теплота Q = 2,04-2,3A00-13) =408 Дж. При теплоемкости воздуха
1005 Дж/кгК эта теплота обеспечивает нагрев воздуха на 408/1005 =Ю,4°С.
В соответствии с проведенными расчетами температура в точке 2' выше на
0,4°С температуры точки См. Такое же соотношение температур для точек
1 и 3'. По затратам тепловой энергии этот способ обработки воздуха ана-

235
логичен предыдущему, но в данном случае из состава кондиционера вы-
выводится оросительная камера и исключается достаточно значимый расход
электроэнергии на привод насоса Однако, при сравнительной оценке ув-
увлажнения воздуха в камере орошения и увлажнения с помощью парогене-
парогенератора следует учитывать различную стоимость тепловой и электриче-
электрической энергии При увлажнении воздуха в оросительной камере теплота
испарения забирается из воздуха и затем восполняется на второй ступени
подогрева за счет внешнего источника тепловой энергии При использо-
использовании парогенераторов на испарение воды затрачивается электрическая
энергия, стоимость которой в настоящее время ощутимо выше стоимости
тепловой энергии Сравнение этих двух вариантов увлажнения воздуха
проводится ниже
Результаты расчетов в соответствии с проведенными построениями
процессов обработки воздуха сведены в таблицу 2 59
Анализ полученных результатов позволяет сделать во многом вполне
очевидные выводы
-утилизация теплоты и рециркуляция внутреннего воздуха позволяют
значительно снизить энергопотребление установки кондиционирова-
кондиционирования воздуха,
- снижение расчетной влажности воздуха в холодный период года и по-
повышение ее в теплый период года приводят к снижению энергетиче-
энергетических затрат на подготовку воздуха,
- существует множество вариантов обработки воздуха, которые имеют
различные затраты энергетических ресурсов на их реализацию
В соответствие с приведенными результатами для реализации опти-
оптимальных процессов подобрано оборудование французской фирмы «CIAT»
Выбор функциональных блоков осуществлен с помощью русифицированной
версии программы подбора оборудования, разработанной производителем
Кинотеатр используется в среднем 10 часов в сутки (тМ?„) Продолжи-
Продолжительность отопительного периода для г Одесса составляет тоя= 165 суток
Средняя температура отопительного периода ton = + l°C Подбор пластинча-
пластинчатого рекуператора по программе фирмы «CIAT» показал следующее тре-
требуется рекуператор модели 3 В246476 с байпасом стоимостью 2285 EIJR,
который устойчиво работает при наружных температурах не ниже -5°С
При температуре ниже указанной возможно обмерзание пластин утилиза-
утилизатора Второй вариант утилизации теплоты уходящего воздуха - примене-
применение роторного утилизатора с переменной скоростью вращения модели 3
В247073 стоимостью 5467 EUR Этот рекуператор устойчиво рабогает и
при наружной температуре -18°С Оценим экономическую целесообраз-
целесообразность применения этих утилизаторов по максимальному значению темпера-
температурного коэффициента эффективности е, соответственно равному 0,7 и 0,83
Общее количество утилизированной теплоты
Q = E(tP -ton)TonTucncpLP B 122)

Таблица 2 59
Расчетные параметры различных вариантов обработки воздуха в холодный период года
Параметр
1
Расчетные температура/относительная влажность внутреннего воздуха,
/,/фь, °С/%
Температура/относительная влажность приточного воздуха,
гй/фл,°С/%
Температура/энтальпия воздуха после утилизатора теплоты,
г4//4, °С/(кДж/кг)
Температура/энтальпия смеси наружно! о и рециркуляционного воздуха.
гс„//с„.°С/(кДж/кг)
Температура/энтальпия воздуха после калорифера первого подогрева,
Г3//3, °С/(кДж/кг)
Температура/энтальпия воздуха после оросительной камеры,
г2//2,°С/(кДж/кг)
Температура /энтальпия воздуха после калорифера второго подогрева,
г,//ь °С/(кДж/кг)
Варианты и последовательность обработки воздуха
Н-П-ОК-П
2
20,0
50
17,5
48
-II-
-II-
-II-
-II-
20,5
22,0
7,4
22,0
16,5
31,3
Н-П-ОК
3
20,0
50
17,5
48
-II-
-II-
-II-
-II-
30
31,3
16,4
31,4
-//-
-II-
Н-Р1-П-ОК-П
4
20,0
50
18,5
49
-II-
-II-
-2,5
5,0
17,5
25,0
8.8
25,0
17,5
33,9
!
о,
^
5
20,0
50
18,5
49
10,0
11,5
14,3
22,3
16,9
25,0
8,8
25,0
17,5
33,9
И У-Р1-ОК-П
6
20,0
40
18,5
39
7,0
8,4
12,6
19,2
-II-
-II-
6,8
19,2
17,5
30,3
Н-У-Р1-П-ОК
7
20,0
40
18,5
39
7,0
8,4
12,6
29,2
23,3
30,3
17,5
30,3
-II-
-II-
8
20,0
40
18,5
39
7,0
8,4
12,6
29,2
-II-
-II-
13,0*
25,7*
17,5
30,3

Продолжение таблицы 2 59
1
Температура воды в оросительной камере, °С
Коэффициент эффективности, %
Расход тепла на обработку 1 кг воздуха в калорифере первого
подогрева, кДж/час
Расход тепла на обработку 1 кг воздуха в калорифере второго
подогрева, кДж/час
Расход тепла на обработку 1 кг воздуха, кДж/час
Общий расход тепла на обработку воздуха, тыс кДж/час
2
6,6
94
38,3
9.3
47,6
571,2
3
11,0
72
47,6
-//-
47,6
571,2
4
8.0
92
20
8,7
28.7
560,3
5
8,0
91
2,7
8.7
11,4
222,6
6
5,4
80,6
-II-
ПД
11,1
216,7
7
10,4
45,0***
ПД
-II-
11,1
216,7
8
-II-
-II-
-II-
4,6
11,1**
216,7**
* - параметры после увлажнителя воздуха паром,
** - с учетом расхода теплоты на генерацию пара,
*** - нереализуемый процесс, ввиду низкого значения коэффициента эффективности

238 Глава Ц
Для пластинчатого рекуператора
е = 0,7B1 - 1I69-10-1,005-1,2-10000=285339600 кДж теплоты
или примерно 68,2 Гкал (без учета срезки температурного графика работы
при температурах ниже -5°С). Для роторного утилизатора общая экономия
теплоты составляет 80,8 Гкал. Примерные сроки окупаемости утилизаторов в
зависимости от стоимости теплоты представлены в таблице. Срок окупаемо-
окупаемости в данном случае оценен путем деления оптовой цены утилизатора у про-
производителя на стоимость сэкономленной за отопительный сезон теплоты. С
учетом налога на добавленную стоимость, таможенной пошлины, прибыли и
накладных расходов поставщика, а также транспортных расходов сроки оку-
окупаемости, представленные в таблице, будут примерно в 1,5 раз большими.
1 аблица 2.60
Стоимость теплоты, EUR/Гкал
Срок окупаемое [и*,
год
Пластинчатый
Роторный
10
3,3
6,8
15
2,2
4,5
20
1,7
3,4
25
1,3
2,7
- определен по оптовой цене изделия у производителя.
Приведенные данные показывают, что применение утилизации тепло-
теплоты экономически оправданно, даже с учетом того, что пластинчатый ути-
утилизатор без байпаса может работать при температурах выше -5°С. При
температурах ниже -5°С часть наружного воздуха будет перепускаться по
байпасу для исключения глубокого охлаждения удаляемого воздуха и на-
намораживания снеговой шубы на пластинах.
Окончательно к установке принимаем роторный утилизатор, как рабо-
работающий на всем диапазоне изменения температур наружного воздуха.
Форсуночная секция увлажнения C ВЗ16229) с насосом и его принад-
принадлежностями C ВЗ 16342) имеет оптовую цену 4039 + 1686 = 5725 EUR. Па-
Паровой увлажнитель воздуха (SD ЗВЗ) имеет оптовую цепу 5074 EUR.
Стоимость функциональных блоков рассматриваемых двух вариантов ув-
увлажнения воздуха соизмерима. При применении парового увлажнителя для
генерации пара используется электрическая энергия, стоимость которой в
настоящее время значительно выше стоимости тепловой энергии. По этой
причине окончательно для установки принимаем в качестве увлажнителя
воздуха форсуночную камеру.
В соответствии с проведенными оценками для холодного периода года
принимается следующий набор процессов обработки воздуха: «наружный
воздух»-«утилизация теплоты в роторном утилизаторе»-«рециркуляция»-
«тепловлажностная обработка в изоэнтальпийном режиме в форсуночной
камере»-«подогрев воздуха в секции второго подогрева».
На основании проведенных расчетов для теплого и холодного периода
года кондиционер окончательно комплектуется следующими основными

239
функциональными блоками: роторный утилизатор теплоты, камера
смешения для рециркуляции воздуха в холодный период года, форсуночная
камера, воздухоохладитель, камера смешения для рециркуляции в теплый
период года, секция подогрева, вентиляторные секции, необходимый набор
фильтров. Обозначение комплекта CLIMACIAT GI 200. Дополнительные
элементы конструкции, схема кондиционера и характеристика блоков при-
приводятся ниже (рис. 2.35).
Таблица 2 61
Характеристика функциональных элементов и моноблоков кондиционера
Обозна-
Обозначение
блока
А1
А2
A3
А4
А5
А6
А7
А8
А9
Краткая характерист ика блока и его элементов
Карманный филыр класса F7 с 4 ячейками IIPS2L, эф-
эффективность до 90%
Радиальный вентилятор ВР 500 COS1 с клипоременной
передачей и вариаюром часюты вращения 0В227447,
располагаемое давление 800 Па, к.п.д 69%, л -1080
об/мин, N= 11 kBi. Гибкие вставки
Секция второй рсцирк>ляции с управляемыми клапанами
Моноблок соедини!ельной секции («пусхая секция»)
Секция первой рециркуляции с управляемыми клапанами
Роторный рекуперагор с регулируемой скоростью вра-
вращения
Воздушный клапан уходящего воздуха
Воздушный клапан наружного воздуха
Карманный фильтр класса F7 с 4 ячейками HPS2U эф-
эффективность до 90%
Форсуночная камера
Воздухоохладитель с непосредственным кипением
хладоагента R134a, двухрядный; медные грубки (d-
¦=¦ \2,1 мм) с алюминиевым оребрением, mai оребрения
1,8 мм. теплопередающая площадь 84,4 м2, каплеотде-
литель и лоток для сбора конденсата
Калорифер однорядный десятиходопой, медные грубки
(d= 12,7 мм) с алюминиевым оребрением. шаг оребре-
оребрения 1,8 мм; теплопередающая площадь 32,2 м2; тепло-
теплоноситель перегретая вода 110/70°С, присоединительные
патрубки 1", падение давления воды 43 мм в ст
Радиальный вентилятор ВР 560 COS1 с клипоременной
передачей и вариагором частоты вращения 0В227625,
располагаемое давление 1000 Па, к.п.д 82%, и = 1847
об/мин, N-11 кВт Гибкие вставки
Аэродина-
Аэродинамические
потери, Па
167
М
0
32
129
0
0
167
61
86
28

240
Глава Ц
1. Воздухообрабатывающий агрегат CLIMACIAT GI-200
1530 „ „ 2630
A3
J. 1090 | 760 J. 980 | 1530 J. 980 J. 2080 j.
I 7970 I
П
I 1870 I
L 1870 I
Длина
7970 мм
Размеры н масса
| Ширина 1870 мм
Масса 3714 кг (+/-10%)
Высота
3270 мм
Рис. 2.35. Конструктивная схема и габариты кондиционера CLIMACIAT GI
200 фирмы CIAT
А1 - моноблочный корпус с секцией вытяжного вентилятора и секцией карманного
фильтра, А2 - секция второй рециркуляции, A3 - моноблок соединительной секции
(«пустая секция»), А4 - секция первой рециркуляции, А5 - роторный рекуператор с
регулируемой скоростью вращения, А6 - воздушный клапан, А7 - моноблочный
корпус с фильтром очистки и клапаном наружного воздуха, А8 - моноблочный
корпус с секцией форсуночной камеры и воздухоохладителем с непосредствен-
непосредственным кипением хладоагента, А9 - моноблочный корпус с калорифером и приточным
вентилятором

241 .
Таблица 2.62
Вентилятор
На подаче
приточного
воздуха
Вытяжной
Акустические спектры е
Характер
излучения
вентилятора
со стороны
корпуса
со стороны
всасывания
со стороны
нагнетания
вентилятора
со стороны
корпуса
со стороны
всасывания
со стороны
нагнетания
(ентш
1яторов
Уровни (dB) в октавных полосах частот,
Гц
63
96
81
87
93
92
77
86
89
125
94
82
85
91
91
79
85
88
250
93
63
84
90
88
58
82
85
500
91
55
81
88
86
50
79
83
1000
89
44
73
86
85
40
74
82
2000
85
45
60
82
83
43
65
80
4000
81
40
39
78
79
38
51
76
Всего
dB{A)
94
67
81
91
90
64
80
87
Рассмотрим пример подбора кондиционера на базе изделий фирмы
«Веза», РФ. В отличие от других производителей эта фирма предоставляет
потребителям своей продукции достаточно широкую информацию о мето-
методах подбора ее оборудования, в том числе и аналитические методы расчета
параметров применяемого оборудования. Исходные данные для примера
расчета СКВ 2-го класса представлены в таблицах 2.63 и 2.64.
Таблица 2.63
Расчетные значения параметров наружного и внутреннего воздуха
Город, в
котором
располо-
расположено
здание
Москва
Характер
помещения,
для которого
проектиру-
проектируется СКВ
Кинотеатр на
500 зрителей
Расчетные параметры воздуха для СКВ
период
года
холод-
холодный
теплый
наружного
темпе-
температура,
°С
=-26,0
tum =
= +26,5
энталь-
энтальпия,
кДж/кг
»« =
=-25,3
i,m =
= +52,0
внутреннего
темпе-
температура,
°С
= 20 .22
относи-
относительная
влажность, %
Ф"ви..ф"в- =
= 30...60
- с учетом корректировки параметров «Б» в соответствии с требованиями [1,2]

242
Исходные данные для проектирования СКВ
Теплоизбытки, Вт
теплый
период года
е;=42зоо
холодный
период года
Q? = 19800
Влагоизбытки, кг/час
теплый
период года
Мл = 18,4
холодный
период года
Мэ = 16
А/о
5
Глава Ц
Таблица 2.64
gradf
0,5
л
И
5
Продолжительность меротфиятий, проводимых в концертном зале не
более 3 часов в сутки, кроме того, помещение зала используется по назначе-
назначению не каждый день. По этой причине (на основании полученных выше ма-
материалов) при разработке системы кондиционирования воздуха не будет при-
применяться утилизация теплоты, как не имеющая экономического обоснования.
Последовательность решения задачи для теплого периода года:
1. Наносим на l-d диаграмму зону оптимальных параметров внутрен-
внутреннего воздуха и параметры наружного воздуха (рис. 2.36);
2. Вычисляем тепловлажностное отношение, кДж/кг
е = -
Мя
B.123)
где г=2454 - удельная теплота парообразования, кДж/кг, при температуре
+20°С.
= 42300 -3,6 + 2454 18,4
18,4
= 10730 кДж/кг
3. Температура уходящего воздуха по формуле 2.112.
fv = 22 + 0,5-3 = 23,5°C.
4. По аналогии с вышерассмотренными примерами наносим характер-
характерные точки состояния воздуха для теплого периода года (Я, В, УЧР,П - со-
соответственно наружный, внутренний, уходящий, рециркуляционный и при-
приточный воздух, а также точки 7, характеризующей состояние воздуха на вхо-
входе в вентилятор). При этом учитываем (в соответствии с вышеприведенной
информацией), что для теплого периода года целесообразно параметры рас-
расчетной точки назначать исходя из максимального значения относительной
влажности и температуры из диапазона оптимальных параметров {te = 22°С
и фв = 60%,), а для холодного - минимальные, т.е. te = 20°С и фв = 30%.
Принято также, что подогрев воздуха в приточном и вытяжном венти-
вентиляторах составляет 1 °С.
5. Воздухообмен для теплого периода года
срД/0
B.124)

243
3,6 42300
- = 19425 м3/час, G* =Ьдр = 23310 кг/час
"' 1,005 1,2 B3,5-17)
6 Санитарная норма наружного воздуха
Lc = 500 20 = 10000 м3/час, GC=GH = Lcp = 12000 кг/час
15 20 25
Specific humidity x l^-\
Рис 2 36. Процессы обработки воздуха для теплого и холодного периодов года

244 Главац
7. Соотношение Gn > G( показывает, что требуется рециркуляция в ко-
количестве G/»=23310 - 12000 = 11310 кг/час. В связи с тем, что iH > ip рецир.
куляция целесообразна, т.к. смесь воздуха будет иметь более низкую энталь-
энтальпию, а это приводит к снижению расхода холода при эксплуатации СКВ.
8. Анализ взаимного положения характерных точек процесса показы-
показывает, что для расчетных параметров требуется незначительная осущца
воздуха и более значимое охлаждение. Наиболее целесообразно в этом
случае избежать применения противоположных процессов, т.е. нагрева-
охлаждения, и исключить второй подогрев. Применим следующую тех-
технологию обработки воздуха. Часть приточного воздуха охлаждается в
воздухоохладителе, а часть его в виде воздуха второй рециркуляции под-
подмешивается к нему после охлаждения. Полученная смесь должна иметь
параметры точки 1. Для нахождения параметров охлаждаемой части при-
приточного воздуха проводим через точки См1 (параметры воздуха после
первой рециркуляции) и точку 1 линию. На этой линии в точке пересече-
пересечения ее с ф = 100% и будут находиться параметры охлаждаемой части воз-
воздуха, т.е. точка 0. Современные высокоэффективные воздухоохладители
обеспечивают при работе в расчетном режиме относительную влажность
воздуха на выходе близкую к 100%. По этой причине и принято, что точ-
точка 0 и находится на линии <р = 100%. Соотношение отрезков lo_i и ti^CMl
позволяет найти количество воздуха второй рециркуляции. Соотношение
же отрезков 1н-см1 и (lmi-p позволяет найти количество воздуха первой
рециркуляции. Совместное решение задачи о нахождении объемов пер-
первой и второй рециркуляции в этом случае возможно методом последова-
последовательных приближений. А именно:
1. Задаемся произвольно объемом первой рециркуляции и определяем
положение точки См1.
2. Определяем положение точки 0 и из соотношения отрезков ?0_; и
?i-cmi находим первое приближенное значение объема второй рециркуля-
рециркуляции G2.
3. Уточняем объем первой рециркуляции G\ = G - G2 и задачу повторя-
повторяем от п. 1 до удовлетворительной сходимости результатов.
Соотношение отрезков 0-1 и 1-См1 после нахождения их оконча-
окончательного положения позволяет найти соотношение соответственно между
неохлаждаемой (воздух второй рециркуляции) и охлаждаемой (Go = GH+ GO
частями обрабатываемого воздуха.
Соответственно расход воздуха через воздухоохладитель 23310 - 6585 =
= 16725 кг/час.
Воздух в воздухоохладителе охлаждается до температуры 12,2°С и
снижает свое влагосодержание. Температура холодоносителя в воздухоох-
воздухоохладителе на 3...5 градусов ниже, т.е. температурный уровень его составля-

245
ет ss7 9°C Получение холодоносителя с таким температурным уровнем не
представляет технических трудностей
9 Расход холода в воздухоохладителе
Qx =G0(zCm1-i0) = 16725E1,5-34,3) = 28767O кДж/час или79,91 кВт
Результаты расчета сведены в таблицы 2 65 и 2 66
Таблица 2 65
Параметр
Температура, °С
Отнсит влажность, %
Влагосодержание, г/кг
Энтальпия, кДж/кг
Н
26,5
46
10
52,0
В
22 0
60
10
47,5
Р
24,5
53
10 2
50,3
См\
26,0
47
10,0
51,5
У
J23.5
56
10,2
49,5
П
17,0
75
9,2
40,2
1
16
81
9,2
39,2
0
12,2
100
8,9
34,3
Gj,,
кг/час
23310
GC = GH,
кг/час
12000
кг/час
11310
кг/час
16725
G*
кг/час
6585
Таблица 2 66
Qx,
кДж/час
287670
Последовательность построения процесса обработки воздуха для
холодного периода года:
1 В зоне оптимальных параметров выделяем расчетную точку и нано-
наносим параметры наружного воздуха для холодного периода года (рис 2 36),
при этом учитываем (в соответствии с вышеприведенной информацией),
что для холодного периода года целесообразно параметры расчетной точки
назначать исходя из минимального значения относительной влажности и
температуры из диапазона оптимальных параметров (fe = 20°C и <рв = 30%),
2 Вычисляем тепловлажностное отношение, кДж/кг
B 125)
.19800 3,6 + 2454 16,0.
16,0
6909 кДж/кг
3 Теплоизбытки в холодный период года более чем в два раза ниже
уровня избыточной теплоты для теплого периода года В этой связи при-
принимаем, что градиент температур но высоте помещения кинотеатра незна-
незначителен и температура уходящего воздуха равна температуре внутреннего
воздуха, ty = te
4 Принимаем, что производительность кондиционера и в зимнем ре-
режиме эксплуатации равна производительности его в летнем режиме

246 Главац
G = G3 = Gj,=23310 кг/час или 19425 м3/час. Это позволяет сохранить аэро-
аэродинамический режим сети и избежать мероприятий по переводу работы
кондиционера с одного режима на другой.
При меньших теплоизбытках для холодного периода года раздача ко-
количества воздуха, характерного для теплого периода года, требует умень-
уменьшения расчетной разности температур. Находим исходя из этого темпера-
температуру приточного воздуха
5. Температура перед приточным вентилятором (точка 1)
B.126)
6. При общей подаче воздуха в помещение 23310 кг/час санитарная
норма подачи наружного воздуха составляет 12000 кг/час. Следовательно,
рециркуляция равна 11310 кг/час. Соединяя точки Р и Н, в соответствии с
соотношением наружного и рециркуляционного воздуха находим точку
смеси См, tCM=-3°C.
7. Для tn и t\ температура точки росы составляет -1°С. В этих условиях
работа оросительной камеры осуществляется вблизи г=О°С и сопряжена с
вероятным появлением процесса обмерзания конструкции. Принимаем, что
температура воды при адиабатической обработке воздуха равна tw=+2°C.
Проводя через точку W изоэнтальпу, на пересечении с линией d=const,
проходящей через точку См, находим точку 5, характеризующую состояние
смеси после подогрева в калорифере первого подогрева. Процесс 3—2 -
адиабатическое увлажнение, 2—1 - подогрев воздуха в калорифере второго
подогрева (рис. 2.36).
Коэффициент адиабатической эффективности процесса увлажнения
При ЕА < 0,65 ввиду уменьшения расхода воды и снижения давления на-
наступает неустойчивый режим работы форсунок. Следовательно, выбран-
выбранный режим тепловлажностной обработки не может быть реализован.
Принимаем параметры расчетной точки внутреннего воздуха fe = 20°C
и фв = 40% и строим по аналогии с предыдущим вариантом процесс обра-
обработки воздуха (рис. 2.36). Обозначение характерных точек принято анало-
аналогичным предыдущему варианту.
Коэффициент адиабатической эффективности процесса увлажнения
для этого варианта

247.
Это реализуемый режим работы оросительной камеры.
В этом случае невозможно рассматривать вариант работы кондицио-
кондиционера без калорифера второго подогрева. Нагрев воздуха в калорифере пер-
первого подогрева до точки 3" и затем адиабатическая обработка его в ороси-
оросительной камере по процессу 3"—1 невозможна. Коэффициент адиабатиче-
адиабатической эффективности процесса 3"-l ~ 0,5, т.е. меньше установленного
нижнего предела для блоков контактного увлажнения фирмы «Веза».
8. Дефицит влаги при подготовке смеси наружного и рециркуляцион-
рециркуляционного воздуха составляет &d=dn-dCv = 5,1 - 2,9 = 2,2 г/кг. Это количество
влаги можно ввести в воздух и в виде пара. Подогрев воздуха паром в этом
случае будет составлять At=0,16 -2,2 = 0,35°. Реализация этого процесса
требует подогрева воздуха в калорифере первого подогрева до температу-
температуры fi - 0,35°. Обозначим эту точку 3'.
9. Расход теплоты в калорифере первого подогрева при применении
тепловлажностной обработки в оросительной камере
Q/ = Gc (t3 - tCv) = 23310 • 1,005 A1- (-3,2)) = 332657 кДж/час,
то же при увлажнении воздуха паром
Q] =Gc(r3'-/c«) = 233101,005A5,7-(-3,2)) = 442762 кДж/час.
10. Расход теплоты в калорифере второго подогрева
Qn =Cc(*1-f2) = 23310-l,005-A6-5,4) = 248321 кДж/час.
11. Расход пара на увлажнение воздуха (производительность пароув-
лажнителя)
Слю/га=С(</и-*/Си)==23310EД-2,9)/1000 = 51,3 кг/час.
12. Расход воды, испаряющейся в оросительной камере равен расходу
пара на увлажнение воздуха.
13. Общий расход теплоты при обработке воздуха в оросительной камере
=332657 + 248321 = 580978 кДж/час.
14. Общий расход теплоты при увлажнении воздуха паром
XQ = С(ц -icj = 23310 B8,9-4) = 580419 кДж/час.
Результаты расчетов сведены в таблицы 2.67. и 2.68.
Расходы теплоты при обработке воздуха в оросительной камере и при
увлажнении паром следует считать равными, т.к. эти процессы имеют об-
общую точку начала и конца обработки (соответственно См и 1). Отличие
цифр в графе Y.Q таблицы объясняется приблизительностью определения
значений параметров воздуха по l-d диаграмме.

248
__Главац
Таблица 2 67
Параметр
Температура,
°С
Отнсит
влажность, %
Влагосо-
держание, г/кг
Энтальпия,
кДж/кг
Вар
увлаж-
увлажнения
ОК
Пар
ОК
Пар
ОК
Пар
ОК
Пар
Я
9ft
9S Ч
В = У
20
40
5,8
34,5
Р
21
38
5,8
35,5
См
3,2
100
2,9
4.0
3
11
—
35
—
2,9
18
—
3'
—
15,7
—
26
—
2,9
—
22,8
2
5,5
—
90
—
5
—
18
—
16
46
5
28,9
Я
17
43
5
30
Таблица 2 68
Вар
увлаж
нения
ОК
Пар
G=G3,
кг/час
23310
GC = GH,
кг/час
12000
GP,
кг/час
11310
Qi,
кДж/час
332657
442762
Qiu
кДж/час
245979
—
кДж/час
580978
580419
Gnapa,
кг/час
—
51,3
кг/час
51,3
—
Выбор функциональных блоков кондиционера фирмы «Веза».
Исходя из расхода воздуха в поперечном сечении кондиционера
B3310 м3/час) и допустимой скорости движения воздуха в поперечном се-
сечении оросительной камеры (w = 3 м/с), находим требуемую площадь попе-
поперечного сечения кондиционера
G
Fmp 3600 w p
B 127)
Найдено Fmp=i,SM2 Ближайшую большую площадь поперечного се-
сечения имеет кондиционер КЦКП-20 фирмы «Веза» РФ (кондиционер цен-
центральный с каркасно-панельным корпусом) Фактическая площадь попе-
поперечного сечения F= 1,956 м2
Подбор воздухонагревателей (холодный период года)
1 Массовая скорость движения воздуха во фронтальном сечении кон-
кондиционера
._ G _ 23310 =3,31кг/см2
к 3600F 3600 1,956
2 Расход теплоносителя на нагрев воздуха (параметры теплоносителя
110-70°С)
С Ql 332657
77 св(Т-Т) 4,187A10-70)
= 1986 кг/час

24!Э
То же при увлажнении воздуха паром
То же для воздухоподогревателя второй ступени
^ _ 245979
4,187A10-70)
1469кг/час
3 Фирма «Beза» выпускает калориферы с различным числом рядов
¦трубок по ходу движения воздуха A 4), с различным шагом оребрения
A,8, 2,5 и 4,2 мм) и с различным числом ходов греющего теплоносителя
B,4, 6, 8, 12, 16) Производитель рекомендует принимать скорость движе-
движения воды в трубках 0,5 1,5 м/с
Задаемся скоростью движения воды в трубках калорифера 1,0 м/с, ша-
шагом пластин оребрения 2,5 мм и предварительно принимаем к расчету од-
однорядный калорифер Площадь поперечного сечения одной трубки для
прохода теплоносителя равна 0,0001108 м2
Число трубок в одном ряду калорифера определяется по формуле
предложенной производителем
& B128)
где р — число рядов трубок по ходу движения воздуха, в предварительном
расчете принято /7=1,
Нтр - высота трубной решетки, для кондиционера КЦКП-20 равна
1,45 м
Таким образом, N=29 шт
4 Определяем число трубок для одного хода теплоносителя исходя из
принятой скорости движения теплоносителя
- B 129)
Соответственно имеем для калорифера первого подогрева при ис-
использовании в качестве увлажнителя оросительной камеры
1986
то же при увлажнении воздуха паром да/ = 7 и для калорифера второго по-
подогрева ш/1 ~ 4
Для унификации применяемого оборудования окончательно принима-
принимаем число ходов для всех вариантов ш = 6, а число трубок в одном ряду рав-
равное 30 В этом случае в каждом ходу движения теплоносителя будет участ-

250 Главац
вовать 5 трубок. В связи с принятыми округлениями и унификацией реше-
решения вычисляем скорости движения теплоносителя для каждого варианта.
5. Истинная скорость движения теплоносителя в трубках
Соответственно для рассматриваемых вариантов она составляет:
w7=O,83; w/=1,1; w//=0,61 м/с.
6. Коэффициент теплопередачи калорифера определяется по выражению
k=A(wp)nwp. B.131)
При принятых выше условиях по данным фирмы «Веза» Л = 21,68; п=О,37;
/7 = 0,18. Значение коэффициента теплопередачи для рассматриваемых ва-
вариантов
*7=21,68-C,31)а37-О,83018 = 32,65; */ = 34,34; кп= 30,89Вт/м2К.
7. Разность средних температур воды и воздуха
и Д*„=79,25К.
Д,, 861 к Ar
8. Требуемая площадь поверхности теплообмена
F = &— F= 332657
F = -&— F,=
3,6*Д/' ' 3,6-32,65-86,1
F/ = 42,76 м2; Fu=27,91 м2.
Фактическая площадь теплообмена однорядного теплообменника при
оговоренных выше условиях равна 40,4 м2. Такой теплообменник принима-
принимается для установки в качестве воздухоподогревателя первой и второй сту-
ступени при увлажнении воздуха в камере орошения. При увлажнении воздуха
с помощью парогенератора расчет показывает, что к установке следует
принять теплообменник с шагом оребрения 1,8 мм и с фактической площа-
площадью теплообмена 53,5 мм.
Обозначение теплообменников:
-вариант увлажнения воздуха в оросительной камере ВНВ 243.1-133-
145-1-2,5-6-левый. Здесь: 133 - длина оребренных трубок, см; 145 -
длина трубной решетки, см; 1 — число ходов; 2,5 - шаг оребрения, мм;
6 - число ходов. Последнее определяет исполнение по обслуживанию
калорифера, если смотреть по ходу движения воздуха.
-вариант увлажнения воздуха с помощью парогенератора 243.1-133-
145-1-1,8-6-левый.
Выбор воздухоохладителя. Процессы переноса теплоты на теплооб-
менных поверхностях воздухоохладителя в нашем случае сопровождаются
конденсацией водяных паров из воздуха. Точный расчет их затруднителен.

251
0 инженерной практике применяются методы расчета, основанные на
предположении об условно «сухом» охлаждении воздуха на участке от на-
начального до конечного его состояния. Наличие процесса конденсации ин-
интенсифицирует теплообмен и по этой причине расчет по методу «сухого»
процесса приводит к появлению некоторого запаса в выбранной площади
теплопередачи. Методы расчета «сухих» процессов охлаждения воздуха в
воздухоохладителях, принятые в кампании «Веза», аналогичны вышепри-
вышеприведенной методике расчета калориферов.
Последовательность расчета:
1 В качестве холодоносителя принимаем воду, охлаждаемую в испа-
испарителе холодильной машины. Исходя из того, что перепад температуры
воды в воздухоохладителе должен быть Д/, = 3.. .5°, находим ее расход
2. Находим массовую скорость движения воздуха в поперечном сече-
сечении воздухоохладителя
3. Задаемся числом рядов трубок по ходу движения воздуха р=6, тогда
общее число трубок воздухоохладителя будет равно N=6-1,45/0,05 = 174.
Как и для случая расчета калорифера принимаем число трубок в одном ря-
ряду равное 30 и общее число трубок 6- 30 = 180 шт.
4. Принимаем шаг между пластинами оребрения равный 2,5 мм. При-
Принимаем также число ходов холодоносителя равное 6 и определяем число
трубок в одном ходу 180/6 = 30 и далее скорость движения его в трубках
17176 =М4м/с
360010000,0001108-30 '
5 Коэффициент теплопередачи воздухоохладителя
к = 20,94B,38H371,440Д8 =30,82 Вт/м2К.
6 Средняя разность температур
А,_ 26 + 12,2
Af 11Д
(принята начальная температура охлаждающей воды +6°С и конечная тем-
температура воды + 10°С).
7 Требуемая площадь теплообмена
„ 287670
F- = 3,6-30,82.11,1

252 Главап
Фактическая площадь теплопередачи шестирядного воздухоохладите-
ля составляет 6-40,4 = 242,4 м2. К установке принимается воздухоохладщ.
тель ВОВ 243.1-133-145-6-2,5-6-левый. В комплект воздухоохладителя
входит сепаратор и поддон для сбора конденсата. Затвор для отвода кон-
конденсата из поддона в комплект поставки не входит.
Выбор форсуночной камеры увлажнения. Как уже было отмечено, в
настоящее время камеры увлажнения применяются только в адиабатиче-
адиабатическом режиме. В соответствии с проведенными расчетами требуемый коэф,
фициент адиабатической эффективности процесса увлажнения должен
быть 0,89 при производительности кондиционера 23310 кг/час. Производи-
тельность кондиционера составляет 23310/24000 = 0,97 от номинальной. По
данным производителя поправка на такое соотношение требуемой и номи-
номинальной производительностей близка к единице. К установке принимаем
камеру К-65-50-160 с коэффициентом адиабатической эффективности в
номинальном режиме равным 0,95, номинальным расходом воды 30,3 т/час
и требуемым давлением перед форсунками 1,53 кгс/см2.
Снижение коэффициента эффективности с номинального значения
?=0,95 до требуемого ?=0,89 можно обеспечить путем уменьшения коэф-
коэффициента орошения (т.е. подачи воды к форсункам).
Присоединительные патрубки к насосу, к форсункам и к воронке пере-
перелива - Dy65.
Выбор блока сотового увлажнителя. По приведенным выше дан-
данным принимаем к установке блок сотового увлажнения 150-150 с толщи-
толщиной кассеты 300 мм, который обеспечивает эффективность процесса ув-
увлажнения ? = 0,95 при расходе воды на орошение насадки 0,96 т/час. В
орошаемых слоях изменение коэффициента орошения не приводит к из-
изменению коэффициента эффективности процесса тепловлажностной об-
обработки. Это связано с тем, что площадь контакта воздуха с водой при
изменении интенсивности орошения слоя практически не изменяется.
Эффективным средством управления тешювлажностными процессами в
этом случае может служить обводной клапан, который фирмой «Веза» в
этом блоке не применяется.
Параметры работы блока сотового увлажнения с коэффициентом эф-
эффективности 0,95 показывают, что в обслуживаемом помещении гаранти-
гарантировано будут обеспечены оптимальные параметры внутреннего воздуха.
Анализ полученных результатов показывает, что при применении
блока сотового увлажнения значительно сокращается расход воды по
сравнению с форсуночной камерой. В рассматриваемом примере в 31,6
раза. Следует отметить и существенное сокращение давления воды в
тракте водоснабжения. В форсуночной камере необходимо поддерживать
перед форсунками давление 15 104Па; в сотовом увлажнителе давление,
развиваемое насосом, расходуется только на перемещение воды по корот-
коротким участкам трубопроводов при свободном изливе ее на поверхности

253
слоя. В сотовом увлажнителе может применяться малогабаритный и низко-
напорный насос. Напор насоса в этом случае вполне достаточен на уровне в
3...5 м. вод. ст. Учитывая, что расход электроэнергии пропорционален
произведению производительности насоса на его давление можно полу-
получить, что при применении сотового увлажнителя расход электроэнергии на
привод насоса сокращается примерно в 120 раз. Однако, аэродинамическое
сопротивление сотового увлажнителя несколько выше, чем сопротивление
камеры форсуночного орошения.
При эксплуатации сотовых увлажнителей необходимо предусматри-
предусматривать периодический слив воды. Это обусловлено тем, что при отсутствии
слива в увлажнителе повышается концентрация солей, определяющих же-
жесткость воды. При среднестатистической жесткости воды, применяемой
для подпитки увлажнителя, необходимо предусматривать 30% слив, т.е.
6ff,=0,3-960 = 288 кг/час, а с учетом испарения воды в обрабатываемый
воздух подпитка должна составлять 288 + 51,3 =399,3 кг/час.
Выбор пароувлажнителя воздуха. Осуществляется только по одному
показателю - расходу пара на увлажнение воздуха. В данном случае он
равен 51,3 кг/час. Эту потребность в паре может обеспечить пароувлажни-
тель модели SMU-603, имеющий установленную электрическую мощность
43,5 кВт, потребляемая мощность на расчетном режиме составляет =02
кВт. Для подпитки увлажнителя требуется вода питьевого качества по
ГОСТ 2874. Регулирование паропроизводительности увлажнителя осуще-
осуществляется путем изменения степени затопления электродов водой.
Паровые увлажнители воздуха имеют существенные эксплуатацион-
эксплуатационные затраты. Так, при стоимости 1 кВт часа 0,03 доллара США при одно-
односменной работе увлажнителя в течение месяца расход электроэнергии со-
составит «5000 кВт-часов, а затраты на оплату ее «150 USD.
Парогенераторы комплектуются требуемым числом парораспредели-
парораспределителей (для модели SMU-603 - 4 шт) и линией возврата конденсата.
Выбор блока фильтров. Как уже отмечалось, фильтры устанавлива-
устанавливаются в кондиционере для обеспечения требуемой чистоты приточного воз-
воздуха и для защиты оборудования от загрязнения. Выбор фильтра зависит от
характеристики и концентрации пыли в рециркуляционном и наружном
воздухе. Степень очистки воздуха от пыли устанавливается нормативными
документами в зависимости от назначения обслуживаемого помещения.
При этом следует учитывать, что концентрация пыли в приточном воздухе
не должна превышать 0,3 ПДК (до 0,8 ПДК по [2]). Для помещений кино-
кинотеатров рекомендуется применять фильтры классов EU3-EU5. Этим требо-
требования удовлетворяют блоки карманных фильтров фирмы «Веза» с длиной
карманов 360 мм. Маркировка фильтра ФМ-бб-ЗбО-6-X-G, класс очистки
G3-G4 (EU3-EU4), средняя эффективность очистки до 92%.
Расчет эксплуатационных показателей фильтров (время работы
фильтра до замены или регенерации фильтрующего элемента, концентра-

254 Главац
цию пыли на выходе и др.) практически невозможен из-за отсутствия
практически во всех случаях сведений о фракционном составе пыли и ее
концентрации в воздухе. Эти параметры определяются в процессе экс-
плуатации.
Вентиляторный блок. Вентиляторный блок изготавливается произ-
производителем с выходом воздуха по оси его движения в кондиционере или
с выходом вверх. В выбранном типоразмере кондиционера устанавлива-
устанавливается вентилятор №6,3; число оборотов колеса и мощность электропри-
электропривода назначаются производителем в зависимости от общего сопротив-
сопротивления сети кондиционера и его производительности по воздуху. Эти
сведения производителю предоставляет Заказчик на основании проект-
проектных материалов.
Сопротивления секций кондиционера для холодного периода года при
неработающей второй рециркуляции представлены в приводимой ниже
таблице. Аэродинамическое сопротивление определяется на основании
сведений производителя продукции и зависит от скорости движения возду-
воздуха в поперечном сечении блока.
Цены отдельных блоков и кондиционера в целом представлены по ус-
условиям продавца кондиционеров в РБ.
Приведенные материалы показывают, что с точки зрения обеспечения
условий функционирования и экономической целесообразности к установ-
установке следует принимать кондиционер, укомплектованный:
- первым и вторым подогревом;
- форсуночной камерой орошения с адиабатическим режимом работы;
- воздухоохладителем;
-двумя блоками смешения (рециркуляции); причем первая рециркуля-
рециркуляция применяется в холодный период года, вторая - в теплый;
- секцией очистки воздуха с карманным фильтром класса G4.
Стоимость системы автоматизации кондиционера приведенной выше
комплектации составляет свыше 5000 USD.
При выполнении данной курсовой работы студенты используют мето-
методические материалы, в которых содержатся сведения о программах подбо-
подбора кондиционеров и их функциональных блоков от различных производи-
производителей, справочные сведения и технические характеристики подбираемого
оборудования.
По материалам подбора блоков студент вычерчивает по аналогии с
рис. 2.35 схему кондиционера КЦКП-20.
Приведенные сведения являются основанием и исходными данными
для разработки задания на выбор холодильного оборудования

Таблица 2 69
Комплектация и стоимость (С, USD) функциональных блоков кондиционера
КЦКП-20 фирмы «Веза» по различным вариантам обработки воздуха
Функциональный блок
1
Передняя панель с вертикальным
клапаном
Блок первого подогрева
Секция увлажнения*, ?=0,95
Блок второго подогрева
Воздухоохладитель
(холодоноситель вода)
Блок смесительный
Секция очистки воздуха, фильтр
карманный, класс G4
Тепловлажносная обработка
в оросительной камере
2
С= 682,6
ВНВ 243 ЫЗЗ-145-1-2,5-6-
левый. ДР=16Па
С= 1365,2
К-65-50-160,ДР = 145Па
С=3276,48
ВНВ 243 1-133-145-1-2,5-6-
левый.ДР=16Па
С= 1228,68
ВОВ 243 1-133-145-6-2,5-6-
левый,ДР=202Па
С=3715,94
КЦКП-20, ДР=24 Па
С=2 1433,46
ФМ-66-360-6-Х-С
АР=85 Па
С= 682,6
Тепловлажносная обработка
в сотовом увлажнителе
3
С=682,6
ВНВ 243 1-133-145-1-2.5-6-
левый,ДР=16Па
С= 1365,2
150 150, ДР = 1020 Па
С= 10203,89
ВНВ 243 1-133-145-1-2,5-6-
левый,ДР=16Па
С= 1228,68
ВОВ 243 1-133-145-6-2,5-6-
левый,ДР=202Па
С= 3715,94
КЦКП-20, АР=24 Па
С=2 1433,46
ФМ-66-360-6-Х-С
АР = 85Па
Г=682,6
Увлажнение воздуха паром
4
С=682,6
ВНВ 243 1-133-145-1-1,8-6-
левый,ДР=22Па
С= 1974,6
3 SMU-233**,AP=l,4na
С «=9000
Нет
ВОВ 243 1-133-145-6-2,5-6-
левый,АР=202Па
С=3715,94
КЦКП-20, АР=24 Па
С=2 1433,46
ФМ-бб-ЗбО-6-X-G,
АР=85Па
С=682,6

Продолжение таблицы 2 69
1
Блок смесительный горизон-
горизонтальным клапаном, 2 шт
Вентиляторная секция
(L= 19425, м3/час.Р = 510 Па)
Гиюбкая вставка на выходе
Привод на приемном клапане,
спруж возвр
Привода на рециркуляционных
клапанах
ZAP, Па
1С USD
2
КЦКП-20,ДР=17,5Па
С= 955,64
С=3877,17
С= 113,12
С= 281,71
С=2 619,5 = 1239
505
20285
3
КЦКП-20,ДР = 17,5Па
С= 955,64
С=3774,43
С= 113,12
С=281,71
С=2 619,5 = 1239
1380
27110
4
КЦКП-20,ДР=17,5Па
С=955,64
С=4786,0
С=113,12
С=281,71
С=2 619,5 = 1239
352
26300
* - форсуночная камера и сотовый увлажнитель без насоса и системы обеспечения циркуляции воды, пароувлажнитель полной
комплектации,
- принят для комплектации ввиду отсутсгвия в настоящее время сведений о модели SMU-603
/I

257
2.3.4. Выбор холодильной машины
Организация практического использования холодильных машин в систе-
системе кондиционирования воздуха связана с решением множество технических
проблем [38, 39, 40]: обеспечение пуска компрессора; выбор приборов кон-
контроля, средств и методов управления и автоматизации; защиты установки и
персонала при возникновении чрезвычайных ситуаций; опорожнения и за-
заправки холодильного цикла хладоагентом и т.д. По этим причинам холодиль-
холодильная машина представляет собой сложный инженерный комплекс трубопрово-
трубопроводов, запорно-регулирующей арматуры, средств контроля, защиты и управле-
управления, порядок и место размещения которых определяется на основании опыта
и знаний о характере происходящих процессов. Схема одного из вариантов
устройства холодильной машины представлена на рис. 2.37. Отметим, что в
связи с широким поступлением на рынок зарубежных холодильных машин
распространено и их новое название - чиллеры (chil (англ.) - холод).
8
Рис. 2.37. Принципиальная схема контура парокомпрессорной холодильной
машины с винтовым компрессором
1 - винтовой компрессор; 2 — клапан на нагнетании компрессора, 3,11- предохра-
предохранительные клапана, 4 - воздушный конденсатор; 5 - клапан на трубопроводе жид-
жидкого хладоагента; 6 - фильтр-осушитель; 7 - смотровое стекло с индикатором влаж-
влажности, 8 - электромагнитный клапан; 9 - терморегулирующий вентиль, 10 -
испаритель; 12 - капилляр для впрыска жидкости в компрессор
Предохранительный клапан 3 устанавливается в контуре холодильной
машины при установке после компрессора пароохладителя. Он предназна-
предназначен для защиты его от высокого давления. В пароохладителе происходит
снижение температуры перегретых паров хладоагента. Теплота охлаждения
передается нагреваемой воде. Предохранительный клапан 11 предназначен
для защиты от высокого давления испарителя холодильной машины. Защи-
Защита теплообменников и других элементов холодильной машины от превы-
превышения давления может осуществляться и с помощью реле давления, кото-
которые дают информацию аналитической электронной системе и она прини-
принимает решение о дальнейшем функционировании машины при превышении
давления и выдает сообщение оператору. Сброс давления через предохра-
9- 1987

258 Главац
нительные клапана (фактически сброс хладоагента) следует рассматривать
как крайнюю меру
Холодильные машины (чиллеры) поставляются на рынок в следующих
исполнениях
- стандартном,
- малошумном и особо малошумном (компрессор размещается в звуко-
звукоизолирующем корпусе),
-с пароохладителем и утилизацией теплоты перегретого пара хладоа-
хладоагента,
- одноконтурные и двухконтурные,
- с установкой в каждом контуре одного или нескольких компрессоров
одинаковой или различной производительности,
- с различными по принципу дейсгвия компрессорами в герметичном
(бессальниковом) и полугерметичном (сальниковом) исполнении
Инженерное оборудование холодильной машины в той или иной сте-
степени (в соответствии с условиями эксплуатации и требованиями заказчика)
содержат следующее элементы и системы
- систему пуска компрессора (компрессоров),
- защиту о г перегрева и перегрузок компрессора и оборудования ХМ,
- защиту от низкого давления в системе,
комплект манометров, термометров для контроля давления и темпера-
температуры в компрессоре и аппаратах холодильной машины,
- мерные стекла для визуального контроля уровня холодильного агента
в испарителе и конденсаторе,
- средства проверки, если это необходимо, правильности вращения ро-
ротора компрессора,
- средства контроля и регулирования параметров системы смазки ком-
компрессора,
- системы и средства, обеспечивающие непрерывность процесса смазки
взаимно перемещающихся элементов компрессора или других меха-
механизмов, входящих в состав холодильной машины,
-систему контроля и управления режимом работы вентиляторов воз-
воздушного и насосов водяного конденсатора,
- защиту от быстрого повторного включения компрессора при цикличе-
циклическом режиме его работы,
- прогрев перед пуском в холодный период года картера компрессора
(при наружной установке),
-систему защиты испарителя от замораживания и прогрев его при за-
замерзании,
- систему дренажа конденсата от испари 1еля при охлаждении им воз-
воздуха и средства обогрева данного конденсатопровода в холодный
период года,
-электронные системы автоматизации и контроля работы компрессо-
компрессора и оборудования ХМ, в том числе регулирование с помощью тер-

259
морегулирующего вентиля степени перегрева хладоагента после ис-
испарителя,
- систему контроля состояния и средства очистки хладоагента,
- электронные системы сигнализации об отключении и включении ком-
компрессора (компрессоров), о возникновении высокого или низкого дав-
давления, о работе вентиляторов (насосов) конденсатора, случайной за-
задержке включения компрессора, состояния контуров и т д,
-дисплей для визуализации режимов работы холодильной машины и
принтер для их распечатки,
- гидромодуль для обеспечения циркуляции охлаждаемой воды или хо-
лодоносителя через испаритель и подачи их потребителю холода,
-средства контроля параметров и регулирования температуры холодо-
носителя на выходе из испарителя,
-реле контроля величины потока холодоносителя через испаритель (с
целью предотвращения его замерзания)
Приведенная информация показывает, что холодильная машина явля-
является сложным техническим комплексом и при ее выборе следует учитывать
множество факторов При выборе ее приходится решать задачи по приме-
применению тех или иных представленных выше систем и средств Наиболее
целесообразно применять элементы холодильной машины и средства авто-
автоматизации комплектной поставки от одного производителя
Выбор холодильной машины начинается с определения величины хо-
холодильной нагрузки и характера ее изменения во времени При переменной
во времени холодильной нагрузке к установке следует принимать несколь-
несколько холодильных машин, в том числе и двухконтурных с одинаковыми или
различными по производительности компрессорами Характер изменения
нагрузки во времени позволяет принять решение о комплектации системы
холодоснабжения в такой ситуации
Холодильная нагрузка определяется по потребности кондиционера в
холоде и с учетом транспортных потерь
Qxai =Ц>{*н -iK) + I,Qr =Qx +?<2г , B 132)
где Lp - массовый расход охлаждаемого воздуха, кг/час,
1,„ iK - начальная и конечная энтальпия воздуха в процессе охлаждения,
EQ/ - потери холода при транспорте его от холодильной машины к
кондиционеру и далее к потребителю
При обслуживании холодильной машиной нескольких кондиционеров
необходимо учитывать сумму их холодопотребления Холодопроизводи-
тельность выбираемой холодильной машины должна превышать требуе-
требуемую холодильную нагрузку на 10 20%
Следующим важным моментом при выборе холодильной машины яв-
является выбор хладоагента, который должен циркулировать в проектируе-
проектируемом холодильном цикле

260 Глг
вац
Большое количество хладоагентов, многообразие их термодинамиче-
термодинамических, технических, эксплуатационных, экологических, санитарно-гигиени-
санитарно-гигиенических и физико-химических свойств предопределяют трудность их выбора
Многообразие говорит и об отсутствии хладоагентов с полностью положи-
положительной характеристикой.
Рекомендуется выбирать хладоагенты с минимальным значением сле-
следующих параметров: температуры кипения при нормальном давлении Ри>
давления конденсации RK, разности давлений Рк — Ри, отношения давлений
Рк/Ри, плотности пара на всасывании компрессора, адиабатной работы, по-
показателя адиабаты к, теплоемкости в жидком состоянии. Одновременно
желательно иметь давление кипения в испарителе выше атмосферного (для
предотвращения подсоса воздуха) и большее значение объемной холодо-
производительности qv [38, 39J.
Помимо приведенных рекомендаций при выборе хладоагентов следует
учитывать термическую стабильность, токсичность, экологическую безо-
безопасность, взрывопожароопасность, стоимость, доступность, эксплуатаци-
эксплуатационные показатели и т.д. Экологическая опасность хладонов, полученных из
углеводородов путем замещения атомов водорода на атомы фтора, хлора и
брома, определяется количеством атомов хлора и брома в их молекуле. В
системах комфортного кондиционирования воздуха не допускается приме-
применение токсичных хладоагентов.
В процессе эксплуатации холодильный агент может уходить из конту-
контура холодильной машины. По этой причине особое внимание следует уде-
уделять доступности хладоагента, т.е. массовости его производства, уровню
цены, транспортных расходов по доставке и срокам поставки. При приме-
применении в контуре холодильной машины смесей хладоагентов следует учи-
учитывать, что при появлении утечек в первую очередь уходит из контура бо-
более летучая часть смеси. В результате этого нарушаются свойства смеси,
изменяются параметры работы холодильной машины. При применении
смесей устанавливается максимальный суммарный объем утечек. Он в
среднем составляет 30%. После этого следует полностью менять холодиль-
холодильный агент в контуре машины.
Подробные рекомендации по выбору хлагоагентов и их смесей приве-
приведены в специальной литературе.
Следует отметить также, что приоритет в выборе холодильного агента
принадлежит изготовителю оборудования или разработчику холодильных
машин. Он диктуется множеством выше перечисленных факторов, а также
назначением машины, условиями ее применения, множеством технических
и экономических факторов, возможностями изготовления или закупки
комплектующих, доступностью и возможностью применения холодильного
агента.
Основными величинами, ограничивающими температурный диапазон
применения хладоагента, является температура кипения Ти и температура
конденсации ТК. При назначении этих параметров следует учитывать при-
приводимые ниже рекомендации.

261
При применении в составе кондиционера воздухоохладителей с непо-
непосредственным кипением в трубках хладоагента температура кипения его не
должна быть выше конечной температуры охлаждаемого воздуха, а средняя
разность температур между температурой кипения хладоагента и средней
температурой воздуха в процессе охлаждения должна быть примерно 10°, т.е.
Ти < tK,, (*„ + tK)/2 -Tu= 10°. B.133)
Здесь: tH, tK — соответственно начальная и конечная температура воздуха в
процессе охлаждения в воздухоохладителе.
При охлаждении в испарителе воды, подаваемой в аппарат тепловлаж-
ностной обработки или в воздухоохладитель, изменение температуры воды
должно составлять 4...5°, а средняя разность температур между температу-
температурой кипения и средней температурой охлаждаемой воды должна быть
5...8°. При этом температура кипения хладоагента должна быть не выше
конечной температуры воды.
ТН<ТК, (Тн +Тк)/2-Т„ =5..Я°, Тн -Тк =4...5°. B.134)
Здесь: Тн, Тк - соответственно начальная и конечная температура воды в
процессе охлаждения в испарителе.
При этом расход охлаждаемой в испарителе воды рассчитывается по
формуле
О- = в'+в-;^-, B-135)
где свд - теплоемкость воды;
Qnom — потери холода при транспорте воды к кондиционеру и к потре-
потребителю приготавливаемого воздуха;
Qhoc - теплота нагрева воды в насосе.
В конденсаторе холодильной машины, охлаждаемом наружным возду-
воздухом (воздушном конденсаторе) температура конденсации должна быть не
ниже конечной температуры охлаждающего воздуха, нагрев воздуха должен
составлять 6...8°, а средняя разность температур составлять 10...20°, т.е.
Гк-(гнк+г?)/2 = 10...20, r;-tf =6...8°. B.136)
В водяных конденсаторах средняя разность между температурой кон-
конденсирующегося хладоагента и температурой отводящей теплоту воды
должна составлять 5...8°, а нагрев воды 4...5°. Температура конденсации
должна быть выше температуры воды на выходе.
Подбор холодильной машины в соответствии с назначенными опция-
опциями, видом хладоагента и холодильными нагрузками осуществляется по ме-
методическим пособиям, справочным материалам и их электронным версиям,
имеющимся на кафедре.
Рассмотрим пример подбора холодильного оборудования для условий
работы кондиционера CLIMAC1AT GI 200, укомплектованного представ-

262 Глава ц
ленными выше функциональными блоками В состав кондиционера входит
моноблочный корпус с секцией форсуночной камеры и воздухоохладите-
воздухоохладителем с непосредственным кипением хладоагента В этом случае требуется
подобрать только компрессорно-конденсаторный блок, который вместе
с уже имеющимся воздухоохладителем с непосредственным кипением хла-
хладоагента образуют замкнутый контур холодильной машины Наиболее оп-
оправданно к установке принимать компрессорно-конденсаторный блок этого
же производителя
При производительности кондиционера по воздуху 16270 м3/час и
удельном расходе холода 17,5 кДж/час кг (табл 2 68) расход холода на ох-
охлаждение воздуха в воздухоохладителе составляет
<2v= 16270 1,2 17,5 = 341670 кДж/час
Принимаем потери холода при транспортировке его от компрессорно-
конденсаторного блока до воздухоохладителя равными 5 кВт (определяют-
(определяются расчетами в соответствии с реальными условиями прокладки трубопро-
трубопроводов), коэффициент запаса равен 1,15 В этой связи холодопроизводи-
тельность установки должна составлять
?(?х=E + 341670/3600) 1,15 = 114,9 кВт
В соответствии с формулой 2 133 и данными таблиц 2 56 и 2 58, а так-
также рис 2 33 определяем требуемую температуру кипения хладоагента в
воздухоохладит еле
Ти=(B6,6 + 11)/2 - 10) = 8,8°С, Т„ < 11°С
К установке принимаем конденсатор с воздушным охлаждением В со-
соответствии с 2 136 температура конденсации холодильного агента будет
равна
Холодопроизводительность YQx, a также ТК и Ти представляют ос-
основную информацию, необходимую для подбора компрессорно-конденса-
торного блока В соответствии с электронной версией программы подбора
оборудования фирмы С1АТ к установке рекомендован агрегат
CONDENCIAT CD 400Z R407C, цена (без НДС, таможенной пошлины,
транспортных расходов и т п ) - 19376 EUR
Производитель фирма С1АТ предлагает агрегаты и с использованием
хладоагента R22, который в соответсвии с решениями Монреальской кон-
конвенции должен быть выведен из применения к 2030 году В этой связи вы-
выбор остановлен на холодильной машине с использованием R407C - смеси
хладоагентов R32/Rl25/R134a B3/25/52) В скобках указано процентное
содержание каждого компонента в исходной смеси Химическая формула
компонентов R32 - CH2F2, R125 - C2HF5, R134a - C2H2F4 Компоненты
смеси не содержат атомов хлора и брома и являются озонобезопасными
Смесь хладоагентов позволяет улучшить термодинамические показатели

263
холодильной машины за счет сокращения необратимых потерь в испарите-
испарителе и конденсаторе.
Технические параметры моноблочного агрегата CONDENCIAT CD
400ZR407C:
- холодопроизводительность - 120,2 кВт;
- количество холодильных контуров — 2;
-компрессоры спиральные герметичного исполнения (scroll hermetic
compressor (s));
- число ступеней регулирования холодопроизводительности за счет от-
отключения-включения контуров: 100-63-37-0%;
- конденсатор из медных трубок с алюминиевым оребрением и пол иуре-
танов ым защитным покрытием;
- число вентиляторов - 2; частота вращения 500 об/мин; расход воздуха
на отвод теплоты от конденсатора - 18750 м3/час; мощность привода
вентиляторов - 2-0,9 кВт;
- мощность, потребляемая электродвигателями компрессоров - 55 кВт;
- общий уровень звукового давления агрегата 51 ± 3 дБ;
-агрегаг укомплектован: щитом управления с коммутирующей аппара-
аппаратурой; электронным контроллером с дисплеем; реле защиты от высо-
высокого и низкого давления; регулятором давления конденсации (вплоть
до температуры наружного воздуха -15°С); фильтром-осушителем;
смотровым стеклом;
- корпус из оцинкованных и окрашенных металлических панелей с теп-
теплоизоляцией.
Габариты установки: 2445-1300-1709 мм; масса в незаправленном со-
состоянии- 1170 кг.
2.3.5. Проектирование системы кондиционирования
воздуха офисных и жилых помещений
При проектировании СКВ офисных и жилых помещений в качестве
исходной необходима следующая информация:
- назначение, количество и планировка помещений, в которых необхо-
необходимо обеспечить кондиционирование воздуха;
- местонахождение населенного пункта;
-количество, продолжительность и род занятий находящихся в нем
людей;
- сведения о тепловыделяющем оборудовании,
- оптимальные температура и влажность воздуха, климатологические
сведения;
-сведения о конструкции, характеристиках и ориентации световых про-
проемов;
- сведения о характеристиках наружных ограждений и внутренних пере-
перегородок;
- сведения о температурном режиме смежных помещений.

264 Глава Ц
Для кондиционирования воздуха в жилых и офисных помещениях при-
применяются преимущественно локальные СКВ, обслуживающие одно или не-
несколько помещений. Функционально они обеспечивают охлаждение-нагрев
и очистку обрабатываемого воздуха. Теплота от внутреннего воздуха забира-
забирается с помощью испарительных блоков, расположенных внутри обслужи-
обслуживаемых помещений. Саккумулированная хладоагентом теплота переносится
к наружному компрессорно-конденсаторному блоку и рассевается им в атмо-
атмосфере. Раздельное размещение блоков предопределило и название таких
систем - «сплит-системы». Если в состав сплит-системы входит несколько
испарительных (преимущественно 2...4) при одном компрессорно-конденса-
торном блоке, то она называется мульти сплит-системой. Сплит-системы
могут быть реверсивного (инверторного) типа, т.е. в переходные периоды
года путем изменения направления циркуляции хладоагента, обеспечивать
обогрев обслуживаемых помещений за счет теплоты наружного воздуха.
Внутренние блоки изготавливаются настенного, напольно-потолочного, ко-
колонного и кассетного типов и по дизайнерским решениям могут удовлетво-
удовлетворить вкус любого клиента. В настоящее время развивается направление мно-
многозональных систем с изменяемым расходом хладоагента (сити мульти), у
которых число испарительных блоков может быть свыше десяти.
В соответствии с назначением помещения по нормативным требовани-
требованиям и с учетом рода занятий находящихся в нем людей принимаются рас-
расчетные параметры внутреннего воздуха и устанавливается требуемый воз-
воздухообмен: по кратности, назначаемой для отдельного класса помещений,
или расчетным путем по разбавлению выделяемых вредностей. Выбор рас-
расчетных параметров наружного воздуха осуществляется в соответствии с
приведенными выше рекомендациями. Отметим, что при проектировании
СКВ в выбор расчетных параметров может внести коррективы и «Заказчик».
В качестве примера рассмотрим задачу по выбору оборудования для кон-
кондиционирования воздуха в трех офисных помещениях. Планировка помеще-
помещений, расположенных на втором этаже здания, представлена на рис. 2.38. Зда-
Здание старой застройки расположено в городе Иркутске. Фасад здания ориен-
ориентирован на запад. Высота этажей 2,7 м, подшивные потолки не устраиваются.
Запад
Рис. 2.38. Планировка помещений, для которых проектируется СКВ

265
Стены кирпичные. Наружная стена имеет коэффициент теплопередачи
0,8 Вт/м2К, внутренние - 1,5 Вт/м2К.
Окна двойные в деревянном переплете, без козырьков, толщина стекла
3 мм, на окнах расположены внутренние светлые шторы из тонкой ткани.
Размеры оконных проемов 1800-1500 мм и 1400-1500 мм. Широта на которой
расположен город -52°С, расчетные параметры наружного воздуха: парамет-
параметры «Б» - +26,9°С, параметры «В» — +36°С. Расчетная скорость ветра 2,8 м/с.
По условиям «Заказчика» в помещениях должна обеспечиваться тем-
температура внутреннего воздуха +22°С вплоть до значения температуры на-
наружного воздуха +30°С. Эти температуры и принимаются в качестве рас-
расчетных. Это решение принято «Заказчиком» на основании анализа продол-
продолжительности стояния температур. Например, продолжительность стояния
температур свыше +30°С для Иркутской области составляет 30...35 часов в
году (СНиП П-А. 6-72).
В помещении «201» с компьютерной техникой работают 5 человек, в
помещениях «202» и «203» по 2 человека. Режим работы с 9-00 до 18-00
местного времени. Помещения обслуживаются местной системой приточ-
но-вытяжной вентиляции с требуемой степенью очистки от пыли и без дру-
других видов подготовки воздуха. Норма подачи свежего воздуха 60 м. куб. в
час на человека. Персонал работает на компьютерах, каждый компьютер
потребляет 300 Вт электроэнергии.
Каждое помещение имеет дверь, выходящую в коридор. Размеры двери
2000-800 мм, продолжительность нахождения двери в открытом состоянии
не более 5 мин/час. Освещение в летнее время во время рабочего дня не
используется.
Основной вредностью, определяющей отклонение параметров внут-
внутреннего воздуха от оптимальных значений, в жилых и офисных помещени-
помещениях является теплота. Баланс теплоты и воздухообмен для каждого помеще-
помещения являются основными факторами, определяющими принятие решения
по выбору системы кондиционирования воздуха.
В большинстве случаев одним из основных источников поступления
теплоты в жилые и офисные помещения является солнечное излучение.
Расчет теплопоступлений от солнца через оконные проемы [18, 19] сведен
в таблицу 2.70.
Таблица 2 70
№
ком-
Haibi
201
202
203
Ориен-
Ориентация
окна
Юг
Запад
L<?
Запад
Запад
ХС? по поме-
помещениям
Теплопоступления (Вт) для интервала времени, час
9-10
219
86
305
67
67
439
10-11
273
89
362
69
69
500
11-12
300
92
392
71
71
534
12-13
300
116
416
90
90
596
13-14
273
211
484
164
164
812
14-15
219
321
540
250
250
1040
15-16
154
405
559
315
315
1189
16-17
103
435
538
338
338
1214
17-18
86
402
488
313
313
1114

266 Глава ц
Расчетные тепловыделения персонала - 100 Вт/чел.
Окна имеют уплотняющие прокладки и по этой причине инфильтра-
инфильтрация воздуха незначительная и при определении теплового баланса помеще,
ний в нашем примере не учитывается.
При проектировании СКВ для теплого периода года рекомендуется не
учитывать влияние инфильтрации и если окна находятся с подветренной
стороны помещения. Следует отметить, что в летний период года влияние
инфильтрации на тепловой баланс значительно меньше, чем зимой, ввиду
малых скоростей ветра и меньшей разности температур между внутренним
и наружным воздухом.
Соседние с рассматриваемыми помещениями комнаты вдоль фасада,
ориентированного на запад, а также на первом и третьем этажах этого же
фасада оборудованы СКВ и по этой причине теплопритоки от них не суще-
существуют. С восточного фасада помещения в рассматриваемом здании не
оборудованы системами кондиционирования воздуха. Вследствие провет-
проветривания их и коридора в последнем устанавливается температура близкая к
температуре наружного воздуха. Принимаем расчетную температуру воз-
воздуха в коридоре равную + 30°С.
Теплопоступления с прорывающимся теплым воздухом из коридора
при открывании внутренних дверей [39] можно определить по зависимости:
Qte^qab, B.137)
1де q — теплопоступления на 1 м2 площади дверей с прорывающимся теп-
теплым воздухом;
a, b - размеры дверного проема.
По [39 стр. 138J q— 1300 Вт для Дг = 8°. Суммарные теплопоступления
через дверной проем с прорывающимся теплым воздухом за один час со-
составят 1300-2-0,8-60-5 = 624000 Дж/час. С учетом кратковременности от-
открывания дверей и равномерного распределения этих фактов во времени
средние теплопоступления по этой статье теплового баланса составят
624000/3600= 173 Вт.
Теплопоступления с приточным воздухом
Qnp = LCHcp(tu -Om/3600, B.138)
где LCH — норма подачи наружного воздуха на одного работающего в по-
помещении офиса, м*/час;
с, р - удельная теплоемкость и объемная масса воздуха;
/„, tH - соответственно расчетная температура наружного и внутреннего
воздуха;
т - количество работающих в данном помещении.
Расчеты по формуле 2.138 для каждого помещения сведены в табли-
таблицу 2.71.

267
Таблица 2 71
Поме-
Помещение
Теплогюступления, Вт
II
•в*
к
ё
201
560
230
175
175
500
1500
800
3940
102
340
85
80
175
200
600
320
1800
103
340
85
80
175
200
600
320
1800
10 = 7540 Вт
Теплогюступления за счет передачи теплоты через наружные стены
можно определить по формуле
QHC=kF(tN+Vtc-te). B.139)
В этой формуле к - коэффициент теплопередачи ограждения, Вт/м2К; F -
расчетная площадь наружного ограждения (без оконных проемов), опреде-
определенная по правилам обмера наружных ограждений, принятых для расчета
теплопотерь при проектировании систем отопления; составляет для стен
южной и западной ориентации помещения 201 по F-2,7 - 1,8-1,5) м2; для
помещений 202 и 203 C-2,7- 1,4-1,5) м2; V/c - повышение температуры
внешней поверхности наружного ограждения за счет нагрева ее солнцем
[39]. В нашем примере величину Vr< следует учитывать только для поверх-
поверхностей, обращенных на запад. При положении солнца в западном секторе
южная сторона здания испытывает воздействие преимущественно рассеян-
рассеянной солнечной радиации, что мало сказывается на формировании темпера-
температурного поля ее внешней поверхности. Максимум поступлений теплоты
через оконные проемы для принятых к расчету условий наблюдается в по-
послеобеденное время. Для этого периода и рассчитываем поступления теп-
теплоты путем теплопередачи через наружные ограждения. Для кирпичных
стен, ориентированных на запад, величина Vfr для широты 52° составляет
13° 139].
Расчеты телопоступлений через наружные ограждения по формуле
2.139 приведены в таблице 2.71
Расчет поступлений теплоты от смежных помещений (в нашем приме-
примере из коридора) осуществляется по формуле, аналогичной 2 139, с учетом
того, что для внутренних перегородок Vrf = 0.
Расчетные величины, сведенные в таблицу 2.71, округлены до цифр,
кратных «5».

268 Главац
Представляют интерес результаты анализа данных таблицы 2.70. Вви-
Ввиду различной ориентации оконных проемов по странам света максимум
теплопоступлений от солнца в комнату 201 наблюдается в интервале 15-16
часов (округленно 560 Вт), в комнаты 202 и 203 в интервале 16-17 часов
местного времени. Максимум суммарных теплопоступлений в обслужи-
обслуживаемые помещения наблюдается в интервале 16-17 часов и составляет 1215
Вт. По этой причине в качестве расчетной общей холодильной нагрузки
для проектируемой системы следует принять не ?6 = 9270 Вт, а баланс
теплопоступлений для интервала 16-17 часов. В этом интервале времени
теплопоступления от солнца в комнату 201 составляют 540 а не 560 Вт.
Суммарная расчетная холодильная нагрузка с учетом 10% запаса составля-
составляет таким образом
? Q = 1,1 • G540 - E60 - 540)) = 8272 Вт,
а по комнатам: 201 - Е<2=Ы-3940=4334 Вт; комнаты 202 и 203 -
?6=1,1-1800= 1980 Вт.
Полученные нагрузки позволяют выбрать оборудование проектируе-
проектируемой СКВ.
К установке принимаем СКВ, состоящую из наружного компрессорно-
кондесаторного и нескольких внутренних испарительных блоков. Наруж-
Наружный блок должен располагаться снаружи здания. Этот блок передает на-
наружному воздуху теплоту, эквивалентную работе компрессора, и теплоту,
отводимую из обслуживаемых помещений с помощью испарительных бло-
блоков. В технике кондиционирования воздуха такие комплексы называются
мульти сплит-системами.
Компрессорно-конденсаторный блок имеет воздушный конденсатор,
внешние теплообменные поверхности которого обдуваются наружным воз-
воздухом с помощью одного или нескольких осевых вентиляторов. При выбо-
выборе места расположения этого блока необходимо выполнение следующих
условий:
- не задувание блока ветрами;
- минимизация нагрева его лучами солнца;
- свободный доступ наружного воздуха к воздухозаборному отверстию
и свободный выход его из блока в окружающую среду;
- надежность и удобство крепления блока на строительных конструкци-
конструкциях и удобство последующего обслуживания;
-компрессорно-конденсаторный блок должен располагаться макси-
максимально близко к испарительным блокам.
Последнее требует дополнительного разъяснения. При увеличении
длины трубопроводов, соединяющих испарительный и компрессорно-
конденсаторный блоки, увеличиваются потери давления при перемещении
хладоагента. Температуры кипения и конденсации хладоагента зависят от
давления и, следовательно, гидравлический режим трубопроводов холо-
холодильного контура может повлиять на температурный режим работы конди-
кондиционера. Кроме того, снижение давления на всасывании компрессора при-

269
родит к снижению его производительности, а значит и к снижению холо-
допроизводительности установки.
Длина соединительных трубопроводов между компрессорно-конденса-
торным и испарительными блоками ограничивается и максимальное значе-
значение ее назначается производителем охлаждающих систем.
При проектировании коммуникационной системы данной СКВ необ-
необходимо учитывать следующие обстоятельства и факты:
- компрессорно-конденсаторный и испарительный блоки соединяются
двумя трубопроводами: для транспортировки хладоагента в газообраз-
газообразном и жидком (парожидкостном) состоянии;
- электрокабелями системы управления, контроля параметров и силово-
силового питания;
-при охлаждении внутреннего воздуха в испарительном блоке может
образовываться конденсат, который с помощью конденсатопровода
отводится в канализацию или для слива в приемник наружного блока
(самотеком или с помощью насоса); при прокладке конденсатопровода
внутри необогреваемых помещений или вне здания может предусмат-
предусматриваться применение специального кабеля для обогрева его в холод-
холодный период года;
- при устройстве напорного конденсатопровода система отвода конден-
конденсата комплектуется специальным насосом для его перемещения;
-не рекомендуется размещать испарительный блок вблизи источников
теплоты, влаги и вблизи дверных проемов;
- струя охлажденного воздуха от внутреннего блока не должна форми-
формировать ощущение дискомфорта или сквозняка в обслуживаемой зоне;
для этого испарительный блок настенного типа должен располагаться
не ниже рекомендуемой производителем высоты, а в его конструкции
предусматриваются отклоняющие лопатки, предназначенные для из-
изменения направления движения струи;
- в помещениях с малой высотой, если невозможно обеспечит условия
комфорта с помощью настенных блоков, следует рассматривать воз-
возможность применения блоков колонного или напольно-потолочного
типа; блоки кассетного типа применяются встроенными в подшивные
потолки;
-конфигурация и длина трубопроводов для перемещения хладоагента
по циклу должна обеспечивать возврат масла к компрессору.
Последнее требует дополнительного разъяснения. Большинство хла-
доагентов образуют растворы со смазочными материалами. По этой причи-
причине проходящий через компрессор хладоагент выносит масло в трубопро-
трубопровод, соединяющий его с конденсатором. Масло должно возвращаться к
компрессору, пройдя дросселирующее устройство и испаритель. При не-
невозврате его к компрессору последний будет эксплуатироваться (после ка-
какого то рабочего периода) без смазки. Не возникают проблемы с переме-
перемещением масла по контуру при нахождении хладоагента в жидком состоя-
состоянии, т.е. на участке от конденсатора до испарителя. В потоке газообразного

270 Главац
хладоагента масло находится в состоянии аэрозоля и возникают проблемы
с его перемещением по трубопроводу, особенно на участках подъема.
Рекомендуется: на участках подъема потока газообразного хладоагента
обеспечивать скорость движения его не менее 5 м/с. Такая скорость для
масляного аэрозоля является транспортирующей.
Скорость движения газообразной фазы хладоагента может уменьшать-
уменьшаться со снижением холодопроизводительности установки. По этой причине
для каждого диаметра трубок и вида хладоагента устанавливается мини-
минимальная холодопроизводительность установки, при которой еще обеспечи-
обеспечивается подъем масла. В горизонтальных линиях для стекания масляной
пленки обеспечивается уклон в сторону движения потока не менее 0,5%.
При высоте вертикальных участков более 6 м тоже Moryi возникнуть
проблемы с перемещением масла по контуру и в этом случае через каждые
6-7 м необходимо устраивать маслоподъемные петли. Сведения о них
представлены в специальной литературе или в технической информации
производителей.
Проблемы с эксплуатацией сплит-систем могут возникнуть и в случае
когда компрессор находится ниже испарителя или конденсатора. Стекаю-
Стекающее после остановки компрессора масло и, возможно, жидкая фаза хладоа-
хладоагента могут накапливаться перед клапанами и способствовать возникнове-
возникновению гидравлического удара при пуске. При проектировании коммуникаций
сплит-систем этот факт необходимо учитывать и при наличии восходящих
трубопроводов линии всасывания или нагнетания (перепада высот более
3 м) в нижней части трубопроводов устанавливать уже упоминавшуюся
маслоподъемную петлю.
При выборе оборудования сплит-систем необходимо обращать внима-
внимание также на уровень шума установки. Особенно внутреннего блока. Ис-
Источниками шума во внутреннем блоке является вентилятор и факты дефор-
деформации потока в проточных каналах. Уровень шума установки должен удов-
удовлетворять требованиям санитарно-гигиенических норм.
К установке принимаем инверторную мульти сплит-систему CU-
4E27CBPG с четырьмя настенными испарительными блоками CS-
ME12CKPG (холодопроизводительность 4-3,2 кВт) фирмы PANASONIC.
Инверторные системы в переходные периоды года могут работать в режи-
режиме тепловых насосов и обогревать обслуживаемые помещения. В режиме
одновременной работы испарительных блоков по данным фирмы
PANASONIC холодопроизводительность каждого блока будет составлять
2,0 кВт, в режиме обогрева - 4-2,35 кВт. В комнате 201 монтируется два
настенных блока.
Техническая характеристика блоков системы:
- хладоагент R407A (R32/R125/R134a B0/40/40));
-каждый настенный блок имеет независимое, т.е. параллельное под-
подключение к компрессорно-конденсаторному блоку;
-диаметр трубопровода транспортировки жидкого хладоагента -
6,35 мм, газообразного - 9,52 мм;

271
- масса настенного блока 8,0 кг; габариты 770 230-275(й) мм;
-максимальное линейное расстояние между компрессорно-конденса-
торным и испарительным блоками 25 м (суммарная длина трубопро-
трубопроводов не более 70 м), расстояние по вертикали между внутренним и
наружным блоком не более 15 м;
- максимальная потребляемая электрическая мощность в режиме охлаж-
охлаждения 2,85 кВт, в режиме обогрева помещений - 3,08 кВт,
- масса наружного блока 73 кг; габариты 900-320-908(Л) мм;
- шум: уровень звукового давления наружного блока 49 дБ, внутренне-
внутреннего - 44/32 дБ; уровень звуковой мощности наружного блока 62 дБ,
внутреннего - 57/45 дБ
Допустимый уровень звукового давления для рабочих помещений
офисов - 50 дБ
Для применения в данных условиях можно подобрать и оборудование
других производителей Например, с применением распределительных
блоков MULTIBOX, позволяющих объединить трубопроводы отдельных
испарительных блоков в общую магистраль при подключении их к наруж-
наружному блоку Это позволяет снизить затраты на трубопроводную систему.
Большое количество производителей систем для кондиционирования
воздуха предопределяет возможность назначения широкого спектра опций
и практически полного удовлетворения технических и эстетических требо-
требований потребителей
После выбора блоков необходимо запроектировать трубопроводную
систему установки, после чего составляется полная спецификация ком-
комплектующих изделий и материалов
Литература
1 СНиП 41-01-2003 Отопление, вентиляция и кондиционирование -М, 2004 - 54 с
2 СПБ 4 02 01-03 Отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха -Мн, 2004
3 СНБ 2 04 02-2000 Строительная климатология - Мн, 2001 - 40 с
4 СНиП 23-01-99 Строительная климатология -М,2000
5 СНБ 2 04-97 Строительная теплотехника -Мн, 1998 -33 с
6 СНБ 2 04 05-98 Естественное и искусственное освещение -Мн,1998 -58 с
7 СНиП 2 08 02-89* Общественные здания и сооружения - М, 1991 - 40 с
8 СНнП 2 09 04-87* Административные и бытовые здания - М, 1993 - 20 с
9 СНБ 3 02 03-03 Административные и бытовые здания - Мн, 2003 - 26 с
10 СНиП 2 09 02-85* Производственные здания -М, 1991 - 12 с
11 СНиП 2 08 01-89* Жилые здания -М, 1995
12 СНБ 3 02 04-03 Жилые здания - Мн, 2003 - 22 с
13 ГОСТ 30494 Здания жилые и общественные Параметры микроклимата в поме-
помещениях -М, 1998 -14с
14 Сан ПиН 9-80 РБ98 Гигиенические требования к микроклимату производственных
помещений -Мн, 1998 -40с
15 ГОСТ 12 1 005 Общие санитарно-гигиенические требования к воздуху рабочей
зоны -М, 1991 -75с

272 Главащ
16 Пособие 2 91 к СНиП 2 04 05-91 Расчет поступлений теплоты солнечной радиа-
радиации в помещение - М, 1993 - 42 с
17 Пособие 1 91 к СНиП 2 04 05-91 Расчет и распределение приточного воздуха -
М,1993 -48с
18 Справочник проектировщика Часть 3 Вентиляция и кондиционирование воздуха
Книга 1 /под ред Н Н Павлова и Ю И Шиллера - М, 1992 - 320 с
19 Справочник проектировщика Часть 3 Вентиляция и кондиционирование воздуха
Книга 2 /под ред Н Н Павлова и Ю И Шиллера - М, 1992 - 416 с
20 Хрусталев Б М, Пилюшенко В П Вентиляция -Мн, 1997 - 167 с
21 Титов В П, Сазонов Э В и др Курсовое и дипломное проектирование по венти-
вентиляции гражданских и промышленных зданий - М, 1985 - 206 с
22 Отопление и вентиляция Ч 2 Вентиляция /под ред В Н Богословского - М
1976-439 с
23 Сазонов Э В Вентиляция общественных зданий -Воронеж, 1991 -188с
24 Сазонов Э В Теоретические основы расчета вентиляции -Воронеж, 1989 -208 с
25 Сазонов Э В Сборник задач по расчету систем кондиционирования микроклимата
зданий -Воронеж, 1988 -296с
26 Волков ОД Проектирование промышленной вентиляции —Харьков, 1989 —239 с
27 ГОСТ 21 602-79 Система проектной документации для строительства Отопление,
вентиляция и кондиционирование воздуха Рабочие чертежи -М, 1980 -16 с
28 Торговников Б М и др Проектирование промышленной вентиляции Справочник
-Киев Будюельник, 1983 -256с
29 ВСН 01-89 Предприятия по обслуживанию автомобилей Нормы проектирования
-М, 1990 -46с
30 Гримитлин МИ идр Отопление и вентиляция цехов машиностроительных заво-
заводов -М,1978 -272с
31 МГСН4 14-98 «Предприятия общественного питания» -1998 г
32 МГСН4 13-97 «Предприятия розничной торговли» - 1998 г
33 МГСН 4 18-99 «Предприятия бытового обслуживания населения» — 1999 г
34 МГСН 4 10-97 «Здания банковских учреждений» -1997 г
35 МГСН 4 12-97 «Лечебно-профилактические учреждения» -1997 г
36 МГСН 4 06-96 «Общеобразовательные учреждения» -1997 г
37 МГСН 4 07-96 «Дошкольные учреждения» -1996 г
38 Богословский ВII, Кокорин ОЯ, Петров Л В Кондиционирование воздуха и
холодоснабжение -М Стройиздат, 1985 -430с
39 Курылев Е С , Оносовский В В, Румянцев Ю Д Холодильные установки - Санкт-
Петербург Политехника, 2000 -450 с
40 Бараненко А В , Бухарин Н Н, Пекарев В И, Сакун В И, Тимофеевский Л С Хо-
Холодильные машины -Санкт-Петербург Политехника, 1998 -650с

273
fjiABA III. Методические указания и примеры расчетов к
курсовой работе «Централизованное горячее
водоснабжение жилого микрорайона»
3.1. Исходные данные для проектирования,
содержание и объем курсовой работы
В курсовой работе разрабатывается система горячего водоснабжения
группы однотипных жилых зданий, включая горячее водоснабжение жило-
жилого дома. Подготовка воды для системы осуществляется в центральном теп-
тепловом пункте (ЦТП) с использованием теплоносителя из тепловых сетей.
В работе решаются следующие вопросы - конструктивная разработка
системы горячего водоснабжения: внутридомовой системы, квартальных
теплопроводов и центрального теплового пункта; расстановка оборудования
и арматуры; определение расчетных расходов теплоты и горячей воды, по-
построение графиков расхода теплоты; определение расчетных расходов сете-
сетевой воды; гидравлический расчет подающих и циркуляционных теплопрово-
теплопроводов; подбор оборудования теплового пункта. В некоторых вариантах рассчи-
рассчитывается вместимость бака-аккумулятора на основе интегрального графика.
Исходными данными на курсовую работу являются: план типового
этажа жилого дома, отражающий конструктивные особенности здания;
этажность; генплан с указанием количества зданий, присоединяемых к
ЦТП; схема системы, включая конструкцию стояков; схема подключения к
тепловой сети водоподогревательной установки горячего водоснабжения и
системы отопления; температура горячей воды на выходе из водоподогре-
водоподогревательной установки и у наиболее удаленного водоразборного прибора;
температура холодной воды; температура сетевой воды по графику цен-
центрального качественного регулирования; давление на вводе водопровода.
Курсовая работа состоит из пояснительной записки B0-30 с ) и гра-
графической части A лист А1).
Пояснительная записка включает: задание на курсовую работу; крат-
краткое описание объекта горячего водоснабжения и схемы снабжения горячей
водой; определение расчетных расходов теплоты и воды; расчет часового и
интегрального графиков расхода теплоты; конструирование системы горя-
горячего водоснабжения; гидравлический расчет подающих теплопроводов;
определение потерь теплоты теплопроводами; расчет циркуляционных рас-
расходов воды; корректировка гидравлического расчета подающих теплопро-
теплопроводов; гидравлический расчет циркуляционных теплопроводов; тепловой и
гидравлический расчет водоподогревательной установки; определение тре-
требуемого напора в водопроводе и подбор циркуляционных насосов; расчет
вместимости аккумулятора теплоты; список использованных источников и
оглавление.
В графической части представляются: планы подвала и чердачного
помещения в масштабе 1:100 или 1:200 с нанесением разводящих и цирку-
циркуляционных теплопроводов, стояков, мест ввода теплопроводов; план типо-

274 Главащ
вого этажа одной секции здания в масштабе 1:50 или 1:100 с нанесением
санитарно-технических приборов, теплопроводов, стояков и полотенцесу.
шителей; аксонометрическая схема внутридомовых теплопроводов с указа-
указанием диаметров труб, номеров расчетных участков, их длины, расходов
воды, уклонов, арматуры, оборудования; генплан квартала с нанесение^
теплопроводов и указанием расчетных участков, их длины, диаметров и
расходов воды; аксонометрическая схема оборудования и теплопроводов
теплового пункта,
3.2. Обоснование выбора системы горячего
водоснабжения. Конструктивные элементы системы
В курсовом проекте необходимо обосновать выбор схемы внутридо-
мовой системы горячего водоснабжения исходя из конструктивных осо-
особенностей здания, планировочных решений помещений кухни, ванной и
санузла, их взаимного расположения.
Системы горячего водоснабжения рекомендуется проектировать с ниж-
нижней разводкой магистралей [1]. Однако, при наличии чердачного помещения
и соответствующем обосновании можно принять схему с верхней развод-
разводкой. Выбор системы и конструкции стояков следует осуществлять в соот-
соответствии с рекомендациями, приведенными в [2, с. 90...95], [3, с. 55...62],
обращая внимание на обеспечение гидравлической устойчивости системы
и снижение ее металлоемкости. Наиболее распространенные схемы при-
присоединения стояков приведены на рис. 3.1.
При выборе схемы присоединения стояков следует иметь в виду реко-
рекомендации СНиП [1, п. 5.7], где указывается, что в жилых и общественных
зданиях высотой свыше 4 этажей группы водоразборных стояков следует
объединять кольцующими перемычками в секционные узлы, которые при-
присоединяются к сборному циркуляционному трубопроводу посредством об-
общего циркуляционного стояка. В секционные узлы объединяют до семи
водоразборных стояков. При нижней разводке колыгующие перемычки
прокладываются на чердаке или под потолком верхнего этажа.
В зависимости от выбранной схемы подающий и циркуляционный ма-
магистральные теплопроводы прокладываются в подвале или на чердаке, кре-
крепятся на кронштейнах к несущим ограждающим конструкциям или с по-
помощью подвесок к потолку или перекрытию.
С целью удаления воздуха и спуска воды из системы горизонтальные
теплопроводы прокладываются с уклоном не менее 0,002, при этом цирку-
циркуляционный теплопровод располагают параллельно подающему.
Ввод теплопроводов рекомендуется размещать как можно ближе к се-
середине здания, это положительно сказывается на увязке отдельных ветвей
системы при гидравлическом расчете теплопроводов и, в конечном итоге,
на гидравлическом режиме системы в целом.
В зависимости от конструктивных особенностей здания стояки распо-
располагают в специальных нишах санитарно-технических блоков или в штрабах

275
Схема с верхней разводкой
Схема с секционными узлами
и нижней разводкой
U?3J
Схема с закольцованными стояками
и верхней разводкой
Схема с нижней разводкой
Схема с секционными узлами
и верхней разводкой
Схема с закольцованными стояками
и нижней разводкой
.
Схема с закольцованными стояками,
нижней разводкой и разгруженным
циркуляционным стояком
Рис. 3.1. Схемы присоединения стояков в системах горячего водоснабжения
во внутренних капитальных стенах санузлов. Горизонтальную разводку
теплопроводов от стояков к водоразборным приборам осуществляют на
высоте 200 мм от пола. При этом предусматривают уклон труб 0,002—0,005.

276 Глава щ
Как правило, трубы прокладывают открытым способом. При повышенных
требованиях к внутренней отделке помещений применяют скрытую про.
кладку. Участки труб в местах прохода через стены и перекрытия заклю.
чают в металлические гильзы.
В целях уменьшения потерь теплоты предусматривается изоляция по-
дающих и циркуляционных теплопроводов, а также стояков.
В квартирах в зависимости от планировки устанавливается следующая
водоразборная арматура: в ванной комнате - смеситель для ванны и смеси-
смеситель для умывальника или комбинированный с поворотным изливом; на
кухне - смеситель для мойки или раковины. Тип смесителей принимается
по [3, 4]. В ванных комнатах предусматриваются полотенцесушители.
При объединении стояков в секционные узлы полотенцесушители
присоединяют к подающим стоякам, в схемах присоединения стояков без
кольцующих перемычек полотенцесушители присоединяют к циркуляци-
циркуляционным стоякам. Допускается присоединение полотенцесушителей к систе-
системе отопления ванных комнат, если такая запроектирована.
Для выпуска воздуха из системы с верхней разводкой используют ав-
автоматические воздухоотводчики или воздухосборники [3, с. 68], из систем
с нижней разводкой воздух удаляется через водоразборные приборы верх-
верхних этажей или через воздушные краны в верхней части подающих стояков.
Установку запорной арматуры в системах горячего водоснабжения
следует предусматривать: на трубопроводах холодной и горячей воды у
водоподогревателей; на ответвлениях трубопроводов к секционным узлам
водоразборных стояков; у основания подающих и циркуляционных стояков
в зданиях высотой 3 этажа и более; на ответвлениях водоразборных стоя-
стояков от магистралей в системах с верхней разводкой; на ответвлениях от
стояков в каждую квартиру, на вводах в здания.
Применяется запорная арматура общепромышленного назначения,
рассчитанная на рабочее давление до 0,6 МПа; задвижки, краны пробко-
пробковые проходные муфтовые и фланцевые, вентили запорные муфтовые и
фланцевые [4, гл. 8]. Арматура диаметром до 50 мм должна быть бронзо-
бронзовая, латунная или из термостойких пластмасс с термостойкими уплотни-
тельными прокладками.
Для спуска воды из системы в нижней части трубопроводов устанав-
устанавливают сливные патрубки с запорной арматурой. Для спуска воды из
стояков на случай ремонта у основания каждого из них желательно пре-
предусматривать тройники с пробкой (в зданиях до 5 этажей) или сливные
патрубки с запорной арматурой. Спускные устройства на стояках могут
отсутствовать, если спуск воды осуществляется через водоразборные
приборы нижних этажей.
Для трубопроводов систем горячего водоснабжения лучше использо-
использовать оцинкованные трубы [4, 5]. Допускается применять неоцинкованные
стальные электросварные трубы диаметром более 150 мм [5], а также, в
системах с непосредственным водоразбором из тепловых сетей.

277
Обратные клапаны устанавливают у водоподогревателя на циркуляци-
циркуляционном теплопроводе и на трубопроводе, подающем холодную воду, а при
непосредственном водоразборе из тепловых сетей — на трубопроводе от
обратного теплопровода к смесителю. Тип обратного клапана можно при-
принять по [4, табл. 8,14].
Контроль за параметрами горячей воды осуществляется термометрами
я манометрами. Манометры устанавливают на выходе из водоподогревате-
водоподогревателя или смесителя, до и после циркуляционного насоса.
Термометры размещают до и после водоподогревателя или смесителя
и на циркуляционном теплопроводе перед циркуляционным насосом. Для
учета расхода воды применяют счетчики расхода воды, которые устанавли-
устанавливают в закрытых системах теплоснабжения на трубопроводе холодной во-
воды перед водоподогревателем, а в открытых - на трубопроводе горячей
воды после смесителя.
3.3. Определение расчетных расходов горячей воды
и теплоты
Максимальный секундный расход воды на расчетном участке сети G,
л/с, при гидравлическом расчете теплопроводов системы горячего водо-
водоснабжения определяем по формуле
q=5qoa, C.1)
где qO4 л/с - секундный расход горячей воды водоразборным прибором
следует определять: отдельным прибором — в соответствии с [1, прил.
2]; различными приборами, обслуживающими одинаковых потребите-
потребителей - согласно [1, прил. 3];
а - коэффициент, определяемый по [1, прил.4] в зависимости от обще-
общего количества приборов N на расчетном участке сети и вероятности их
действия Р
Вероятность действия санитарно-технических приборов на участках
сети при одинаковых водопотребителях в здании без учета изменения U/N
находим из выражения
где #/,,,„, л/ч - норма расхода горячей воды в литрах одним потребителем в
час наибольшего водопотребления, принимаемая согласно [1, прил. 3];
N — количество водоразборных приборов;
U - количество водопотребителей.
Вероятность использования санитарно-технических приборов Phi для
системы в целом определяем по формуле
3600

278 ГлаваЩ
гДе 4o,hn л/ч - часовой расход воды санитарно-технических приборов [1
прил. 3].
Максимальный часовой расход горячей воды qhr, м3/ч, определяем
где ahr - коэффициент, определяемый по [1, прил. 4] в зависимости от об-
общего числа приборов N, обслуживаемых проектируемой системой и
вероятности их использования Phr.
Средний часовой расход воды qT, м3/ч, за сутки максимального водо-
водопотребления Т, час, следует определять по выражению
9т = 1000Т'
где qut л - норма расхода горячей воды одним потребителем в сутки наи-
наибольшего водопотребления, принимается по [1, прил. 3].
Расход горячей воды в средние сутки qTm, м3/сут., находим
*--w- C-2)
где <7„>т - норма расхода горячей воды, л, в средние сутки согласно [1,
прил. 3].
Расход горячей воды gTm используют при выполнении технико-
экономических сравнений вариантов.
Максимальный часовой расход теплоты Qhn кДж/ч, системой горячего
водоснабжения следует определять по формуле
C.3)
среднечасовой расход теплоты за сутки максимального водопотребления
QT=1rPc(thm-t<)+Qht, C.4)
а расход теплоты в средние сутки
C.5)
где р - плотность воды, допускается принимать р = 1000 кг/м3;
с - удельная теплоемкость воды, с = 4,186 кДж/(кг-°С);
r,J - средняя температура воды в водоразборных стояках системы горя-
горячего водоснабжения, t* = 55°С;
tc - температура холодной воды, принимается в соответствии с задани-
заданием на проектирование, при отсутствии данных tc = 5°С;
Q1" - теплопотери подающими и циркуляционными теплопроводами,
кДж/ч.

279
На начальном этапе проектирования систем горячего водоснабжения
диаметры и длина теплопроводов еще неизвестны, поэтому точное опре-
определение потерь теплоты в них невозможно. Согласно [2, с. 15... 16], Q1"
оценивается ориентировочно, в долях (коэффициент C) от расхода тепло-
iH на подогрев среднечасового расхода воды до нормативной температу-
температуры, т.е.
При этом формулы C.3) - C.5) принимают вид:
; C.6)
C.7)
Qr,m = <7т.трс(Гтл - rc)(l + р)/24. C.8)
Значение Р зависит от протяженности системы горячего водоснаб-
водоснабжения и ее мощности. Для изолированных водоразборных стояков
Р = 0,05+0,2, для неизолированных Р = 0,1-5-0,3.
Максимальный часовой расход теплоты Qhr принимается при расчете
площади поверхности теплообмена водоподогревателей; среднечасовой
расход теплоты QT - при определении необходимого запаса теплоты в ак-
аккумуляторе и при расчете потребления теплоты системой горячего водо-
водоснабжения, QTm - при технико-экономических расчетах.
ПРИМЕР 3.1. Определить расчетные расходы воды и теплоты на го-
горячее водоснабжение 36-квартирного 6-этажного жилого дома, состоящего
из двух секций. Система горячего водоснабжения подключена к тепловым
сетям по закрытой схеме. Приготовление горячей воды осуществляется в
центральном тепловом пункте микрорайона (квартала). 6 каждой квартире
установлена следующая водоразборная арматура: смеситель мойки на кух-
кухне, смеситель ванны и умывальника. План типового этажа секции здания
приведен на рис. 3.2.
Решение Полагая, что в 3-комнатной квартире проживает 4 челове-
человека, а в 2-комнатной - 3, определяем общее число потребителей горячей воды
Общее количество водоразборных приборов в здании N=3-36 = 108.
Вероятность действия водоразборных приборов системы горячего водо-
водоснабжения определяем исходя из нормы расхода горячей воды на 1 челове-
человека в час наибольшего водопотребления qhru = 10 л/ч [1, прил. 3] и секундно-
секундного расхода воды одним прибором qo = 0,2 л/с [1, прил. 3]
10120 0,016.
3600qoN 36000,2108
Вероятность использования санитарно-технических приборов в систе-
системе, принимая qohr = 200 л/ч [1, прил. 3]

280
ГлаваШ
_ лг 200
По значению PhrN = 0,0576 108 = 6,22 находим безразмерный коэф.
фициент аЛг = 2,956 [1, прил. 4], тогда максимальный часовой расход горя-
чей воды будет
qhr = 0,005qOihrOLhr = 0,005-200-2,956 = 2,96 м3/ч.
Средний расход горячей воды или расход за сутки наибольшего водо-
потребления при qu = 120 л/сут. [1, прил.З]
quU
120-120
м /ч ""4'4 м /сут"
Расход горячей воды в средние сутки находим по выражению C.2),
приняв qum- 105 л/сут. [1, прил. 3]
F) (У) QT) (9) (ю) (и)
Рис. 3.2. План типового этажа секции жилого дома

281
Для установления максимального секундного расхода воды в системе
горячего водоснабжения при гидравлическом расчете находим предвари-
предварительно по [1, прил. 4] безразмерный коэффициент а= 1,32, соответствую-
соответствующий произведению P-N = 0,016-108 = 1,73. Секундный расход горячей во-
воды водоразборным прибором принимаем по [1].
q = 5?оа = 5 0,2-1,32 = 1,32 л/с.
Расходы теплоты в системе горячего водоснабжения определяем по
формулам C.6)-К3.8), принимая Р = 0,1 из [2, с. 16].
Максимальный часовой расход теплоты
Qhr = 2,96-1000-4,186 E5-5I,1 = 681480кДж/чили 189кВт.
Среднечасовой расход теплоты за сутки максимального водопотребления
6^
24
Расход теплоты за средние сутки
кДж/ч ^ 33>б ^
3.4. Расчет и построение графиков расхода теплоты
Для построения графика расхода теплоты по часам суток в координа-
координатах количество теплоты - часы суток при отсутствии конкретных данных о
расходах теплоты в отдельные часы можно использовать безразмерный
график, т.е. график расхода воды по часам суток в процентах от среднего
расхода qT. При этом необходимо учитывать, ЧТо расход теплоты QT, рас-
рассчитанный по формуле C.7), соответствует 100% расхода воды по безраз-
безразмерному графику.
На основании графика расхода теплоты по часам суток строят инте-
интегральный график поданного и израсходованного количества теплоты.
Каждая его ордината выражает суммарный расход теплоты от услов-
условного начала отсчета, например, от 0 часов, до рассматриваемого момента.
Максимальная ордината равна суточному расходу теплоты. Максималь-
Максимальная разность поданного и израсходованного количества теплоты (кДж) на
графике показывает запас теплоты в аккумуляторе. При построении инте-
интегрального графика необходимо применять методику, изложенную в [5, с.
74,75].
ПРИМЕР 3.2. На основании безразмерного графика расхода горячей
воды (рис. 3.3) построить график расхода теплоты по часам суток. Средне-
Среднечасовой расход теплоты QT = 138 600 кДж/ч.
Решение. На основании графика определяем расход теплоты по ча-
часам суток. Например, с 0 до 2 ч. расход теплоты составляет 60% среднеча-
среднечасового расхода, т.е. 138 600-0,6 = 0,83 ¦ 105 кДж/ч.

282
ГлаваЩ
1—
Яг
100%
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24
Часы суток
Рис. 3.3. График расхода горячей воды по часам суток
На рис 3 4 приведен график расхода теплоты по часам суток
QT 10~5, кДж/ч
3,5
3,0
2,5
f,o
1 1.5
10
0,5
Q
0 83
0,14
t
\ (
1,1
> 1
MS
0,
59
1 1
1,94
7 91
2 77
\ 10 12 14 16 18 20 22 24
Часы суток
Рис. 3.4. График расхода теплоты по часам суток
ПРИМЕР 3.3. Используя данные графика расхода теплоты по часам
суток, построить интегральный график потребления и подачи теплоты
Решение От 0 до 2 ч потребление теплоты системой горячего во-
водоснабжения составляет 0,83 105 2 = 1,66 105 кДж, с 0 до 4 ч 1,6 105 +
+ 0,14 105 2 = 1,94 105 кДж, с 0 до 6 ч - 1,94 105 + 0,28 105 2 = 2,5 105 кДж
и так до 24 ч

283
На рис. 3.5 в координатах количество теплоты - часы суток откладыва-
е№( суммарное потребление теплоты от 0 часов до определенного момента
времениB,4, ...,22,24 ч.).
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24
Часы суток
Рис. 3.5. Интегральный график потребления и подачи теплоты
Точки соединяем ломаной линией. Получим интегральную линию по-
потребления теплоты. Интегральная линия подачи теплоты в течение суток
представлена на рис. 3.5 прямой линией.
3.5. Гидравлический расчет подающих теплопроводов
системы горячего водоснабжения
Гидравлический расчет подающих теплопроводов начинают после кон-
конструктивного решения системы горячего водоснабжения, вычерчивания ак-
аксонометрической расчетной схемы теплопроводов и расчетной схемы квар-
квартальных теплопроводов. Хотя аксонометрическую схему допускается изо-
изображать в произвольном масштабе, необходимо соблюдать соразмерность
длин участков и элементов системы. Это, во-первых, позволяет избежать
ошибок при определении длины расчетных участков и, во-вторых, обеспечи-
обеспечивает соответствие графического изображения системы ее реальному виду.
Секундные расходы воды на расчетных участках необходимо опреде-
определять по формуле C.1), учитывая, что при наличии на участке водоразбор-
водоразборных приборов с различными расходами воды, значение расхода горячей

284 Главащ
воды q одним водоразборным прибором следует принимать для прибора с
наибольшим расходом.
Гидравлический расчет теплопроводов следует производить на рас-
расчетный расход горячей воды qh с учетом циркуляционного расхода.
qh^=qh(l + Kcir), C.9)
где qh — максимальный расчетный расход горячей воды на участке, л/с,
определяемый по формуле C.1);
Кси — коэффициент, принимаемый по [1, прил. 5] в зависимости от от-
отношения qhlq"r.
Поскольку значения циркуляционных расходов воды ql" на данном
этапе проектирования не известны, гидравлический расчет внутриквар-
тальных сетей и подающих трубопроводов внутридомовой системы произ-
производят, принимая
Впоследствии, определив циркуляционные расходы qnt, находят рас-
расчетные расходы воды q^ по участкам и выполняют корректировку гид-
гидравлического расчета системы горячего водоснабжения.
Для остальных участков внутридомовой сети горячего водоснабжения,
начиная от первого водоразборного стояка до самого удаленного водораз-
водоразборного прибора, коэффициент КС1, = 0, следовательно, для этих участков
Расчет теплопроводов производят последовательно, в направлении от
самого удаленного водоразборного прибора до водоподогревателя или сме-
смесителя, по этому же принципу нумеруют расчетные участки. Удельные по-
потери давления на трение Я, Па/м, определяют по таблицам для расчета тру-
трубопроводов холодной воды [5, прил. 1]. Диаметры теплопроводов выбира-
выбирают по допустимым скоростям движения воды в трубах, которые должны
быть не более 3,0 м/с. Рекомендуется принимать скорость движения воды в
стояках 1,0-1,5 м/с, в квартальных сетях и квартирных подводках не более
3,0 м/с. В закрытых системах горячего водоснабжения скорости движения
воды и удельные потери давления на трение следует принимать с учетом
зарастания труб накипью и, вследствие этого, уменьшения диаметров.
Можно пользоваться таблицей корректирующих коэффициентов к скоро-
скоростям движения воды и к удельным потерям давления по длине [5,
табл. 10.3, 2, табл. 4.1] или номограммой [1, прил. 6], в которую введена
поправка на зарастание труб накипью.
В системах горячего водоснабжения, присоединяемых к открытым систе-
системам теплоснабжения, корректировки скоростей движения воды производить
не нужно, так как, считается, что зарастание труб накипью не происходит.
Потери давления на расчетных участках сети АР, Па, определяют по
формуле
kf), C.10)

285
где R - удельные потери давления на трение (по длине), Па/м;
I — длина участка теплопровода, м;
kg - коэффициент, учитывающий потери давления в местных сопро-
сопротивлениях, значения которого следует принимать: 0,2 - для распреде-
распределительных теплопроводов, 0,5 - для теплопроводов в пределах тепло-
теплового пункта, а также для водоразборных стояков с полотенцесушите-
лями; 0,1 - для водоразборных стояков без полотенцесушителей и
циркуляционных стояков [1, п. 8.3].
При расчете секционного узла вначале определяют по формуле C.1) об-
общий расход воды на весь секционный узел, затем эту величину делят на коли-
количество параллельно закольцованных в узле стояков, и далее, по этому расходу
подбирают диаметр отдельного стояка. При определении потерь давления в
отдельном стояке (при одинаковом диаметре всех участков стояка) с целью
упрощения расчета условно принимают, что весь водоразбор в стояке сосредо-
сосредоточен в одной точке, расположенной посередине высоты стояка [2, стр. 102].
При присоединении к водоразборному стояку полотенцесушителей по
проточной схеме, без короткозамыкающих участков, в расчетную длину
стояка включают суммарную длину трубопроводов полотенцесушителей.
Увязку потерь давления в стояках внутридомовой системы и в ответв-
ответвлениях квартирных теплопроводов производят путем изменения диаметров
отдельных участков стояков, магистралей и ответвлений. Невязка потерь
давления по ответвлениям и стоякам не должна превышать 10%.
ПРИМЕР 3.4. На основании данных примера 3.1 произвести гидрав-
гидравлический расчет стояков, распределительных подающих и внутрикварталь-
ных трубопроводов горячего водоснабжения закрытой системы теплоснаб-
теплоснабжения. Расчетную длину участков распределительных теплопроводов при-
принимать по плану подвала (рис. 3.6), подводок к водоразборным приборам -
по плану типового этажа (см. рис. 3.2). Высота этажа - 3 м. Аксонометри-
Аксонометрическая схема внутридомовых теплопроводов системы приведена на рис.
3.7, план внутриквартальной сети - на рис. 3.8. Расчетные тепловые на-
нагрузки и расходы горячей воды для жилых домов квартала принять такими
же, как для здания в примере 3.1.
Решение. Выбираем первое расчетное направление от верхних водо-
водоразборных приборов стояка 6 до ввода в здание и далее по квартальной
сети до центрального теплового пункта (ЦТП). Соответствующим образом
нумеруем расчетные участки.
Для гидравлического расчета используем номограмму [1, прил. 6]. Расчеты
записываем в ведомость (табл. 3.1). Вначале заполняем графы 1-3, причем
количество водоразборных приборов на расчетном участке N принимаем
как количество приборов, снабжаемых горячей водой по соответсвующему
участку. Далее, по произведению вероятности действия водоразборных
приборов системы Р = 0,016 (см. пример 3.1) на их количество N по табли-
таблице [1, прил.4] находим безразмерный коэффициент а. Расчетные секундные
расходы воды на участке определяем по формуле C.1).

Ввод, в здание из
квартальной сета
/е

287
Таблица 3 1
Гидравлический расчет подающих теплопроводов
в режиме водоразбора
уча-
участка
~\~
t.
м
2
N
3
NP
4
а
5
ч\
л/с
6
Dy
7
и,
м/с
8
Л,
Па/м
9
ь
10
АР/,
Па
11
ЪЬР, tot.
Па
12
Стояк 6, участки 8-10 и участки квартальной сети 13, И и 15
61
бТ
бТ
"бГ
65
ТГ
67
8
9
10
13
14
15
2,5
3
3
3
3
3
5,5
3,2
10,2
6
100
50
34
2
3
6
9
12
15
18
36
54
108
108
216
540
0,032
0,048
0,096
0.144
0,192
0,24
0,288
0,576
0,864
1,73
1,73
3,46
8,64
0,24
0,27
0,34
0,39
0,44
0,49
0,52
0,72
0,9
1,31
1.31
2,01
3,72
0,24
0,27
0,34
0,39
0,44
0,49
0,52
0,72
0,9
1,31
1,31
2,01
3,72
15
20
20
20
25
25
25
25
32
40
40
50
65
2,0
0,95
1.3
1,5
1,1
1,2
1,25
0,8
1,2
1,2
1,2
1,0
1,0
15000
3500
4300
5000
2100
2200
2500
650
1400
1100
1100
700
450
0,1
0,1
0,1
од
0,1
од
0,2
0,2
0,2
0,2
0,2
0,2
0,2
41250
11550
14190
16500
6930
7260
16500
2500
17140
7920
132000
42000
18360
41,3
52,8
67,2
83,7
90,6
97,9
114,4
116,9
134,0
141,9
273,9
315,9
334,3
Таким образом, потери давления в подающих теплопроводах системы
горячего водоснабжения в режиме водоразбора ?ДР*|Ш =334,3 кПа
(потери напора Y,t^it,tot = 33,4 м)
Стояк 1, участки 1 1-1 7 и 12
Располагаемое давление кР-134,0 кПа Принимая диаметры учаегков 1 1—1 6
стояка такими же, как у соответствующих участков стояка 6, имеем
ДЛ1-1б= АЛ; 1-6 6 = 97,9 кПа
17
12
3
2
18
54
0,228
0,864
0,52
0,9
0,52
0,9
25
25
1,25
2,3
2500
8500
0,2
0,2
9000
20400
106,9
127,3
Невязка АРнев=[A34,0 -127,3)/134,0] • 100%=5%]
Стояк 5
Располагаемое давление Af = 114,4 кПа Принимая диаметры участков 5 1-5 7
стояка такими же, как у соответствующих учаегков стояка 1, имеем
Л/*з 1-5 7 = ДЛ l-i 7 = 106,9 кПа
Невязка ДРнев = [Ц14,0 -106,9)/114,4] • 100%=6,5%]
Стояк 4
Располагаемое давление АР= 116,9 кПа Принимая диаметры участков 4 1-47
стояка такими же. как у соответствующих участков стояка 1, имеем
Д/*41-4 ? =¦ АЛ l-i 7 = 106,9 кПа
Невязка APHtB = [A16,9 -106,9O106,9] -100% = 9%]

288
ГлаваЩ
Продолжение таблицы 3 1
1
2 I 3 | 4
5
6
7
8 | 9
10
11
lT*
Стояк 3, участки 11 и 12
Располагаемое давление АР = 134,0 кПа Принимая диаметры участков 3 1-36
стояка такими же, как у соответствующих участков стояка 6, имеем
Д^з 1-з б = ДЛ51-6 б = 97,9 кПа
37
11
12
4
0,5
2
18
36
54
0,288
0,576
0,864
0,52
0,72
0,9
0,52
0,72
0,9
25
25
25
1,25
1,25
2,3
2500
4000
8500
0,2
0,2
0,2
1200
2400
20400
109,9
112J
132,7
Невязка АРнев = [A34,0 -132,7O134,0] 100% = 0,9%]
Ориентируясь на допустимые скорости движения воды в трубах, по
указанной номограмме определяем диаметры теплопроводов на участках
Dy, а также удельные потери давления на трение по длине R Принимая со-
соответствующие значения ке, рассчитываем потери давления АР на каждом
расчетном участке В графах 11 и 12 суммируем с нарастающим итогом
потери давления и напора от первого до конечного расчетных участков
Произведя расчет для расчетного направления, определяем распола-
располагаемое давление для стояка 1 и участка 12, которое будет равно потерям
давления на участках 6 1-6 7, 8 и 9, т е АР = 134,0 кПа
В результате расчета по направлению стояка получаем сумму потерь
давления на участках 1 1-1 7 и 12, равную 127,3 кПа Невязка потерь дав-
давления по двум расчетным направлениям через дальний и ближний водораз-
водоразборные стояки
= 100 A34,0-127,3) .5,0%-^лопусшмо
134,0
Значит, выполненный расчет не требует корректировки
Аналогично проводится расчет и увязка потерь давления для других
стояков и участков (см табл 3 1)
Таким образом, суммарные потери давления в подающих теплопрово-
теплопроводах системы горячего водоснабжения в режиме водоразбора
SAP, ш= 334,3 кПа, потери напора ЛАНе ш- 33,4 м
3.6. Расчет потерь теплоты подающими теплопроводами
Потери теплоты подающими теплопроводами системы горячего водо-
водоснабжения определяют с целью нахождения циркуляционного расхода во-
воды, который предназначен для восполнения (компенсации) этих теплопо-
терь В этом случае в водоразборных стояках будет поддерживаться темпе-
температура воды на заданном расчетном уровне
Тешюпотери Qh\ Вт, определяют по участкам с одинаковыми усло-
условиями теплообмена по формуле

289
Qh*=iuleKl(thm-t0Hl-T\), C.11)
где de — наружный диаметр трубопровода, м;
I - длина участка трубопровода, м;
К - коэффициент теплопередачи неизолированного теплопровода,
К= 11,6 Вт/(м2-°С) [3, с. 86];
t? - средняя температура горячей воды в подающих теплопроводах
системы горячего водоснабжения: t? = 0,5(/и + tK), °C;
tH, tK - соответственно температуры горячей воды на выходе из водопо-
догревателя и у самого удаленного водоразборного прибора, °С;
to - температура окружающей среды, °С;
Т] - КПД тепловой изоляции, усредненное значение г) = 0,6.. .0,8 [3, с.86].
Согласно [1] тепловую изоляцию необходимо предусматривать для
подающих и циркуляционных трубопроводов, а также стояков, кроме под-
подводок к водоразборным приборам.
Температуру окружающей среды to принимают в зависимости от места
прокладки теплопровода. При прокладке его в шахтах санитарно-
технических кабин, коммуникационных шахтах, каналах to = 23 °С, в ван-
ванных комнатах - 25°С, в кухнях и туалетных комнатах - 21°С, на чердаке -
10°С [2, с. 103]. При прокладке теплопровода в неотапливаемых подвалах и
при бесканальной прокладке to = 5°С.
В системах горячего водоснабжения с полотенцесушителями на по-
подающих стояках к сумме теплопотерь каждого стояка прибавляют потери
теплоты (Вт) полотенцесушителями, равные 100л, где 100 Вт - усреднен-
усредненная теплоотдача одним полотенцесушителем, п — количество полотенцесу-
шителей, присоединенных к стояку.
При определении циркуляционных расходов воды потери теплоты
циркуляционными теплопроводами не учитываются. Но при расчете сис-
систем горячего водоснабжения с полотенцесушителями на циркуляционных
стояках целесообразно к сумме потерь теплоты подающими теплопровода-
теплопроводами добавлять теплоотдачу полотенцесушителей. Это увеличит циркуляци-
циркуляционный расход воды, обеспечит лучший прогрев полотенцесушителей и
отопление ванных комнат.
ПРИМЕР 3.5. Определить потери теплоты подающими теплопровода-
теплопроводами системы горячего водоснабжения (см. рис. 3.7, рис. 3.8), если температура
воды на выходе из подогревательной установки ги = 65°С, у наиболее удален-
удаленного водоразборного прибора tK = 55°С. Коэффициент теплопередачи неизоли-
неизолированного теплопровода К = 11,6 Вт/(м2-°С), КПД тепловой изоляции т] = 0,6.
Диаметры расчетных участков теплопроводов и их длину принять из
примера 3.4.
Решение Расчет потерь теплоты производим согласно выражению
C.11) по участкам с одинаковыми диаметрами и условиями теплообмена
теплопроводов с окружающей средой.
10 - 1987

290
Рис. З.7. Аксонометрическая схема теплопроводов горячего водоснабжения

291
Рис. 3.8. План внутриквартальной сети
Для неизолированного расчетного участка 6.1
Q1" = 3,14-0,213 ¦ 11,6-2,5F0,0 - 25) = 67,9 Вт.
Расчет потерь теплоты всеми теплопроводами системы приведен в
табл. 3.2.
Вначале рассчитываем потери теплоты стояком 6, суммарное значение
которых на участках 6.1-6.7 составляет 454 Вт. Так как обогрев ванных
комнат осуществляется полотенцесушителями, к теплопотерям стояка
добавляем потери теплоты полотенцесушителями в размере 100л (Вт).
Суммарные теплопотери стояка 6 и полотенцесушителей
j2*J^7 = 454 + 6-100 = 1054 Вт.
Далее определяем потери теплоты по участкам распределительной ма-
магистрали (участки 8-12). Так как диаметры и длины участков 1.1... 1.6 рав-
равны диаметрам и длинам участков 6.1 ...6.6 и стояки находятся в одинаковых
условиях теплообмена, то и теплопотери их будут равны, т.е.
Йы.б=0й-б.б= 306,2 Вт.
Отдельно находим теплопотери распределительными теплопроводами
квартальной сети.
Допуская, что жилые здания в квартале однотипны, считаем, что теп-
теплопотери во внутридомовых системах одинаковы, т.е.
?G/" =$['=....=Х0{' =6768 Вт.
Результаты расчетов приведены в табл. 3.2.
ю*

Таблица 3 2
Расчет потерь теплоты подающими теплопроводами
№
участка
1
61
62
63
64
65
66
67
8
9
11
12
10
/,
м
2
2,5
3
3
3
3
3
5,5
3,2
10,2
0,5
2
6
de,
м
3
0,0213
0,0268
0,0268
0,0268
0,0335
0,0335
0,0335
0,0423
0,0423
0,0335
0,0335
0,048
to,
°С
4
25
23
23
23
23
23
5
5
5
5
5
5
Cm "О,
°с
5
35
37
37
37
37
37
55
55
55
55
55
55
1-Л
6
—
0,4
0,4
0,4
0,4
0,4
0,4
0,4
0,4
0,4
0,4
0,4
Потери теплоты, Вт
Qhtm
длине 1 м
7
27,1
14,4
14,4
14,4
18,1
18,1
26,8
33,9
33,9
26,8
26,8
38,5
GA'Ha
участке
8
67,9
43,3
43,3
43,3
54,2
54,2
147,6
108,5
345,8
13,4
53,6
231,0
lQht,
Вт
9
111,2
154,5
197,8
252
306,2
453,8
753
Примечание
10
Участок 6 1 не изолирован
Суммарные теплопотери
стояка 6 и полотенцесушителей
454 + 6 100= 1054 Вт
&А'12=753Вт
Стояк 1 (участки 11-17)
11-16
17
аналогично участкам 61-66
3 | 0,0335
5
55
0,4
26,8
80,4
306,2
387
С учетом полотенцесушителей
1ЙГ1 = 387 +6 100=987 Вт
Стояк 2 (участки 21-2 7)
аналогично участкам 11-17
987
20*2 = Й', = 987Вт
I
IB

Продолжение таблицы 3.2
1
2
3
4
5
6 1 7
8
9
10
Стояк 3 (участки 3.1-3.7)
3.1-3.6
37
Йнб = 0б*1-бб=ЗО6,2Вт
4
0,0335
5
55
0,4
26,8
107,0
306,2
413
С учетом полотенцесушителей
2Q^3=413 +6100= 1013 Вт
Стояк 4 (участки 4.1-4.7)
0?Г4 = О5гГ1=387Вт
387
1B^4 =987 Вт
Стояк 5 (участки 5.1-5.7)
е?'5=0?Г1=387Вт
387
Суммарные потери теплоты внутридомовой системой горячего водоснабжения
??^5=987Вт
Ififr = 6768BT
Внутриквартальная сеть Участки 13,14 и 15
13
14
15
100
50
34
0,048
0,060
0,0755
5
5
5
55
55
55
0,4
0,4
0,4
38,5
48,1
60,5
3850
2405
2057
8312
10ш5=8312Вт
Участки 16-19
16
17
18
19
150
88
100
72
0,048
0,048
0,060
0,048
5
5
5
5
55
55
55
55
0,4
0,4
0,4
0,4
38,5
38,5
48,1
38,5
5775
3388
4810
2772
12543
10156
11578
9540
58897
Суммарные потери теплоты распределительными и подающими теплопроводами
системы горячего водоснабжения в квартале
В графе 9 для участков 16-19
приведены суммы теплопотерь на
участке и во внутридомовой системе,
например,
X Q?6, и = 5775 + 6768 = 12543 Вт
Х0Л' = 58897 Вт=58,9 кВт

294 Главащ
3.7. Определение циркуляционных расходов воды
Циркуляционный расход воды в системе ц"гл л/с, определяют при ус.
ловии отсутствия водоразбора, исходя из теплопотерь ZQA', кВт, вследст-
вследствие остывания горячей воды в подающих теплопроводах и полотенцесущи.
телях. Таким образом, циркуляционный расход q"r как бы компенсирует
потери теплоты в системе, обеспечивая при этом постоянную температуру
воды в трубопроводах.
Согласно [1] циркуляционный расход определяем
0.12)
где р - коэффициент разрегулировки циркуляции;
с - удельная теплоемкость воды, с = 4,19 кДж/(кг-°С);
At - разность температур в подающих теплопроводах системы от во-
водонагревателя до наиболее удаленной водоразборной точки: At = tH - tK.
Для систем с переменным сопротивлением циркуляционных стояков
теплопотери Qht и циркуляционный расход qtlr следует определять при
At = 10°С, Р ¦= 1; для систем с секционными узлами при их одинаковом со-
сопротивлении At = 8,5°C, P = 1,3; для отдельного водоразборного стояка или
секционного узла At = 8,5°C, C=1.
В системах с циркуляционными стояками переменного гидравлическо-
гидравлического сопротивления циркуляционные расходы воды на отдельных участках
распределяются пропорционально теплопотерям трубопроводов. Их удоб-
удобно определять методом экстраполяции [2, с. 103, 104].
ПРИМЕР 3.6. Определить циркуляционный расход воды в системе
горячего водоснабжения и распределить его как по участкам внутриквар-
тальной сети, так и по участкам и стоякам внутридомовой системы. Данные
для расчета принять из предыдущего примера.
Решение Схему системы горячего водоснабжения представим в уп-
упрощенном виде: квартальные теплопроводы и внутридомовые (рис. 3.9, 3.10).
Расчетный циркуляционный расход воды для всей системы горячего
водоснабжения, компенсирующий теплопотери ?Q;" = 58,9 кВт
По методике, изложенной в [2, с. 103, 104], циркуляционный расход
воды на головном участке 15 (qcir = 1,41 л/с) распределяем по участкам
внутриквартальной сети (рис. 3.9) пропорционально потерям теплоты в
них. С целью упрощения, в этом расчете будем обозначать теплопотери Qhl
буквой Q, т.е. теплопотери стояка 1 - QcrU участка 12 - Q12, жилого дома
Ш - бш и т.п., а циркуляционные расходы на участках qar буквой qy на-
например, циркуляционный расход на участке 15 - qi5.

295
9540
Рис. 3.9. Расчетная схема внутриквартальных теплопроводов
1013
'0 046
Ст2
Ст1
987
' 0,046
987
0,046
'0,044
Сг5
П >
Сгб
1054
0,05
987
0,046
Рис. 3.10. Расчетная схема системы горячего водоснабжения жилого дома
(в числителе приведены потери теплоты, Вт, в знаменателе - циркуляционные
расходы, л/с)

296 Главац,
Таким образом, циркуляционные расходы будут
на участке 19
9l9 = 9l5
Gl9ni+Gl8V+Gl7IV+Gl6n+Gl3I
9540
= M1 (9540+11578+10156+12543+10618 + 2405)
на участке 18
(fie v+6i7iv)
9=9-
=0'25 ^
= 141 (П578+10156) = 024 л/с
11578+10156+9540+12543+10618+2405 '
на участке 17
= J2i7jy_= 10156 = Q24 л/с
на участке 14
9i4 =9is-(9i9+9i8)=VU-@,25+0,54)=0,62 л/с,
на участке 16
12543 ^0,34 л/с,
на участке 13
9i3 =9i4 — 9i6 =0,62— 0,34=0,28 л/с
Далее распределяем циркуляционный расход, проходящий по участку
13 по теплопроводам и стоякам внутридомовой системы (см рис 3 10)
Очевидно, что ql0 = qn = 0,28 л/с
На участке 9
gCT4+6cTS+6cT6+08+Q9 =
Gcx I + Gcx2 +Gct3 +Qct4 +&T5 +Qct6 +G8 +09 +i
= 987 + 987 + 1054+109 + 346
987 + 987 + 1013+987 + 987 + 1054+109 + 346 + 13+54
на участке 12
9i2 =9ю-99=0,28-0,14=0Д4 л/с,
в стояке 4
= 0,14 л/с,
на участке 8
9a =99 -9ст4 = 0,14-0,044 =0,096 л/с,

297
встояке 5
встояке 6
встояке 1
Яст 1 = 01
тв =4% -<7ст5 =0,096-0,046 = 0,05 л/с;
gCTi _n, 987
Gct1+G:t2 + Gct
=0,14
987 + 987 + 1013+13
= 0,046 л/с;
Ч\ 1 =9i2 -Ясп =0,14-0,046 = 0,094 л/с;
на участке 11
в стояке 2
в стояке 3
<7стз =<7п-<7ст2 =0,094-0,046=0,048 л/с;
3.8. Корректировка гидравлического расчета
подающих теплопроводов
Определив циркуляционные расходы воды qar на отдельных участках
сети горячего водоснабжения, уточняют расчетные значения расходов
горячей воды на участках внутриквартальных сетей и подающих трубо-
трубопроводов внутридомовой системы до первого водоразборного стояка (по
ходу движения воды). Затем, исходя из ^А'С1Г, уточняют удельные потери
давления и скорость движения воды на участках и ("и не должна превы-
превышать 3 м/с). Если скорость движения воды превышает допустимое значе-
значение, то увеличивают диаметр участка.
Поскольку расчетный расход горячей воды для участков внутридомо-
внутридомовой сети, начиная с первого водоразборного стояка (по ходу движения во-
воды) до самого удаленного водоразборного прибора, определяется без учета
циркуляционного расхода, т.е. qh"r = qh, то гидравлический расчет этих
участков корректировке не подлежит.
Окончательный гидравлический расчет подающих теплопроводов сис-
системы горячего водоснабжения сводят в табл. 3.3.
Таблица 3 3
Скорректированный гидравлический расчет подающих теплопроводов
№
уча-
участка
10,13
14
15
м
106
50
34
л/с
1,31
2,01
3,72
л/с
0,28
0,62
1,41
0
0
0
= q\l+Knr),
л/с
1,31
2,01
3,72
Dy,
мм
R,
Па/м
г),
м/с
Па
Па

298 Глава Щ
"ПРИМЕР 3.7. Произвести корректировку гидравлического расчета
подающих теплопроводов системы горячего водоснабжения, выполненного
в примере 3 4, с учетом уточненных расходов воды по формуле C 9)
Решение Определяем значения коэффициента КС1Г для участков 10,
13-15 в зависимости от соотношения расходов qh4 qlir на них согласно [1,
ирил 5]
участки 10, 13 qhlqtir = 1,31/0,28 = 4,68, Kcir = 0,
участок 14 qh/qlir = 2,01/0,62 = 3,24, Kttr = 0,
участок J 5 qh/qc" = 3,72/1,41 = 2,64, Kcir = 0
Следовательно, в соответствии с формулой C 9), расчетные расходы
воды на участках внутриквартальной сети не изменяются, корректировка
гидравлического расчета не требуется
3.9. Гидравлический расчет циркуляции в системе
горячего водоснабжения
Гидравлический расчет циркуляционных колец производится для ре-
режима циркуляции, т е при наибольшем циркуляционном расходе Каждое
циркуляционное кольцо (через каждый водоразборный стояк) состоит из
подающих теплопроводов, диаметры которых были подобраны в режиме
максимального водоразбора, и циркуляционных теплопроводов
Гидравлический расчет циркуляционных колец для режима циркуля-
циркуляции сети производится в 2 этапа
1) расчет потерь давления в подающих теплопроводах при условии от-
отсутствия водоразбора и пропуска только циркуляционных расходов воды,
2) расчет потерь давления в циркуляционных теплопроводах при про-
пропуске циркуляционных расходов воды
На втором этапе определяют диаметры циркуляционных теплопрово-
теплопроводов, потери давления в них и в циркуляционных кольцах
Расчет производится аналогично расчету подающих теплопроводов
Потери давления на расчетных участках вычисляют по формуле C 10) с
использованием таблиц гидравлического расчета [5, прил 1] или номо-
номограммы [1, прил 6] Диаметры сборного циркуляционного теплопровода и
наиболее удаленного стояка следует принимать, исходя из допустимых
скоростей движения воды При этом диаметры циркуляционных теплопро-
теплопроводов должны быть на 1-2 калибра меньше диаметров соответствующих
участков подающих теплопроводов
Циркуляционные стояки рассчитывают на разность давлений в местах
соединения их с подающими стояками и циркуляционной магистралью
Разность потерь давления в различных циркуляционных кольцах допуска-
допускается не более 10% При невозможности увязки потерь давления путем из-
изменения диаметров трубопроводов на участках циркуляционной сети пре-
предусматривают установку диафрагм у основания циркуляционных стояков
Диаметр отверстия диафрагмы dA определяем из выражения

299
C 13)
где q - расход воды через диафрагму, м3/ч,
ЯИЗб - избыточный напор, который необходимо погасить диафрагмой, м
Если при расчете диаметр отверстия диафрагмы получается менее
10 мм, допускается вместо нее устанавливать кран для погашения избы-
избыточного напора Однако при установке диафрагм наблюдается увеличение
зашламления и накипеобразования в этих местах, поэтому допускается про-
производить увязку потерь давления в циркуляционных кольцах путем увели-
увеличения гидравлического сопротивления стояков, вводя в их нижнюю часть
вставки труб меньших диаметров
Для систем юрячего водоснабжения с секционными водоразборно
циркуляционными узлами при одинаковых диаметрах стояков расчет цирку-
циркуляции рекомендуется осуществлять следующим образом [2, с 105] Сначала
определяют циркуляционный расход для наиболее удаленного секционного
узла, принимая значение Хб** равным потерям теплоты подающими тепло-
теплопроводами всего узла, а перепад температуры At за счет остывания воды в
водоразборно-циркуляционном узле на 2-3°С меньше, чем перепад темпера-
гуры во всей системе В этом случае циркуляционные расходы для осталь-
остальных узлов системы будут всегда больше, чем для наиболее удаленного, так
как разность дав пений в точках присоединения секционных узлов к подаю-
подающему и циркуляционному теплопроводам будет увеличиваться по мере при-
приближения секционных узлов к циркуляционному насосу В целях повышения
гидравлической устойчивости сисгемы целесообразно принимать потери
давления в циркуляционных стояках узлов достаточно большими по сравне-
сравнению с потерями давления в сборных циркуляционных теплопроводах Реко-
Рекомендуется, чтобы при циркуляционном расходе потери давления в водораз-
водоразборно циркуляционном узле были в пределах 0,03-0,06 МПа [1] В системах
горячего водоснабжения с непосредственным разбором воды из тепловой
сети потери давления в циркуляционном кольце при циркуляционном расхо-
расходе не должны превышать 0,02 МПа [1, с 10]
Целесообразно принимать потери давления в сборном циркуляцион-
циркуляционном теплопроводе между наиболее удаленным и близко расположенным
водоразборно-циркуляционными узлами в пределах 50-100% от потерь
давления в наиболее удаленном узле
ПРИМЕР 3.8. Произвести гидравлический расчет циркуляционных те-
теплопроводов системы горячего водоснабжения, изображенной на рис 3 7,
3 8 Расчетную длину участков принимать по планам подвала (см рис 3 6)
типового этажа (см рис 3 2) и микрорайона (квартала, см рис 3 8) Распре-
Распределение циркуляционных расходов воды во внутридомовой системе пред-
представлено на рис 3 10, а по участкам квартальной сети - на рис 3 9
Решение Гидравлический расчет производим аналогично расчету
подающих теплопроводов

300 Глава Щ
Гидравлический расчет в режиме циркуляции начинаем с определения
потерь давления на участках подающих теплопроводов циркуляционного
кольца через наиболее удаленный стояк 6 внутридомовой системы здания 1
(ЦТП, участки 15, 14, 13, 10-8, стояк 6). Диаметры участков подающих
теплопроводов известны из гидравлического расчета и принимаются из
табл. 3.1. По qar и диаметру на участке из номограммы [1, прил. 6] прини-
принимаем скорость движения воды и удельные потери давления по длине. Ре.
зультаты расчета заносим в соответствующие графы табл. 3.4.
Таблица 3.4
Гидравлический расчет циркуляционных теплопроводов
№
участка
1
t,
м
2
яС1Г>
л/с
3
мм
4
13,
м/с
5
R,
Па/м
6
к,
7
АРе,
Па
8
Па
9
Приме-
Примечание
10
Циркуляционное кольцо через стояк 6
Подающие теплопроводы в режиме циркуляции
6.1
6.2-6.4
6.5-6.7
8
9
13,10
14
15
2,5
9
11,5
3,2
10,2
106
50
34
0,05
0,05
0,05
0,096
0,14
0,28
0,62
1,41
15
20
25
32
32
40
50
65
0,43
0,2
0,13
0,125
0,17
0,24
0,3
0,46
700
100
25
15
30
45
45
80
0,1
0,1
0,1
0,2
0,2
0,2
0,2
0,2
1925
990
316
58
367
5724
2700
3264
2,91
3,22
3,27
3,53
9,25
11,95
15,21
BАЯП"Г=
= 1,5м)
Циркуляционные теплопроводы
6.Г-6 3'
6.4'-6.Т
8'
9'
10', 13'
14'
15'
15
19
3,2
10,2
106
50
34
0,05
0,05
0,096
0,14
0,28
0,62
0,41
15
20
25
25
32
40
40
0,43
0,2
0,24
0,32
0,33
0,5
1,2
700
100
90
170
100
200
1200
0,5
0,5
0,2
0,2
0,2
0,2
0,2
15750
2850
346
2080
12720
12000
48960
18,6
18,95
21,03
33,75
45,75
94,71
ЕДРЦС1Г=
= 95кПа
(ХДЯЦС|Г=
= 9,5 м)
Циркуляционное кольцо через стояк 3, АР„Ъ = 24,4 кПа
12
11
3.7-3.5
3.4-3.2
3.1
ЗЛ'-З.З'
3.4'-3 7'
11'
12'
2
0,5
10
9
2,5
15
19,0
0,5
2
0,14
0,094
0,048
0,048
0,048
0,048
0,048
0,94
0,14
25
25
25
20
15
15
20
20
25
0,32
0,24
0,13
0,2
0,43
0,43
0,2
0,42
0,32
170
90
25
100
700
700
100
400
170
0,2
0,2
0,1
0,1
0.1
0,5
0,5
0,2
0,2
408
54
275
990
1750
15750
2850
240
408
0,46
0,74
1,73
3,47
19,92
22,07
22,31
22,7
Невязка АРИ№ = ГB4,4 - 22,7)/24,4] 100% = 7,0%

301
Продолжение таблицы 3.4
""" i
2
3
4 I 5
6
7
оо 1
9
10
Циркуляционное кольцо через стояк 1, АРСТ1 = 24,4 кПа
12
1.7-1.5
Т.4-1.2
1.1
1.1'-1.4'
1.5М.7'
12'
10
6
2,5
20
12
0,046
0,046
0,046
0,046
0,046
25
20
15
15
20
0,1
0,19
0,4
0,4
0,2
20
90
600
600
100
0,1
0,1
0,1
0,5
0,5
408
220
594
1650
18000
1800
408
0,62
1,22
2,87
20,87
22,7
23,1
Невязка АРИ№ = [B4,4 - 23,1)/24,4] ¦ 100% = 5,3%
Циркуляционное кольцо через стояк 2, АР„2 = 24,4 кПа.
Принимая диаметры циркуляционного стояка такими же, как у стояка 1,
получаем потери давления в кольце такими же как у стояка 1, т.е. 23,1 кПа
Циркуляционное кольцо через стояк 5, №„$ = 21,5 кПа
5.7-5.5
5.4-5.2
5.1
5.Г-5.4'
5.5'-5.Г
9,0
6
2,5
20
13
0,046
0,046
0,046
0,046
0,046
25
20
15
15
20
0,1
0,19
0,4
0,4
0,19
20
90
600
600
90
0,1
0,1
0,1
0,5
0,5
198
594
1650
18000
1755
0,2
0,79
2,44
20,44
22,2
Невязка АРиеа = [B4,4 - 23,1)/24,4] • 100% = 5,3%
Циркуляционное кольцо через стояк 4, АР„Л = 21,9 кПа.
Диаметры подающего стояка 4 такие же как стояк 5.
Принимая диаметры циркуляционного стояка такими же, как у стояка 5,
получаем потери давления в кольце такими же как у стояка 5, т.е. 22,2 кПа
Невязка АР„№ = [B2,2 - 21,9)/22,2] • 100% = 1,4%
Вторая часть гидравлического расчета циркуляции заключается в оп-
определении диаметров циркуляционных теплопроводов кольца и потерь
давления в них. Нумерацию расчетных участков осуществляем, как и на
подающих теплопроводах, добавляя к номерам соответствующих участков
циркуляционных теплопроводов штрихи. Расчетную длину этажестояка
принимаем равной высоте этажа (за вычетом высоты полотенцесушителя)
плюс длина трубы полотенцесушителя и две подводки к нему (см. рис. 3.7):
?о = 3 - 0,54 + 20,25 + 4-0,5 = 5,0 м.
Таким образом, расчетная длина циркуляционного стояка 6 составляет
6-5 + 4 = 34 м D- длина горизонтального участка 6.7 стояка, проложенно-
проложенного в подвале).
Из расчета циркуляционного кольца от ЦТП по подающим теплопро-
теплопроводам через наиболее удаленный стояк 6 здания 1 следует, что сумма по-
потерь давления в подающих теплопроводах кольца при циркуляционном

302 [лаваш
расходе воды ?АР"Г = 15 кПа (ZAH"r = 1,5 м), а потери давления в цирку,
ляционных теплопроводах ЛАР"Г = 95 кПа (ЕАН"Г = 9,5 м).
Эти величины характеризуют потери давления в системе горячего во-
водоснабжения в режиме циркуляции и используются при подборе циркуля,
ционных насосов.
Далее производим расчет циркуляционных колец других стояков.
Для этого определим располагаемые давления. Исходя из равенства
потерь давления на параллельных участках, располагаемые давления для
циркуляционных колец стояков 2 и 3 с участками 11, 12, 1Г и 12', а также
стояка 1 с участками 12 и 12' равны сумме потерь давления на участках
6.1-6.7, 8, 9, 6.1'-6.7' и 8' и 9', т.е. Д/>сг i = АРст2 = АРСтз = 24,4 кПа. Распо-
Располагаемое давление для циркуляционного кольца стояка 4 равно сумме по-
потерь давления на участках 6.1-6.7, 8, 6.Г-6.7' и 8', т.е. ДРст4 = 21,9 кПа.
Располагаемое давление для кольца стояка 5 равно сумме потерь давления
на участках 6.1-6.7, 6.Г-6.7', т.е. ДРст5 =21,5 кПа.
После расчета каждого циркуляционного кольца определяем невязку,
которая равна разности между располагаемым давлением и суммой потерь
давления в кольце, деленной на располагаемое давление.
3.10. Подбор оборудования центрального
теплового пункта
В курсовой работе требуется произвести расчет параллельной схемы
подключения абонентов к тепловой сети, подобрать водоподогреватель
системы горячего водоснабжения, циркуляционные насосы и счетчик рас-
расхода воды на горячее водоснабжение.
Для систем отопления и горячего водоснабжения применяют скорост-
скоростные секционные водо-водяные подогреватели по ОСТ 34-588-68 [6, табл.
2.15], при этом, согласно [7, п. 11.11], греющая вода из теплосети в подог-
подогревателях горячего водоснабжения пропускается по межтрубному про-
пространству, а в подогревателях отопления - по трубкам.
При расчете поверхности нагрева водолодогревателей температуру
воды в подающем теплопроводе теплосети принимают равной температуре
в точке излома графика центрального качественного регулирования или ми-
минимальной температуре воды, если отсутствует излом графика [7, п. 11.9].
Для закрытых систем теплоснабжения требуемый напор Н^ (м) в во-
водопроводе перед системой горячего водоснабжения
#.,„ = AHS + LAH,tM + АЯВД + Hf+ Hgeom, C.14)
где AHS, ZAHejon АЯВД - потери напора в счетчике расхода, в подающих
теплопроводах системы горячего водоснабжения и в водоподогрева-
тельной установке, м;
Hf - свободный напор у водоразборных приборов, м;
Hgeom - геометрическая высота подъема воды, т.е. расстояние по верти-
вертикали от оси ввода водопровода до верхнего водоразборного прибора, м.

303
Для открытых систем теплоснабжения требуемый напор Hw в обратном
теплопроводе теплосети в точке отбора воды также находят из выражения
C.14), только Л#вд заменяют потерями напора в смесительном устройстве
ДЯсм- В этом случае Hgeom есть геометрическая высота подъема воды от оси
трубопровода обратной воды до верхнего водоразборного прибора.
Соответствие напора в обратном теплопроводе ввода теплосети откры-
открытых систем теплоснабжения требуемому напору для условий нормальной
работы системы горячего водоснабжения необходимо проверять при режи-
режиме максимального водоразбора из обратного теплопровода, когда напор в
нем минимальный.
Подбор счетчика расхода воды и определение потерь напора в нем
производят по методике, изложенной в [5, с. 36]. Потери напора в счетчике
определяют по [1, форм. A8), табл. 4; 5, табл. 5.1].
Подбор счетчика коммерческого учета теплоты приводится в I главе
настоящего пособия.
Свободный напор у водоразборных приборов Hj при условии нормаль-
нормальной эксплуатации системы для раковины с водоразборным краном равен
3 м; для умывальника, кухонной мойки со смесителем -2 м; для ванны со
смесителем - 3 м [1, прил. 2].
Если напор на вводе водопровода На больше требуемого, вычисленно-
вычисленного по формуле C.14), насосы устанавливаются только для циркуляции.
Расчетный напор (м) циркуляционных насосов определяем по формуле
xah+ar V
Ч J +ЕАЯ- C.15)
J
где ?А#п'г - потери напора в подающем теплопроводе и водоподогрева-
теле при циркуляционном расходе qnr (кг/ч), т.е. в режиме циркуля-
циркуляции, м;
%AH™ — потери напора в циркуляционном теплопроводе, м;
xqh + qnr - расход воды в системе в режиме частичного водоразбора с
циркуляцией, кг/ч;
х - доля максимального водоразбора qh (кг/ч), принимаемая для систем
горячего водоснабжения протяженностью до 60 м равной 0,15, для
систем протяженностью 100... 150 м - 0,2...0,3, для квартальных сис-
систем горячего водоснабжения - 0,5...0,7 [2, с. 110].
Если напор на вводе водопровода На меньше требуемого Н^ циркуля-
циркуляционные насосы устанавливаются для циркуляции и подкачки (повыси-
тельно-циркуляционные). Подача насосов в этом случае будет равна сумме
расчетного и циркуляционного расходов горячей воды [3, с. 88].
Расчетный напор повысительно-циркуляционных насосов равен не-
недостающему напору на вводе
HP = HW-Ha4 C.16)
где //д - действительный (существующий) напор на вводе, м.

304 Глава щ
При разборе воды непосредственно из тепловой сети повысительные
насосы устанавливают, когда напор в обратном теплопроводе значительно
меньше требуемого, вычисленного по выражению C 14) Если напор на
вводе водопровода (в закрытых системах) или в обратном теплопроводе
теплосети (в открытых системах) незначительно меньше требуемого для
системы горячего водоснабжения, применение повысительных насосов
нецелесообразно В этом случае уменьшение требуемого напора достигает-
достигается путем увеличения диаметров подающих теплопроводов и стояков В ка-
каждом конкретном случае решение должно быть обосновано
В качестве циркуляционных или повысительных используют насосы
типа К, КМ, ВК, ЦВЦ Их подбор можно производить по [5, прил ХЩ]
Число насосов должно быть не менее двух, один из них является резервным
Избыточный напор на вводе водопровода Яизб = Яд - Яф, равный 5 м и
более, необходимо гасить диафрагмой, устанавливаемой после водомерно-
водомерного узла Это делается в целях предотвращения повышения свободного на-
напора в водоразборных приборах и перерасхода воды Диаметр диафрагмы
рассчитывают по формуле C 13)
В системах горячего водоснабжения с открытым разбором воды из те-
тепловых сетей предусматриваются дроссельные диафрагмы для зимнего и
летнего режимов Их диаметр также определяют из выражения C 13)
Дросселируемый напор Низ5 в «зимней» диафрагме определят по
формуле C 15), расход воды через диафрагму принимают равным расходу
сетевой воды на отопление Дросселируемый напор в «летней» диафрагме
определяют как разность располагаемого напора в тепловой сети на або-
абонентском вводе Д//а6 (м) и потерь напора в циркуляционной системе по
формуле C 15) Расход воды через диафрагму ранен циркуляционному
расходу q"r
ПРИМЕР 3.9. Рассчитать параллельную схему подключения системы
горячего водоснабжения к тепловой сети и подобрать водоподогреватель
Температура сетевой воды в подающем теплопроводе в точке излома гра-
графика центрального качественного регулирования Ti=70°C, в обратном
теплопроводе после подогревателя т3' = 30°С [7, прил 1], максимальный
тепловой поток на горячее водоснабжение квартала Qh ш = 189 5 = 945 кВт,
максимальный расход горячей воды qhr = 2960 5 = 14 800 кг/ч, температура
холодной воды tc = 5°C, температура горячей воды на выходе из водопо-
догревателя th = 65°С
Решение Определяем расход сетевой воды на горячее водоснабжение
945 3600
20298 **
Си™" - ctf-т'з) -4Д9 G0-30Г
Среднелогарифмическая разность температур между греющим и на-
нагреваемым теплоносителями

"
305
CQ-5)-G0-65)
30-5
Средние температуры сетевой и нагреваемой воды:
Задаваясь скоростью нагреваемой воды 1)^, = 1,0 м/с, определяем тре-
требуемую площадь живого сечения трубок подогревателя
Согласно [6, табл. 2.15] принимаем скоростной водоподогреватель
08 ОСТ 34-588 с техническими данными: длина секции I =4000 мм, внутрен-
внутренний диаметр корпуса Д = 106 мм, количество трубок п = 19, диаметр трубок
de/d, - 16/14 мм, площадь поверхности нагрева одной секции FceK = 3,54 м2,
площадь живого сечения трубок^, = 0,00293 м2, межтрубного пространства
/мтр = 0,005 м2. Эквивалентный диаметр межтрубного пространства
Df-nd* 1062-19162 1в_ _Л1СС
d =—i -S~=—_- ——-=15,5мм =0,0155 м
3 D,+nde 106+1916
Действительная скорость нагреваемой воды в трубках
и™ = — = =1,4 м/с.
79 3600- Лр-р 36000.00293103
Скорость сетевой воды в межтрубном пространстве
= СЖтм _ 20298 _ /
мтр 3600-/мтрр 36000,005 103 '
Коэффициент теплоотдачи от сетевой воды к стенкам трубок
<хмтр =A630+21tot -0,041т2 )-^|=
1 1 Я0-8
= A630+21-50-0,041-502)~^-^2-= 6593 Вт/(м2-°С).
Коэффициент теплоотдачи от стенок трубок к нагреваемой воде
¦и0'8
aw =A630+21^-0,041^)-^=

306 Главащ
= A630+21-35-0.041-352)—5^-= 7060 Вт/(м2.°С).
0,014 •
Коэффициент теплопередачи подогревателя
*= 1 Я 1 =-i 1 г-=3289 Вт/(м2-°С),
где 5 - толщина стенки трубки: 6 = 0,01 м;
К - коэффициент теплопроводности латуни: А, = 90... 100 Вт/(м2-°С).
Требуемая площадь поверхности нагрева подогревателя
945-Ю3
3289-12,4-0,8
где \к - коэффициент, учитывающий ухудшение теплообмена вследствие
накипеобразования на поверхности нагрева, ц = 0,8.
Количество секций в подогревателе
f.» 3,54 W"
К установке принимаем 8 секций.
Потери давления в подогревателе определяем по приближенным эм-
эмпирическим выражениям:
• в межтрубном пространстве
Д^тр =1И4рЛ=11-ЦЗа -8=112,37 кПа A1,24 м);
• в трубках
АР1р=5,3\Jр71=5,3-1,42 -8=83,1 кПа(8,31 м).
При циркуляционном расходе воды ^яг= 1,41 кг/с = 5076 кг/ч скорость
воды в трубках подогревателя
и,- 5076 =0L8м/с
3600-0,00293-Ю3
Потери давления в трубках при циркуляционном расходе
ДР?г=5,3-0,482 -8=9,8 кПа(ДЯ?г=0,98 м).
На вводе водопровода перед водоподогревателем устанавливают счет-
счетчик расхода воды. По расходу воды qhr = 14,8 м3/ч из [5, табл. 5.1] выбираем
турбинный счетчик калибра 50 (Ду50). Гидравлическое сопротивление
j = 0,011 м/(м3/чJ. Потери напора в счетчике
ДЯ, = s gl = 0,011 ¦ 14,82 = 2,4 м.

307
ПРИМЕР 3.10. Для системы горячего водоснабжения, рассматривае-
рассматриваемой в примерах 3.4...3.9 подобрать циркуляционные или повысительно-
циркуляционные насосы для двух случаев: 1) напор на вводе водопровода
//д = 80 м; 2) напор на вводе водопровода Нл = 40 м.
Решение. Принимая потери напора в подающих теплопроводах сис-
системы горячего водоснабжения ?ДЯЛ,„,= 33,4 м (пример 3.4), потери напора
в трубках подогревателя АЯВД = 5,9 м, в счетчике AHS = 2,4 м, располагае-
располагаемый свободный напор для смесителя ванны Hf= 3 м и геометрическую вы-
высоту подъема воды Hgeom = 18,6 м (см. рис. 3.7), определяем требуемый на-
напор в точке присоединения системы горячего водоснабжения к водопроводу
HTp = AHs + 2ДЯ,,,О, + ДЯВД + Hf+Hgmm =
= 2,4 + 33,4 + 5,9 + 3 + 18,6 = 66,3 м.
Избыточный напор на вводе водопровода A-й случай)
#юб =ЯД- Н^ = 80 - 66,3 = 13,7 м.
Для его гашения устанавливаем диафрагму, диаметр которой при рас-
расходе воды
qh = 13,4 м3/ч = 3,72 кг/с,
При потерях напора в подающих трубопроводах и водоподогревателе
?Д/Уп'г= 1*5 + 0,98 ~ 2,5 м (примеры 3.8 и 3.9), циркуляционный расход во-
воды qar - 5076 кг/ч = 1,41 кг/с, потерях напора в циркуляционных теплопро-
теплопроводах, ?ДЯ,?Г = 9,5 м (пример 3.8), расчетном расходе воды qh = 13392 кг/ч =
= 3,72 кг/с и х = 0,15 расчетный напор циркуляционных насосов
(xah+Qcir V
Нр = X ДЯ'1Г * * + Д#?|г =
5076 )
Выбираем насос типа К 8/18а с номинальной подачей 9400 кг/ч, пол-
полным напором 14,2 м, т] = 53%, мощностью на валу 0,7 кВт, электродвигате-
электродвигателем 4А80А2, N= 1,5 кВт, п = 2850 об/мин. [5, прил. табл. XIII, табл. XIII. 1 и
ХШ.4]. Устанавливаем два насоса - рабочий и резервный.
По условию задачи для второго случая требуется установка повыси-
тельно-циркуляционных насосов.
Недостающий напор на вводе водопровода
Нта = Н^ - Нл = 66,3 - 40 = 26,3 м,
является расчетным напором повысительно-циркуляционного насоса. При
подаче насоса дКИ = qh + qar = 13392 + 5076 = 18468 кг/ч = 18,5 м3/ч и рас-

308 Главалц
четном напоре Нр = 26,3 м выбираем насос типа К20/ЗР с номинальной по-
дачей 20 м3/ч, полным напором 30 м, л = 65%, мощностыо на валу 2,7 кВт,
электродвигателем А02-32-2, N = 4 кВт, п = 2880 об/мин. [5, прил. ХЩ*
табл. XIII. 1]. Устанавливаем 2 насоса - рабочий и резервный. Компоновка
оборудования центрального теплового пункта приведена на рис. 3.11.
Ввод водопровода
В квартальную сеть с г в
О
08 ОСТ 34-588
Рис. 3.11. Аксонометрическая схема теплопроводов и оборудования
теплового пункта
ПРИМЕР 3.11. Подобрать оборудование теплового пункта для откры-
открытой системы горячего водоснабжения, если напор в подающем теплопроводе
ввода теплосети Нп = 85 м, в обратном Но - 65 м, тепловая нагрузка на ото-
отопление ботлк= 1800 кВт, расчетная температура сетевой воды Xi = 150°C,
т2 = 70°С. Потери напора в подающих и циркуляционных теплопроводах
при циркуляционном расходе qcir = 5000 кг/ч:
2А//ПС|Г = 3,2 м, ?ДЯЦГ1Г = 9,8 м.
Решение В качестве смесителя выбираем регулятор температуры
смешанной воды типа ОРГРЭС - регулирующий клапан смешения РКС в

309
блоке с жидкостным термореле ТРЖ. Из [8, табл. 111.58] по расходу qh =
-3,5 л/с принимаем клапан смешения РКС диаметром 50 мм с площадью
проходного сечения золотника 1100 мм2.
При потере напора в клапане смесителя Д//си = 5 м определяем гаран-
гарантированную (устойчивую) разность напора в ограничителе
По [8, табл. III.58] принимаем для смесителя Dy 50 при Л#огр = 15 м,
число ограничительных отверстий п = 19, диаметр dOTB - 8,5 мм.
Счетчик расхода воды устанавливается на подающем теплопроводе по-
после смесителя. По расходу воды <f - 3,5 л/с = 12,6 м3/ч [5, табл. 5.1] выбираем
крыльчатый счетчик Dy 40 с максимальным расходом воды до 16 м3/ч, гид-
гидравлическим сопротивлением s = 0,039 м/(мя/чJ Потери напора в счетчике
6Л5 = s (qhf = 0,039 • 12,62 = 6,2 м.
Принимая потери напора в подающих теплопроводах системы горяче-
горячего водоснабжения ?ДЯ,,О, = 30 м, располагаемый свободный напор для сме-
смесителя ванны Я/=Зми геометрическую высоту подачи воды Hgeom = 18 м,
находим требуемый напор в обратном теплопроводе ввода теплосети
HTp = AHs + 2 ДЯЛ/О, + АЯСМ + Hf + Hgeom =
= 6,2 + 30 + 5 + 3 + 18 = 62,2 м,
что на 2,8 м меньше гарантированного напора в обратном теплопроводе
ввода теплосети Производим подбор зимней и летней диафрагм. Расход
сетевой воды на отопление
Qomax 1800-3600
G
Go™ ~ с(т, -т2),19 A50-70)
Дросселируемый напор в зимней диафрагме равен потерям напора в
циркуляционной системе C.15)
"Д = ^
JP
5076 J
Требуемый диаметр зимней диафрагмы
I in ?2
=24'8мм-
При потерях напора в циркуляционной системе АЯЦС = 16 м дроссели-
дросселируемый напор в летней диафрагме

310
ГлаваЩ
Требуемый диаметр летней диафрагмы
/
= 11,3 У
[4-= 17,8 мм
ПРИМЕР 3.12. Для условий примера 3.11 подобрать оборудование те-
теплового пункта, если напор в подающем теплопроводе ввода теплосети
Н„ = 85 м, в обратном Но - 50 м.
Решение. Так как требуемый напор в обратном теплопроводе
#тр = 62,2 м, т.е. больше гарантированного напора в обра гном теплопрово-
теплопроводе на 12,2 м, то для зимнего режима требуется установка повысительного
насоса с расчетной подачей, равной расчетному расходу воды на горячее
водоснабжение qh = 12,6 м3/ч.
Необходимый напор повысительно-циркуляционного насоса
Щ = НТ9-НО+ Д#цс = 62,2-50 + 16 = 28,2 м.
По [5, прил. XIII, табл. XIII. 1 и ХШ.4] выбираем насос типа К 20/30 с
подачей 20 м3/ч и полным напором 30,0 м. Электродвигатель А02-32-2,
N = 4 кВт, п = 2880 об/мин. Устанавливаем 2 насоса - рабочий и резервный.
Дросселируемый напор в летней диафрагме
Яд - Нп - Но - ДЯЦ с = 85 - 50 - 16 = 19 м.
Диаметр летней диафрагмы
= 11.31/—
</л=11,3
: 12 ММ.
Схема компоновки оборудования теплового пункта изображена на
рис. 3.12.
Ввод
Счетчик комерческого
учета теплого
В систему ^ t
отопления
№ системы
\Повысительно-циркуляииониыс
насосы К20/30
Рис. 3.12. Схема теплового пункта открытой системы горячего водоснабжения

311
ПРИМЕР 3.13. Произвести расчет внутридомовой системы горячего
водоснабжения жилого здания со стояками, объединенными в секционные
узлы. План типового этажа приведен на рис. 3.2. Расчетные тепловые на-
фузки принять из примера 3.1. Аксонометрическая схема системы изобра-
изображена на рис. 3.13, а расчетная схема - на рис. 3.14.
С уз 2
Суз 1
Рис. 3.13. Аксонометрическая схема теплопроводов системы горячего водо-
водоснабжения жилого дома со стояками, закольцованными в секционные узлы

312
Глава Щ
Гвсг4
С.уз.1
Гвст5
Gct4=0,3ji/c
Гвстб
Gct5=0,3ji/c Gct6=0,3ji/c
0,27
Рис. 3.14. Расчетная схема секционного узла 1 внутридомовой системы
горячего водоснабжения в режиме водоразбора
Решение Расчет начинаем с секционного узла 1 (С. уз. 1). Количест-
Количество приборов в секционном узле (стояки 4, 5 и 6) N = 54. По формуле C.1)
определяем расход воды в секционном узле qh = 0,9 л/с (см. табл. 3.1, при-
пример 3.4). Тогда расход для одного стояка в узле
Считаем, что водоразбор в каждом стояке сосредоточен в его середине
(рис. 3.14), на высоте от основания 9,7 м.
Номера расчетных участков принимаем такими, как в примерах
3.3-3.5. Все водоразборные стояки принимаем одного диаметра Dy 25, а
подводки в квартирах - Dy 15. Вначале рассчитываем подающие теплопро-
теплопроводы в режиме водоразбора, т.е. при условии максимального водоразбора и
отсутствии циркуляции. Результаты расчета сводим в таблицу 3.5. С целью
гидравлической увязки обеих ветвей системы, для выравнивания потерь
давления на участках распределительных трубопроводов 9 и 12, участок 12
принят составным из двух диаметров: участок 12 диаметром 25, длиной 2 м
и участок 12* диаметром 32 и длиной 1 м.
Определив диаметры трубопроводов по участкам, рассчитываем потери
теплоты подающими теплопроводами. Расчет проводится аналогично при-
примеру 3.4, данные сведены в таблицу 3.6.

313
Таблица 3 5
Расчет теплопроводов системы горячего водоснабжения
с секционными узлами
№
уча-
участка
1
м
2
N
3
NP
4
а
5
л/с
6
Dy,
мм
7
и,
м/с
8
R,
Па/м
9
kt
10
Па'
11
кПа
12
Подающие теплопроводы в режиме водоразбора
61
Ст 6
67
9
10
3,0
9,7
5,5
13,0
6,0
3
18
18
54
108
0,048 | 0,27
1,73
1,31
0,27
0,3
0,3
0,9
1,31
15
25
25
32
40
2,0
0,7
0,7
1,2
1.2
Потери давления в подающих теплопроводах 2,AHfito
18000
700
700
1400
1100
0,1
0,5
0,2
0,2
0,2
59400
10190
4620
21840
7920
, = 104кПаE:Д//,,,о,
Участок 12
Располагаемое давление равно потерям давления на участке 9, т е
12
12а
2
1
54
54
0,9
0,9
25
32
2,3
1,2
Невязка ДРЯ„ = [B2,1 -21,8)/22,1]
8500
1400
100%=
0,2
0,2
1%
59,4
69,6
74,2
96,0
103,9
= 10,4 м)
ДР9 = 21,8кПа
20400
1680
20,4
22,1
Подающие теплопроводы в режиме циркуляции
10
9
67
Ст 6
6,0
13,0
5,5
19,4
0,26
0,13
0,043
0,043
40
32
25
25
Потери давления в подающих теплопровода»
0,22
0,14
0,12
0,12
с ?ДР
40
20
20
20
0,2
0,2
0,2
0,5
288
312
132
582
0,6
0,73
1,3
Г=1,3 кПа(ЕДЯ,;|Г=0,13 м)
Циркуляционные теплопроводы
6 Г
Цст 1
9'
10'
5,5
20
13
6
0,043
0,13
0,13
0,26
15
20
20
25
0,4
0,5
0,5
0,6
550
650
650
500
0,1
0,1
0,2
0,2
3327
14300
10140
3600
Потери напора в циркуляционных теплопроводах 2л\Рц|г=31 кПа (LAH"r
12'
3
Участок 12
Располагаемое давление ДР12=ДР9'= 10,1
0,13
20
0,5
650
кПа
0,2
2340
17,63
27,8
31,3
= 3,1 м)
2,34
Избыточное давление ДРер= 10,1 - 2,34=7,76 кПа (Д//ер = 0,78 м)
Диаметр диафрагмы dR=U,3 ^0,472/0,78 = 8,2 мм
Принимаем диафрагму dn= 10 мм Остаточное избыточное давление необходимо
гасить краном на участке

Таблица 3.6
Расчет потерь теплоты подающими теплопроводами системы горячего водоснабжения
с секционными узлами
№
участка
1
6.1
Ст. 6
6.7
м
2
3
18
5,5
de.
м
3
0,0213
0,0268
0,0335
to,
°С
4
25
23
5
°с
5
35
37
55
1-Л
6
—
0,4
0,4
Потери теплоты, Вт
Qht на длине
1м
7
27,1
14,4
26,8
<2"'на
участке
8
81,3
259,2
147,6
К?".
Вт
9
340,5
488,1
Примечание
10
Участок 6.1
не изолирован
Теплопотери стояка с учетом полотенцесушителей
488.1-6-100= 1088 Вт
Суммарные потери секционного узла 1
1088-3 = 3264 Вт
9
11
12
10
13
1
2
6
0.0423
0,0423
0,0268
0,048
5
5
5
5
55
55
55
55
0,4
0,4
0,4
0,4
33,9
33,9
21,5
38,5
429,0
33,9
43,0
231,0
463
506
737
Суммарные теплопотери подающими теплопроводами всей системы
lQhl = 3234-2 + 737 = 7205 Вт = 7,21 кВт
II

315
Циркуляционный расход воды в системе определяем по формуле C.12)
лри |3 = 1,3 и А/ = 8,5°С как для системы с секционными узлами
Циркуляционный расход в одном секционном узле (или в циркуляци-
циркуляционном стояке секционного узла)
q"r = 0,26:2 = 0,13 л/с,
а в одном стояке секционного узла
0,13:3 = 0,043 л/с.
Следующий этап гидравлического расчета - это расчет подающих теп-
теплопроводов в режиме циркуляции, т.е. при условии отсутствия водоразбора
в системе. Расход по участкам принимается равным циркуляционному.
Наконец осуществляем расчет циркуляционных теплопроводов. При
циркуляционном расчете на участках определяем диаметры и потери дав-
давления в режиме циркуляции. Результаты приведены в таблице 3.5.
Литература
1. СНиП 2.04.01-85. Внутренний водопровод и канализация зданий. -М.: Госстрой,
1986 - 55 с.
2 Теплоснабжение: Учеб. для в узов /А. А. Ионин, Б. М. Хлыбов и др • Под ред.
А. А. Ионина. -М.: Стройиздат, 1982. - 336 с.
3 Теплоснабжение: Учеб пособие для вузов /В.Е. Козин. Т. А. Левина и др. -М.:
Высш. шк., 1980. - 408 с.
4. Журавлев Б. А. Справочник мастера-сантехника. - 6-е изд. -М.: Стройиздат, 1987.
-496 с.
5 Справочник проектировщика. Внутренние санитарно-технические устройства.
/Под ред. ИЛ . Староверова и Ю.И. Шиллера, -М : Стройиздат, 1990. - ч. 2. Во-
Водопровод и канализация. - 246 с.
6. Справочник по наладке и экстуатации водяных тепловых сетей /В.И. Манюк,
Я И. Каплинский и др -3-е изд. -М.: Стройиздат, 1988.-431 с
7. СНиП 2 04.07-86. Тепловые сеги. -М.: Госстрой. 1988. - 48 с.
8. Наладка систем централизованного теплоснабжения: Справ, пособие /И. М. Соро-
Сорокин, А И. Кузнецов и др. -М.: Стройиздат, 1979. - 222 с.

316
ГЛАВА IV. Методические указания и примеры расчетов
для курсового проекта «Теплоснабжение
района города»
4.1. Исходные данные для проектирования,
содержание и объем курсового проекта
В курсовом проекте разрабатывается водяная система централизован-
централизованного теплоснабжения жилищно-коммунальной застройки города с 2-х
трубной прокладкой тепловых сетей. Источником теплоты является ТЭЦ.
В проекте решаются следующие вопросы: определение теплопотреб-
ления района города; расчет и построение графиков центрального качест-
качественного регулирования отпуска теплоты; определение расходов сетевой
воды и гидравлический расчет сетей; построение пьезометрического гра-
графика и продольного профиля тепловых сетей; подбор основного оборудо-
оборудования источника теплоты и ЦТП; тепловой расчет изоляционной конструк-
конструкции; расчет компенсации тепловых удлинений трубопроводов, определение
усилий, действующих на неподвижную опору.
Исходными данными для выполнения курсового проекта являются:
генплан района города; географический пункт (город); расчетные темпе-
температуры теплоносителя в подающей и обратной магистралях по отопи-
отопительному графику; система теплоснабжения (открытая, закрытая); тип
прокладки тепловых сетей (канальная, бесканальная); конструкция тепло-
тепловой изоляции; характеристика грунта (сухой, маловлажный, влажный);
этажность застройки города; рельеф местности в виде горизонталей с от-
отметками на генплане.
Для заданного города из [5] принимают следующие климатологиче-
климатологические данные: расчетную температуру наружного воздуха для проектирова-
проектирования отопления (средняя наиболее холодной пятидневки) to, °C; среднюю
температуру наружного воздуха за отопительный период /от, °С; продол-
продолжительность отопительного периода по, ч; продолжительность стояния
температур наружного воздуха с интервалом 5°С в течение отопительного
периода п, ч; среднегодовую температуру грунта на глубине вероятной
прокладки теплопроводов te, °C.
Климатологические данные приведены также в [2, табл. 1.3], [7,
прил. 1,3].
Курсовой проект состоит из расчетно-пояснительной записки объемом
40-50 страниц и графической части, включающей два листа формата А1
E94x841 мм).
Пояснительная записка должна содержать следующие разделы: исход-
исходные данные, описание системы теплоснабжения; определение тепловых
нагрузок района города; регулирование отпуска теплоты; определение рас-
расчетных расходов теплоносителя в тепловых сетях; разработка монтажной
схемы и выбор строительных конструкций тепловых сетей; гидравлический
расчет водяных тепловых сетей; разработка графиков давлений и выбор

317
схем присоединения абонентов к тепловым сетям; построение продольного
{фофиля тепловых сетей; подбор основного оборудования теплоподготови-
тельной установки источника теплоты; тепловой расчет изоляционной кон-
конструкции; механический расчет теплопроводов; расчет компенсации тепло-
тепловых удлинений трубопроводов; определение падения температуры тепло-
теплоносителя по длине теплопровода; подбор оборудования теплового пункта,
схемы автоматики. Все расчеты в записке должны сопровождаться соответ-
соответствующими пояснениями, ссылками на источники.
В записке должен быть представлен следующий графический матери-
материал: график часовых расходов теплоты на отопление, вентиляцию и горячее
водоснабжение в зависимости от температуры наружного воздуха; график
годового расхода теплоты по продолжительности стояния температур на-
наружного воздуха; график центрального регулирования отпуска теплоты;
расчетная схема тепловой сети; схемы присоединения потребителей к теп-
тепловой сети; принципиальная схема теплоподготовительной установки ТЭЦ;
конструкция тепловой изоляции и прокладки тепловой сети; схемы участ-
участков тепловой сети к расчету трубопроводов на самокомпенсацию и опреде-
определения усилия, действующего на неподвижную опору; схема водоподогре-
вательной установки ЦТП.
На чертежах приводятся: генплан района города с нанесением трассы
тепловых сетей, камер, неподвижных опор и расстояний между ними (М 1:
5000); монтажная схема теплопроводов, на которой показывают узлы от-
ответвлений трубопроводов, компенсаторы, неподвижные опоры, задвижки,
дренажные узлы, диаметры теплопроводов (масштаб произвольный); пье-
пьезометрический график основной магистрали тепловой сети (М 1:500 по
вертикали, М 1:5000 по горизонтали); продольный профиль основной ма-
магистрали (М 1:100 по вертикали, М 1:5000 по горизонтали); план и разрез
тепловой камеры (М 1:20); подвижные и неподвижные опоры.
При оформлении чертежей и схем, а также при написании пояснитель-
пояснительной записки студенты должны руководствоваться требованиями ГОСТ
21.605-82 «Сети тепловые», ЕСКД и СПДС.
4.2. Описание системы теплоснабжения
При описании системы теплоснабжения необходимо охарактеризовать
основные ее элементы - источник тепловой энергии, тепловую сеть, потре-
потребителей теплоты; отметить положительные качества и недостатки воды как
теплоносителя; обратить внимание на стабильность гидравлического ре-
режима закрытых и открытых систем теплоснабжения и различие схем при-
присоединения к ним установок горячего водоснабжения. Привести принципи-
принципиальную схему приготовления воды для горячего водоснабжения.
Наиболее распространенной схемой присоединения местных систем
отопления к тепловой сети является зависимая схема с элеваторным сме-
смешением. Следует охарактеризовать ее особенности, достоинства и недос-
недостатки, наличие гидравлической связи между тепловыми сетями и местными

318 Глава IV
отопительными системами и, соответственно, необходимое давление воды
в обратной магистрали тепловой сети (оно не должно превышать допусти,
мого из условия механической прочности отопительных приборов); начер.
тить принципиальную схему присоединения местной системы отопления к
тепловым сетям. Описание закрытых и открытых систем теплоснабжения
приведено в [7, 9, 10].
4.3. Определение расчетных тепловых нагрузок района
города. Построение графиков расхода теплоты
Расчетные расходы теплоты на отопление, вентиляцию и горячее во-
водоснабжение определяют для каждого квартала города по укрупненным
показателям, согласно [4, п. 2.4].
Максимальный тепловой поток, Вт, на отопление жилых и обществен-
общественных зданий
D.1)
где q0 — укрупненный показатель максимального теплового потока на ото-
отопление жилых зданий на 1 м2 общей площади, Вт/м2;
А - общая площадь жилых зданий, м2;
Кх - коэффициент, учитывающий тепловой поток на отопление обще-
общественных зданий: К\ = 0,25.
Общую площадь жилых зданий А, м2, определяют, исходя из жилой
площади Fx и безразмерного планировочного коэффициента квартиры К,
который принимается равным 0,7 [10, стр. 10]
А =¦?*-. D.2)
Жилую площадь квартала FXi м2 можно найти двумя способами. Пер-
Первый - по плотности жилого фонда Р, м2/га, и площади квартала в гектарах
F. = P-Fe. D.3)
Второй способ - исходя из плотности населения Р„, чел/га и нормы
жилой площади на человека /Ж1 м2/чел. Количество жителей т, чел., и жи-
жилая площадь квартала
Плотность жилого фонда Л м2/га и плотность населения Ри, чел./га,
принимают в зависимости от этажности застройки (табл. 4.1).
Максимальный тепловой поток, Вт, на вентиляцию общественных зданий
а.«в=*1-*2-Л-Ъ. D.4)
где Кг — коэффициент, учитывающий тепловой поток на вентиляцию об-
общественных зданий: А=0,6.

319
Таблица 4.1
Плотность жилого фонда в м2 жилой площади и количество жителей
на 1 га микрорайона 19, прил. 2]
Показатели
Жилая площадь,
р, м2/га
Количество жи-
жителей, Рп, чел/га
Этажность
5
3200-2800
356
6
3400-3000
378
7
3600-3200
400
8
3800-3400
422
9
4200-3600
467
Средний тепловой поток, Вт, на горячее водоснабжение жилых и об-
общественных зданий
где Ян - укрупненный показатель среднего теплового потока на горячее
водоснабжение на одного человека, принимаемый по [4, прил. 3];
т — число жителей в квартале.
Число жителей в квартале определяют двумя способами:
первый - задаются нормой жилой площади на человека/* (9 или 12 м2), тогда
m = FJU D.6)
второй - количество жителей, приходящихся на 1 га территории квартала
(см. табл. 4.1), умножают на площадь квартала.
Максимальный тепловой поток, Вт, на горячее водоснабжение жилых
и общественных зданий
D.7)
Определяя расчетный расход теплоты для района города, учитывают,
что при транспорте теплоносителя происходят потери теплоты в окружаю-
окружающую среду, которые принимаются равными 5% тепловой нагрузки. Поэто-
Поэтому суммарные расходы теплоты на отопление, вентиляцию и горячее водо-
водоснабжение умножают на коэффициент 1,05.
После определения расчетного теплопотребления приступают к по-
построению графиков часовых расходов теплоты на отопление и вентиляцию
в зависимости от температуры наружного воздуха и на горячее водоснаб-
водоснабжение. По оси абсцисс откладывают температуру наружного воздуха от
fH=8°C до /0, по оси ординат - часовые расходы теплоты. Поскольку часо-
часовые расходы теплоты на отопление и вентиляцию представляют собой
линейные зависимости от температуры наружного воздуха, то графики
Qo=f(tH), Qv=f(ta) строят по двум точкам:
1) При f0, Qo = QomM, Qv = Gvmax;
2) при tH = 8°C расходы теплоты на отопление и вентиляцию определяют
по формулам:

320 Глава IV
где r, - средняя температура внутреннего воздуха отапливаемых зданий
(для жилых и общественных зданий равна 18°С);
t0 - расчетная температура наружного воздуха для проектирования
отопления, °С.
Тепловая нагрузка на горячее водоснабжение - круглогодовая, в тече-
течение отопительного периода условно принимается постоянной, не завися-
щей от температуры наружного воздуха. Поэтому график часового расхода
теплоты на горячее водоснабжение представляет собой прямую, парал-
параллельную оси абсцисс.
Суммарный график часовых расходов теплоты на отопление, вентиля-
вентиляцию и горячее водоснабжение строится путем сложения соответствующих
ординат при /н = 8°С, t0.
Годовые расходы теплоты на отопление, вентиляцию и горячее водо-
водоснабжение определяют по формулам:
D.9)
D.Ю)
QZ =Qnmn0 +GL(8400-no), D.11)
где Qom, Qvm - средние тепловые потоки на отопление и вентиляцию за
отопительный период, Вт, рассчитываются по формулам:
D-12)
^ DЛ2)
tom - средняя температура наружного воздуха за отопительный период,
°С;
Qlm - средний тепловой поток на горячее водоснабжение в неотопи-
неотопительный период, Вт,
где 55 - температура горячей воды в системе горячего водоснабжения
потребителей, °С;
tc - температура холодной воды в отопительный период, принимается
равной 5 °С;
t^ - температура холодной воды в неотопительный период, принимает-
принимается равной 15°С;
Р - коэффициент, учитывающий изменение среднего расхода горячей

321
воды летом по сравнению с зимним периодом, для жилищно-
коммунального сектора C = 0,8, для курортных и южных городов
Р-1А
8400 - количество часов работы системы горячего водоснабжения в
году.
График годового расхода теплоты по продолжительности стояния
температур наружного воздуха строится на основании графика суммарных
часовых расходов теплоты и состоит из двух частей: правой - графика за-
зависимости суммарных часовых расходов теплоты от температуры наруж-
наружного воздуха и левой - годового графика расхода теплоты. На последнем
по оси ординат откладывается расход теплоты, по оси абсцисс - число ча-
часов стояния температур наружного воздуха, которое за отопительный пе-
период для заданного города определяют по [2, табл. 1.3; 5; 7, прил. 3].
В летний период нагрузки на отопление и вентиляцию отсутствуют,
остается только тепловая нагрузка на горячее водоснабжение, часовой рас-
расход которой определяют по формуле D.13). Продолжительность летнего
периода составляет (8400 - по) час.
Площадь, ограниченная осями координат и кривой расхода теплоты,
представляет собой годовой расход теплоты районом города.
ПРИМЕР 4.1. Определить расчетные расходы теплоты на отопление,
вентиляцию и горячее водоснабжение района города, включающего шесть
кварталов (рис. 4.1). Расчетная температура наружного воздуха to=-25°C.
№ квартала
площадь ^
квартала, га
тепловая _,
квартала, МВт
©5.4
©3 4
W 73
W35
Рис. 4.1. План района города
Решение. Расчет теплопотребления сводим в табл. 4.2. В графы 1, 2,
3 таблицы заносим соответственно номер, этажность и площадь квартала в
гектарах. Плотность жилого фонда Р, м2/га, (графа 4) находим по табл. 4.1 в
зависимости от этажности застройки. Тогда жилая площадь зданий кварта-
квартала №1 (графа 5)
0-6= 19200 м2.
11 - 1987

Таблица 4.2
Расчет теплопотребления в кварталах
квар-
квартала
1
1
2
3
4
5
6
Этаж-
Этажность
2
5
7
9
8
7
6
Площадь
квартала
*Чв,га
3
6
8
4
7
10
5
Плотность
жилого фон-
даЛм*/га
4
3200
3600
4200
3800
3600
3400
Жилая
площадь
5
19200
28800
16800
26600
36000
17000
Общая
площадь
А,м2
6
27428,6
41142,8
24000,0
38000,0
51428,6
24285,7
Число
жителей
т, чел.
7
2133
3200
1867
2956
4000
1889
ИТОГО:
С учетом теплопотерь теплопроводами в размере 5% от Q
расчетные расходы теплоты составляют:
Расходы теплоты. кВт
ботах
8
2777,1
4165,7
2430,0
3847,5
5207,1
2458,9
20886,3
21930,6
Qvmax
9
333,2
499,9
291,6
461,7
624,8
295,1
2506,3
2631,6
Qkm
10
802,0
1203,2
702,0
1111,4
1504,0
710,3
6032,9
6334,5
11
3912.3
5868,8
3423,6
5420,6
7335,9
3464,3
29425,5
30896,7
I S3

323
Приняв безразмерный планировочный коэффициент квартиры К =0,1
находим общую площадь жилых зданий квартала № 1 (графа 6)
А = 19200/0,7 =27428,6 м2.
Количество жителей в квартале № 1 (графа 7) определяем, принимая
норму жилой площади на одного человека/ж=9 м2.
т = 19200/9=2133 чел.
Принимая по [4, прил. 2] укрупненный показатель максимального теп-
теплового потока на отопление жилых зданий <7О = 81 Вт/м2, по формуле D.1)
находим расчетный расход теплоты на отопление жилых и общественных
зданий квартала № 1 (графа 8)
-A + 0,25)=2777145,7Вт=2777,1кВт.
Максимальный тепловой поток на вентиляцию общественных зданий
квартала № 1 (графа 9) определяем по формуле D.4)
Qvmax = 0,25.0,6-81-27428,6 = 333257,5 Вт=333,2 кВт.
Принимая норму расхода воды на горячее водоснабжение в сутки на 1
человека я =105 л/сут по [4, прил. 3] находим укрупненный показатель
среднего теплового потока на горячее водоснабжение #/, = 376 Вт/чел.
Средний тепловой поток на горячее водоснабжение жилых и общест-
общественных зданий квартала № 1 (графа 10)
0^ = 376-2133 = 802008 Вт=802 кВт.
Суммарное теплопотребление квартала № 1 (графа 11) складывается
из расходов теплоты на отопление, вентиляцию и горячее водоснабжение.
Расчет теплопотребления для остальных кварталов производят анало-
аналогично.
ПРИМЕР 4.2. Построить графики часовых расходов теплоты на ото-
отопление, вентиляцию и горячее водоснабжение в зависимости от температу-
температуры наружного воздуха. Расчетные расходы теплоты на отопление
Go шах=200 МВт, вентиляцию Qvmax = 20 МВт, горячее водоснабжение
Qhm - 50 МВт. Климатологические данные принять для г. Минска.
Решение По данным [2, табл. 1.3] или [5] находим для г. Минска
расчетную температуру наружного воздуха для проектирования отопления
fo=-25°C.
Графики часовых расходов теплоты строим в координатах Q-tH
(рис. 4.2, правая часть).

324
При tH = 8°С по формуле D 8)
Глава IV
?, МВт
8400 час 4872 4236
2694
1319 623 +8 Н5 0 -5 -10 -15 -20 -25°С
Рис. 4.2. График часового и годового расходов геплоты (примеры 4.2 и 4.3)
Отложив на графике значения Qo и Qv при различных tH и соединив их
прямой, получим графики Qo =/(?„), Qv =/(/„) (см рис 4 2)
Расход теплоты на горячее водоснабжение не зависит от гн, поэтому
его график представляет прямую, параллельную оси абсцисс - прямая Q^
График суммарного часового расхода теплоты на отопление, вентиля-
вентиляцию и горячее водоснабжение строим путем сложения соответствующих
ординат при г„ = 8°С и to=-25°C (линия ?(?)
ПРИМЕР 4.3. Построить график годового расхода геплогы по про-
продолжительности стояния температур наружного воздуха для жилого района
города График суммарного часового расхода геплоты и климатологиче-
климатологические данные взять из примера 4 2
Решение По [2, табл 1 3] находим продолжительность отопительно-
отопительного периода для г Минска ио = 203 суг--4872 ч, продолжительность стояния
температур наружного воздуха в часах с интервалом 5°С в течение отопи-
отопительного периода Данные сводят в табл 4 3

325
Таблица 4 3
Продолжительность стояния температур наружного воздуха
"Продолжи-
"Продолжительность
стояния,*,
час
л
Ъп
Температура наружного воздуха
30 25
19
19
25 20
51
70
20 15
158
228
15 10
395
623
10 5
696
1319
5 0
1375
2694
0 +5
1542
4236
+5 +8
636
4872
График годовой тепловой нагрузки строим на основании графика сум-
суммарных часовых расходов теплоты, располагая его справа, а в левой части,
в координатах Q — п, - график годового расхода теплоты (см рис 4 2)
Для построения графина годовой тепловой нагрузки ит точек на оси
абсцисс графика часового расхода теплоты, соответствующих температу-
* рам +8, 0, -5, -10, -15, -20, —25°С, восстанавливаем перпендикуляры до
' пересечения с линией суммарного расхода теплоты Y.Q Из полученных
точек проводим горизонтальные прямые до пересечения с перпендикуля-
( рамп, восстановленными к оси абсцисс из точек, соответствующих про-
I должительности стояния перечисленных темперагур наружного воздуха
, Соединив найденные точки, получим искомый график годового расхода
теплоты за отопительный период
В летний период (диапазон продолжительности стояния гн от 4872 до
8400 час) тепловые нагрузки на отопление и вентиляцию отсутствуют, на-
нагрузка на горячее водоснабжение согласно формуле D 13) составит
QL = 50 0,8
= 32 МВт
Поскольку Bл« в летний период не зависит от /„, проводим горизон-
горизонтальную прямую до пересечения с ординатой, соответствующей общему
расчетному числу часов работы тепловой сети в году п = 8400 ч
Площадь, ограниченная осями координат Q — п, и полученной кривой
расхода теплоты, представляет собой годовой расход теплоты в районе го-
города
4.4. Регулирование отпуска теплоты
В системах теплоснабжения с разнородными тепловыми нагрузками
применяют многоступенчатую систему регулирования отпуска теплоты,
имеющую следующий принцип построения
- центральное регулирование производят на ТЭЦ или в котельной по
преобладающей тепловой нагрузке района,
- групповое или местное регулирование - в узлах присоединения от-
отдельных видов тепловых нагрузок,

326
-индивидуальное регулирование - непосредственно у теплопотреб-
ляющих приборов.
Применение многоступенчатого регулирования приводит к снижению
расхода теплоты на отопление за счет ликвидации «перетопов» зданий в
диапазоне от +8°С до температуры наружного воздуха, соответствующей
точке излома графика температур воды, и к снижению расхода теплоноси-
теплоносителя на единицу отпущенной теплоты.
Согласно [4] в водяных тепловых сетях следует применять централь-
центральное качественное регулирование отпуска теплоты путем изменения темпе-
температуры теплоносителя в зависимости от температуры наружного воздуха.
4.4.1. Регулирование отпуска теплоты в закрытых системах
теплоснабжения
В водяных тепловых сетях принимают центральное качественное ре-
регулирование отпуска теплоты по нагрузке отопления или по совмещенной
нагрузке отопления и горячего водоснабжения.
Если тепловая нагрузка на жилищно-коммунальные нужды составляет
менее 65% от суммарной тепловой нагрузки, а также при отношении
QhmlQoxasa. < 0,15, регулирование отпуска теплоты принимают по нагрузке
отопления. При этом в тепловой сети поддерживается отопительно-
бытовой температурный график.
Построение графика центрального качественного регулирования от-
отпуска теплоты по отопительной нагрузке основано на определении зависи-
зависимости температуры сетевой воды в подающей и обратной магистралях от
температуры наружного воздуха.
Для зависимых схем присоединения отопительных установок к тепло-
тепловым сетям температуру воды в подающей Xi и обратной х2 магистралях в
течение отопительного периода, т.е. в диапазоне температур наружного
воздуха +8 -t0, рассчитывают по выражениям:
] +(Лт-0,56)| ^^Ч; D.14)
X2=tl+M\ -*—- -0,50-*—-, D.15)
где Af - температурный напор нагревательного прибора, °С:
D.16)
хэ - температура воды в подающем трубопроводе системы отопления
после элеватора прн г0, °С; х2 - температура воды в обратном трубо-
трубопроводе после системы отопления при to, °C; Ах - расчетный перепад
температур воды в тепловой сети, °С: Ax = Xi - т2; где Xi, х2 - темпера-

327
тура воды в подающем и обратном трубопроводах тепловой сети при
расчетной температуре наружного воздуха to\
0 - расчетный перепад температур воды в местной системе отопления,
е=тэ-т2.
Задаваясь различными значениями tH в пределах от +8°С до to, опреде-
определяют Ti и т2 и строят отопительный график температур воды в тепловой
сети (рис. 4.3).
°С
130
по
90
70
50
30
10
(i 'о
-15 -20 -25 °С
Рис. 4.3. График температур воды в подающей и обратной магистралях
при центральном качественном регулировании по отопительной нагрузке
(закрытая система) (пример 4.4)
При независимых схемах присоединения отопительных установок к
тепловой сети температуру воды в подающей и обратной магистралях оп-
определяют по [7, форм. D.43), D.44)] или [9, форм. (IV.34), (IV.35)].
Так как по тепловым сетям одновременно подается теплота на ото-
отопление, вентиляцию и горячее водоснабжение, для удовлетворения теп-
тепловой нагрузки горячего водоснабжения необходимо внести коррективы
в отопительный график температур воды. Температура нагреваемой во-
воды на выходе из водоподогревателя горячего водоснабжения должна
быть 60-65 °С, поэтому минимальная температура сетевой воды в по-
подающей магистрали принимается равной 70°С для закрытых систем
теплоснабжения. Для этого отопительный график срезается на уровне
70°С, полученный график температур воды в тепловой сети называется

отопительно-бытовым. Температура наружного воздуха, соответствую,
щая точке излома графика, обозначается |?. Точка излома графика дед^
его на две части с различными режимами регулирования: в диапазоне
температур наружного воздуха от t^ до t0 осуществляется центральное
качественное регулирование отпуска теплоты, в диапазоне +8°С - ? „
местное регулирование.
При регулировании по отопительной нагрузке водоподогреватели го-
горячего водоснабжения присоединяются к тепловым сетям в зависимости от
отношения максимальной тепловой нагрузки горячего водоснабжения
Qhaax к расчетной отопительной нагрузке Qoma и типа регуляторов по сле-
следующим схемам:
• при QhmalQomm. = 0,2-1,0 - по двухступенчатым схемам;
• при остальных отношениях - по параллельной схеме.
В системах теплоснабжения с жилищно-коммунальной нагрузкой бо-
более 65% от суммарной тепловой нагрузки и отношении Q/im/Qomax>0,15
принимают центральное качественное регулирование отпуска теплоты по
совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения.
Применение данного метода регулирования позволяет рассчитывать
магистральные теплопроводы по суммарному расходу сетевой воды на
отопление и вентиляцию, не учитывая расход воды на горячее водоснаб-
водоснабжение. Для удовлетворения же нагрузки горячего водоснабжения темпе-
температура воды в подающем теплопроводе принимается выше, чем по отопи-
отопительному графику, и большинство потребителей системы отопления и
горячего водоснабжения должны присоединяться к тепловой сети по
принципу связанной подачи теплоты. При этом строительные конструк-
конструкции зданий служат аккумуляторами теплоты, выравнивающими неравно-
неравномерность суточного графика совмещенной тепловой нагрузки без уста-
установки специальных аккумуляторов.
Водоподогреватели горячего водоснабжения присоединяются к тепло-
тепловым сетям в зависимости от отношения максимальной тепловой нафузки
горячего водоснабжения Qhшах к расчетной отопительной нафузке Qomax и
типа регуляторов по следующим схемам:
• при QAmax/Qomax=0,2-1,0 - с установкой регулятора расхода по двух-
двухступенчатой последовательной схеме;
• то же - с электронным регулятором расхода теплоты - по двухсту-
двухступенчатой смешанной схеме с ограничением максимального расхода воды
на ввод;
• при остальных отношениях - по параллельной схеме.
При этом способе регулирования отпуска теплоты в тепловой сети
поддерживается повышенный температурный график, который строится на
основании отопительно-бытового температурного графика.
Расчет повышенного температурного графика заключается в опреде-
определении перепада температур сетевой воды в подогревателях верхней 5i и 52

329
нижней ступеней при различных температурах наружного воздуха и балан-
балансовой нагрузке горячего водоснабжения.
Й.=Х-Й*,. D-17)
где X "" балансовый коэффициент, учитывающий неравномерность расхода
теплоты на горячее водоснабжение в течение суток, для закрытых сис-
систем теплоснабжения х= 1,2.
Суммарный перепад температур сетевой воды в подогревателях верх-
верхней и нижней ступеней 5 в течение всего отопительного периода постоянен
и определяется по [9, форм. (IV. 71)]
5 = 61+52 =-Йв_(т -т2). D.18)
Мотах.
Задаваясь величиной недогрева водопроводной воды до температуры
греющей воды в нижней ступени подогревателя Д*„ = 5-10°С, определяют
температуру нагреваемой водопроводной воды после нижней (первой) сту-
ступени подогревателя t' при температуре наружного воздуха, соответствую-
соответствующей точке излома графика t'H
?=*2-?. D.19)
где '(штрих) означает, что значения величин взяты при ?.
Перепад температур сетевой воды в нижней ступени подогревателя 52,
при различных температурах наружного воздуха определяют по выражениям:
при г.
^ D.20)
D.21)
где th - температура воды, поступающей в систему горячего водоснабже-
водоснабжения, °С;
tt - температура водопроводной воды в отопительный период, °С.
Зная 52 и б2, находят температуру сетевой воды в обратной магистрали
по повышенному температурному графику:
Т2а=т2-52, т2п=т'2-52. D.22)
Перепад температур сетевой воды в верхней (второй) ступени подог-
подогревателя при to и г?
5, =5- 52, Ъ\ = 5 - 5'2. D.23)
Температура сетевой воды в подающей магистрали тепловой сети для
повышенного температурного графика:
т1п = т1 + 51, т/1„ = т1 + 6'1. D.24)

330 Глава fy
Определив значения температур воды в подающей и обратной магист-
магистралях тепловой сети, строят повышенный температурный график (рис. 4.4).
150
130
ПО
90
70
50
30
10
—«ii
=—!ii
С to
T1
12
48 »5 0 -5 -10 -15 -20 -25 °С
/„ ^
Рис. 4.4. Повышенный температурный график центрального качественного
регулирования для закрытых систем теплоснабжения (пример 4.5)
ПРИМЕР 4.4. Построить для закрытой системы теплоснабжения гра-
график центрального качественного регулирования отпуска теплоты по отопи-
отопительной нагрузке (ртопительно-бытовой температурный график). Расчетная
температура наружного воздуха для проектирования отопления ГО=-25°С,
воздуха в отапливаемых помещениях t,= 18°C, сетевой воды в подающей и
обратной магистралях при t0: Т! = 150°С, т2 = 70оС. Потребители присоеди-
присоединены к тепловой сети по зависимым схемам.
Решение. Температуру воды в подающей и обратной магистралях в
течение отопительного периода, т.е. в диапазоне температур наружного
воздуха -»-8...-250С определяем по формулам D.14), D.15). Температурный
напор нагревательного прибора находят по формуле D.16), принимая
Тэ=95°С.
Расчетный перепад температур воды в тепловой сети
Дт = 150-70 = 80°С.

331
Расчетный перепад температур воды в местной системе отопления
0 = 95-70 = 25°С.
Задаваясь различными значениями ta, в пределах от +8°С до -25°С,
определяем Ti и т2. Полученный результаты сводим в табл. 4.4.
Таблица 4 4
Температура сетевой воды в подающем и обратном теплопроводах
т,°С
Температура наружного воздуха, °С
8
53,5
35,1
5
63,2
39,0
0
78,4
44,9
-5
93,2
50,4
-10
107,7
55,6
-15
122,0
60,6
-20
136,1
65,4
-25
150
70
По полученным значениям строим графики tl=f(tH) и т2 =/(*„)
(рис. 4.3).
Для обеспечения требуемой температуры воды в системе горячего во-
водоснабжения минимальную температуру сетевой воды в подающей магист-
магистрали тепловой сети принимаем равной 70°С Поэтому из точки, соответст-
соответствующей 70°С на оси ординат, проводим горизонтальную прямую до пере-
пересечения с температурной кривой для подающей магистрали. Температура
наружного воздуха, соответствующая точке излома графика, обозначается
^нравна +2,5 °С.
ПРИМЕР 4.5. Построить для закрытой системы теплоснабжения гра-
график центрального качественного регулирования отпуска теплоты по со-
совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения (повышенный
температурный график). Температуру воды в тепловой сети при регулиро-
регулировании по отопительной нагрузке принять из примера 4.4. Водоподогревате-
ли горячего водоснабжения у абонентов присоединены по двухступенчатой
последовательной схеме. Расчетный тепловой поток на отопление
ботах = 200 кВт, горячее водоснабжение Qhm = 50 кВт, балансовый коэффи-
коэффициент х= 1,2. Температура горячей воды в системе горячего водоснабжения
th = 55 °С, холодной воды tc = 5°С.
Решение. Балансовая тепловая нагрузка горячего водоснабжения
GL= 1,2-50 = 60 кВт.
Суммарный перепад температур сетевой воды в подогревателях ниж-
нижней и верхней ступеней определяем по формуле D.18)
60
5 =
200
A50-70) = 24°С.
По вычисленным значениям Ti и т2. (см. пример 4.4) строим отопи-
тельно-бытовой температурный график (рис. 4 4), по которому устанавли-

332 Глава fy
ваем, что ^=+2,5°С, t'i=70°C, Т2=42°С. Принимая недогрев водопровод,
ной воды до температуры греющей воды в подогревателе нижней ступени
равным 10°С, находим температуру нагреваемой водопроводной воды по*
еле нижней (первой) ступени подогревателя при t'H
/'=42-10 = 32°С.
По формулам D.20), D.21) определяем перепад температур сетевой
воды 62 в нижней ступени подогревателя
при/;;
при/о
Температуру сетевой воды в обратной магистрали для повышенного
температурного графика находим по формуле D.22)
при;о
т2п = 70-22,8=47,2°С;
при/;;
Т2П=42-13 = 29°С.
Строим график Т2П=ЛО (см. рис. 4.4). По формуле D.23) находим пе-
перепад температур сетевой воды в верхней ступени подогревателя при /о и /„'
51=24-22,8
5/1=24-13 = 1
Температуру сетевой воды в подающей магистрали тепловой сети для
повышенного температурного графика вычисляем по формуле D.24)
т1п=15О+1,2=151,2°С;
т1п = 70+11=81°С.
Строим график т1п =/(*„) (рис. 4.4).
4.4.2. Регулирование отпуска теплоты в открытых системах
теплоснабжения
В двухтрубных водяных тепловых сетях открытых систем теплоснаб-
теплоснабжения центральное качественное регулирование отпуска теплоты, как и в
закрытых системах, осуществляют по нагрузке отопления или по совме-
совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения.
Если тепловая нагрузка жилищно-коммунального сектора составляет
65% и более от суммарной тепловой нагрузки, то регулирование отпуска
теплоты осуществляют по совмещенной нагрузке отопления и горячего
водоснабжения. При меньшей нагрузке на жилищно-коммунальные нужды

333
ц отношении Q\mIQ.omn=< 0,15 - регулирование осуществляют по нагрузке
отопления [4, п. 4.6].
При центральном качественном регулировании отпуска теплоты по
отопительной нагрузке в тепловой сети поддерживается отопительно-
бытовой температурный график. Системы отопления и горячего водоснаб-
водоснабжения абонентов присоединяют к тепловым сетям по принципу несвязан-
несвязанной подачи теплоты. В этом случае расход сетевой воды на отопление под-
поддерживается постоянным при помощи регулятора расхода РР, установлен-
установленного перед элеватором системы отопления, и не зависит от переменного
расхода воды на горячее водоснабжение.
Температуру воды в подающей и обратной магистралях при зависи-
зависимых схемах присоединения систем отопления рассчитывают по формулам
D.14), D.15). Минимальная температура сетевой воды в подающей магист-
магистрали открытых систем теплоснабжения принимается равной 60°С. Для это-
этого отопительный график срезается на уровне 60°С; полученный график
температур воды в тепловой сети называется отопительно-бытовым.
При регулировании отпуска теплоты по совмещенной нагрузке ото-
отопления и горячего водоснабжения потребители системы отопления и горя-
горячего водоснабжения присоединяются к тепловым сетям по принципу свя-
связанной подачи теплоты. Для этого регулятор расхода РР устанавливают на
подающем трубопроводе абонентского ввода перед отбором воды на горя-
горячее водоснабжение, он поддерживает постоянный расход сетевой воды на
ввод, равный расчетному на отопление, без учета нагрузки на горячее во-
водоснабжение
Водоразбор из подающей линии уменьшает поступление сетевой воды
в систему отопления. Небаланс теплоты на отопление компенсируется не-
некоторым повышением температуры воды в подающем трубопроводе по
сравнению с отопительным графиком. При этом методе регулирования
строительные конструкции здания используются в качестве аккумулятора
теплоты, выравнивающего неравномерности суточного графика теплопо-
требления.
Гидравлическая разрегулировка отопительных установок в периоды
большого водоразбора на горячее водоснабжение из подающей линии мо-
может быть устранена при установке на перемычке элеватора центробежного
насоса, который при этих режимах включается в работу.
При данном методе регулирования в тепловой сети поддерживают
температурный режим по скорректированному (повышенному) темпера-
температурному графику, который строится на основе отопительно-бытового.
Расчет скорректированного температурного графика заключается в
определении температуры воды в подающей и обратной магистралях в
диапазоне температур наружного воздуха от +8°С до ?„, при которой тем-
температура воды в обратной магистрали равна 60°С.
При температурах наружного воздуха от +8°С до С когда водоразбор
на горячее водоснабжение осуществляют как из подающей, так и из обрат-

334 Главку
ной линий теплосети, поступление воды в систему отопления меньше рас,
четного расхода. В этом случае для удовлетворения отопительной нагрузки
температура воды в подающем теплопроводе должна быть выше, чем это
требуется по отопительно-бытовому графику. Температура сетевой воды в
подающем Tin и обратном т2п теплопроводах для скорректированного гра-
графика определяют по [9, форм. (IV.87), (IV.88)].
т2п = г, + -^- (Д/ =jjj - 0,5 6), D.25)
где Qo - относительный расход теплоты на отопление, представляющий
отношение теплового потока на отопление при нерасчетных условиях
к максимальному тепловому потоку:
Go - относительный расход сетевой воды, представляющий отношение рас-
расхода сетевой воды на отопление при нерасчетных условиях к максималь-
максимальному расходу воды, Go = G0IG0 „их- _
Относительный расход сетевой воды на отопление Go, в диапазоне
температур наружного воздуха +8°С - ?, когда в систему отопления посту-
поступает расход воды меньше расчетного, определяют по [9, форм. (IV.86)]
1-0,5р5-°-
Go = * с j-, D.26)
1+^
h-h Qo h-tc a0'2
где p8= QlmlQoxoAv Qhm=%Qhm> X - балансовый коэффициент, для открытых
систем теплоснабжения % = 1,1.
При температуре воды в обратной магистрали больше 60°С водоразбор
на горячее водоснабжение осуществляют только из обратной линии тепло-
тепловой сети, и тогда в местную отопительную систему поступает расчетный
расход сетевой воды Goma- Это позволяет оставить регулирование отпуска
теплоты в интервале температур наружного воздуха Гн -10 по отопительно-
бытовому температурному графику.
ПРИМЕР 4.6. Построить для открытой системы теплоснабжения гра-
график центрального качественного регулирования отпуска теплоты по со-
совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения (скорректиро-
(скорректированный температурный график). Для типового абонента QAm/GOmdx=0,25;
балансовый коэффициент х= 1,1. Расчетные расходы теплоты на отопление

335
0omax=2OO МВт, горячее водоснабжение Qt,m — 50 МВт. Температура горя-
горячей воды в системе горячего водоснабжения fA = 60°C, холодной воды
/Г=5°С, расчетная температура наружного воздуха для проектирования
отопления fo=-25°C, температура воздуха в отапливаемых помещениях
^=18°С, расчетная температура сетевой воды в подающей и обратной ма-
магистралях при to\ т1 = 150°С, Т2. = 7О°С. Местные системы отопления при-
присоединены к тепловым сетям по зависимым схемам.
Решение. Вначале строим графики Ti=/(fH), т2=/(/н) при регулирова-
регулировании отпуска теплоты по отопительной нагрузке (см. пример 4.4). Только в
связи с непосредственным водоразбором на горячее водоснабжение (от-
(открытая система), отопителыю-бытовой график имеет срезку не на 70°С, а
на 60°С (рис. 4.5). Как видно из рис. 4.5 т2 = 60°С при й=-15°С. Следова-
Следовательно, в интервале температур наружного воздуха -15.. -25 °С, когда т2 >
60°С и водоразбор на горячее водоснабжение осуществляется только из
обратного трубопровода относительный расход сетевой воды на отопление
G0 = G0/Gomsa,= 1, и регулирование отпуска теплоты соответствует отопи-
отопительному графику.
-25 °C
Рис. 4.5. Скорректированный температурный график центрального
качественного регулирования для открытых систем теплоснабжения
(пример 4.6)
В интервале температур наружного воздуха от +8°С до -15°С регули-
регулирование отпуска теплоты осуществляется по скорректированному темпера-

336 ГлаваЛУ
турному графику, при этом относительный расход сетевой воды на отопле.
ние определяется по формуле D.26), где
ps= 1,1 -50/200=0,275; 0=95 -70=25°С;
95 + 70
64,5°С; Qo =
Qo,
Найдем значения Qo и Go для /Н=+8°С:
77_ 18-8 _Л,
25
1-0,5 0,275
60-5
=0,63.
1 60-18 0,275 64,5 0,275
60-5 ' 0,23 60-5 0.230'2
Аналогично определяем относительные расходы теплоты Qo и Go на
отопление при температурах наружного воздуха от +8°С до -15°С. Данные
расчетов заносят в табл. 4.5.
Таблица 4.5
Данные для построения скорректированного температурного графика
Показатель
а
Go
Tin
Ъп
Температура наружного воздуха, °С
+8
0,23
0,63
62,5
33,3
+5
0,30
0,73
70,2
37,4
0
0,42
0,84
84,0
44,0
-5
0,53
0,91
95,8
49,4
-10
0,65
0,97
108,8
55,1
-15
0,77
1,00
122,0
60,0
Температуру воды в подающей и обратной магистралях находим по
формулам D.25) для *„ =+8°С:
т2п=18 +
64,5.^-0,5.25
)¦
33,3 °С,
где Дт=т1-Т2=150-70 =
Аналогично рассчитываем тщ и т2п при tH = +5, 0, -5, -10, -15°С. Полу-
Полученные значения заносим в табл. 4.5 и строим график температур воды в
подающей и обратной магистралях (см. рис. 4.5).

337
4.5. Определение расчетных расходов теплоносителя
в тепловых сетях
4.5.1. Закрытые системы теплоснабжения
При качественном регулировании отпуска теплоты расчетные расходы
сетевой воды на отопление и вентиляцию, т/ч, согласно [4] определяются
по следующим формулам:
где ть т2 - расчетные температуры сетевой воды соответственно в подаю-
подающем и обратном теплопроводах при t04 °C;
Qonux, Qvmax- соответственно максимальные тепловые потоки на ото-
отопление и вентиляцию при t0, кВт;
с - удельная теплоемкость воды, кДж/(кг-К).
Расчетные расходы сетевой воды на горячее водоснабжение, т/ч, зависят
от схемы присоединения водоподогревателей и определяются по [4, п. 5.2]:
а) при параллельной схеме присоединения водоподогревателей:
• среднечасовой
°21т~ с{т\-2ъУ D9)
• максимальный
D.30)
б) при двухступенчатых схемах присоединения водоподогревателей:
• среднечасовой
• максимальный
^ЗА max =~—, /_ jj™ » D-32)
где ti, Т2- температура воды в подающем и обратном теплопроводах в
точке излома графика температур воды, °С; Тз - температура воды по-
после параллельно включенного водоподогревателя при t'w рекомендует-
рекомендуется принимать Тз = 30°С.
Суммарный расчетный расход сетевой воды, т/ч, в двухтрубных теп-
тепловых сетях при качественном регулировании по отопительной нагрузке
Gd=Gomax + Gvnux + K3-Gihm, D.33)

338 Глава ly
где Къ - коэффициент, учитывающий долю среднего расхода воды на го.
рячее водоснабжение, принимается в зависимости от мощности систе.
мы теплоснабжения (для систем с тепловым потоком ?(? > 100 МВт
/5f3 = 1,0; для систем с ?G< 100МВт при отсутствии баков-аккумуля.
торов А = 192; при наличии баков-аккумуляторов Къ = 1,0).
Для потребителей при Qhmsu.lQoma> 1 при отсутствии баков-аккумуля.
торов, а также с тепловым потоком 10 МВт и менее, суммарный расчетный
расход воды определяется по [4, п. 5.3]
Gd=Gomax + Gv max + битах- D.34)
При центральном качественном регулировании отпуска теплоты по
совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения расчетный
расход сетевой воды в двухтрубных тепловых сетях определяется как сум-
сумма расходов воды на отопление и вентиляцию без учета нагрузки горячего
водоснабжения (К3=0)
Gd = Go ш + Gv „их- D.35)
Расчетный расход воды, т/ч, в неотопительный период определяют по
формуле
Gd=$G2hmax, D.36)
где Glhmax - максимальный расход сетевой воды на горячее водоснабже-
водоснабжение, при всех схемах присоединения водоподогревателей горячего во-
водоснабжения, определяемый по формуле D.30), где тепловую нагрузку
на горячее водоснабжение согласно [4, форм. 8] определяют с учетом
повышения температуры холодной воды до 15°С;
Р - коэффициент, учитывающий изменение расхода воды на горячее
водоснабжение в неотопительный период по отношению к отопитель-
отопительному, принимаемый для жилищно-коммунального сектора равным 0,8
(для курортных и южных городов Р = 1,5, для промышленных пред-
предприятий Р= 1,0).
4.5.2. Открытые системы теплоснабжения
Расчетные расходы сетевой воды, г/ч, на отопление и вентиляцию оп-
определяют по формулам D.27) и D.28), на горячее водоснабжение - по сле-
следующим выражениям:
• среднечасовой
—л%*
• максимальный
Суммарный расчетный расход сетевой воды, т/ч, в двухтрубных теп-
тепловых сетях при качественном регулировании отпуска теплоты по отопи-

339
хельной нагрузке определяется по формуле D.33), где коэффициент Къ
принимается равным:
• для систем с тепловым потоком ЕB > 100 МВт Я = 0,6; для систем с
?0
• для потребителей с пиша/паша. > 1 при отсутствии баков-аккумуля-
торов, а также с тепловым потоком 10 МВт и менее, суммарный расчетный
расход воды определяют по формуле D.34).
При центральном качественном регулировании отпуска теплоты по
совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения расчетный
расход воды в двухтрубных сетях определяется без учета нагрузки на горя-
горячее водоснабжение по формуле D.35).
В неотопительный период расчетные расходы воды в подающем и об-
обратном теплопроводах не одинаковы. Расход сетевой воды в подающем
трубопроводе Ga определяют по формуле
G3=P-G1Amax, D.39)
при этом максимальный расход воды на горячее водоснабжение G1/imax на-
находят по формуле D.38) при температуре холодной воды в летний период,
т.е.г/=15°С.
Расход сетевой воды в обратном трубопроводе принимают в размере
10% от расчетного расхода воды в подающем трубопроводе.
4.6. Выбор конструкции тепловой сети и разработка
монтажной схемы
Проектирование тепловых сетей начинается с выбора трассы и способа
их прокладки. В городах и других населенных пунктах трасса должна пре-
предусматриваться в отведенных для инженерных сетей технических полосах,
параллельно красным линиям улиц, дорогам и проездам, вне проезжей час-
части и полосы зеленых насаждений, а внутри микрорайонов и кварталов - вне
проезжей части дорог. При выборе трассы теплопроводов необходимо учи-
учитывать экономичность и надежность работы тепловых сетей. Наиболее
экономичной является тупиковая схема.
Выбор прокладки теплопроводов - надземный или подземный - реша-
решается с учетом местных условий и технико-экономических обоснований. В
жилых районах из архитектурных соображений обычно применяется под-
подземная прокладка тепловых сетей. Эксплуатация тепловых сетей показала,
что надземные теплопроводы долговечнее и более ремонтнопригодны по
сравнению с подземными. Поэтому желательно изыскивать возможность
хотя бы частичного применения в городах надземных теплопроводов на
низких отдельно стоящих опорах, в первую очередь, на окраинах городов, в
промышленных зонах, в районах, не подлежащих застройке.
С целью повышения надежности работы теплосетей целесообразно уст-
устраивать резервирование подачи теплоты потребителям за счет совместной

340 Главам
работы нескольких источников теплоты, а также устройства блокировочных
перемычек между магистралями тепловых сетей при подземной прокладке.
Резервная подача теплоты, принимаемая для пропуска 50-90% аварийно,
го расхода воды [4, п. 3.1, табл. 1], осуществляется в зависимости от расчетной
температуры наружного воздуха для отопления и диаметров трубопроводов.
Диаметр перемычки резервирования принимается равным меньшему
диаметру участка магистралей, к которым он присоединяется.
При выборе трассы тепловых сетей необходимо выдерживать норма-
нормативные расстояния от их строительных конструкций до зданий, сооруже-
ний и инженерных коммуникаций [4, прил. 6, 7].
Особенно строго должны выдерживаться нормативы при пересечении
с газопроводами и электрическими сетями. Подробные указания по выбору
трассы на территории населенных пунктов и промышленных предприятий
приведены в [4, п. 6.1-6.19], [1 с. 210-262]. Допускается пересечение рас-
распределительными теплопроводами диаметром до 300 мм жилых и общест-
общественных зданий при условии прокладки труб в технических коридорах с
устройством дренирующего колодца в нижней точке на выходе из здания.
При выборе трассы предусматривается один ввод тепловых сетей в
каждый квартал. В отдельных случаях в крупные кварталы устраивают по
два ввода. Допускается подключать рядом расположенные кварталы из од-
одной тепловой камеры.
6 курсовом проекте необходимо применять унифицированные типо-
типовые конструкции сборных железобетонных каналов, размеры которых за-
зависят от диаметров теплопроводов (табл. 4.6).
Выбор труб и арматуры при проектировании осуществляют по рабо-
рабочему давлению и температуре теплоносителя. Для тепловых сетей реко-
рекомендуется применять электросварные стальные прямошовные трубы или со
спиральным швом:
• для Dy до 400 мм трубы по ГОСТ 10705-91, ГОСТ 8732-78 сталь мар-
марки 10,20; по ГОСТ 10704-91 сталь В ст 3 сп 5;
• для Dy 5О0-=-800 мм - по ГОСТ 20295-85 сталь марки 17Г1С. Соеди-
Соединяют трубы с помощью сварки.
Основным видом запорной арматуры являются стальные задвижки с
ручным приводом при диаметре до 500 мм и электрическим при диаметре
более 500 мм. В последнее время расширяется применение шаровых кранов
и затворов.
Надежность и экономичность теплоснабжения повышается при ис-
использовании предизолированных труб. Подземные бесканальные предизо-
лированные трубопроводы являются механической конструкцией, состоя-
состоящей из стальной трубы, пенополиуретановой теплоизоляции и наружной
полиэтиленовой трубы-оболочки, которые жестко связаны друг с другом и
вместе с окружающим теплопровод грунтом образуют единую систему.
При использовании предизолированных труб вместо задвижек применя-
применяются запорные клапаны, что позволяет заменить традиционные железобетон-
железобетонные дорогостоящие теплофикационные камеры на сборные клапанные камеры.

Таблица 4 6
Основные типы сборных железобетонных каналов для тепловых сетей серии 3.006-2
мм
50
80
100
150
200
250
300
400
500
600
700
700
800
1000
Марка
канала
КЛ 60-45
КЛ 90-60
КЛ 90-60
КЛ 90-60
КЛ 120-60
КЛс 150-90
КЛс 150-90
КЛС 210-120
КЛС 210-120
КЛс 210-120
КЛс 210-120
ТЛ 240-180
ТЛ 240-180
ТЛ 300-180
Размеры к
внутренние
600x450
900x600
900x600
900x600
1200x600
1500x900
1500x900
2100x1200
2100x1200
2100x1200
2100x1200
2400x1800
2400x1800
3000x1800
анала, мм
наружные
850x630
1150x780
1150x780
1150x780
1450x780
1740x1070
1740x1070
2380x1470
2380x1470
2380x1470
2380x1470
2780x2140
2780x2140
3380x2180
Расстояния, мм
от стенки канала
до изоляции
70
70
80
80
80
80
100
100
110
ПО
ПО
ПО
120
120
между изоляционными
поверхностями
100
100
140
140
140
140
160
200
200
200
200
200
250
250
от изоляции до
дна канала
100
100
150
150
150
150
150
180
180
180
180
180
200
300
Примечание Расстояние от перекрытия канала до изоляции следует принимать
для труб d=25~ 250 мм не менее 50 мм,
d=200 - 400 мм не менее 70 мм,
rf=500 мм и более -100 мм

342 Главалу
Монтажная схема разрабатывается после выбора трассы, способа про,
кладки тепловых сетей и предварительною гидравлического расчета, по
которому определяют диаметры теплопроводов.
Монтажная схема вычерчивается в две линии, причем подающий теп-
теплопровод располагается с правой стороны по ходу движения теплоносителя
от источника теплоты. В местах ответвлений к кварталам или зданиям пре-
дусматривают тепловые камеры.
Составление монтажной схемы заключается в расстановке на трассе те-
тепловых сетей неподвижных опор, компенсаторов и запорно-регулирующей
арматуры. На участках между узловыми камерами, т.е. камерами в узлах от-
ответвлений, размещают неподвижные опоры, расстояние между которыми
зависит о г диаметра теплопровода, типа компенсатора и способа прокладки
тепловых сетей (табл. 4.7). В каждой узловой камере устанавливают непод-
неподвижную опору. На участке между двумя неподвижными опорами предусмат-
предусматривают компенсатор [4, п. 7.30-7.35]. Повороты трассы теплосети под углом
90-130° используют для самокомпенсации температурных удлинений, а в
местах поворотов под углом более 130° устанавливает неподвижные опоры.
Основные технические характеристики двухеильфонных СКУ с повы-
повышенной компенсирующей способностью приведены в таблице 4.8.
Таблица 4.7
Расстояние между неподвижными опорами, м
Диаметр тепло-
теплопровода d, мм
100
125
150
175
200
250
300
350
400
450
500
600
700
800
900
1000
1200
Прокладка
сальниковые компенсаторы
канальная
70
70
80
80
80
100
100
120
140
140
140
160
160
160
160
160
160
бесканальная
—
25
30
35
50
60
70
70
70
70
80
80
80
100
100
120
120
П-образные
компенсаторы
80
90
100
100
120
120
120
140
160
160
180
200
200
200
200
200
200
Примечания. Расстояние между неподвижными опорами при П-ображых ком-
компенсаторах принимаются1 для труб d=50 мм - 50 м, d=10 мм - 55 м, d=80 мм - 65 м.

Таблица 4
Основные технические характеристики двухсильфонных СКУ с повышенной компенсирующей способностью
Условное обозначение
СКУ
2СКУ-16-50-140
2СКУ-16-65-140
2СКУ-16-80-140
2СКУ-16-100-160
2СКУ-16-125-180
2СКУ-16-150-200
2СКУ-16-200-280
2СКУ-16-250-320
2СКУ-16-300-360
2СКУ-16-350-360
2СКУ-16-400-380
2СКУ-16-500-400
2СКУ-16-600-400
2СКУ-16-700-420
2СКУ-16-800-420
2СКУ-16-900-420
2СКУ-16-1000-440
Условное
давление, Рг
МПа(кгс/см2)
1,6A6)
Условный
диаметр,
Dy,uwi
50
65
80
100
125
150
200
250
300
350
400
500
600
700
800
900
1000
Амплитуда
осевого хода,
±А,мм
70
70
70
80
90
100
140
160
180
180
190
200
200
210
210
210
220
Коэффициент
местного сопро-
сопротивления, С
0,350
0,350
0,300
0,260
0,220
0,200
0,115
0,103
0,087
0,129
0,113
0,093
0,080
0,060
0,057
0,045
0,040
Жесткость
осевого хода,
Съ кгс/см
146
146
202
268
103
109
177
130
119
160
217
270
276
318
280
350
357
Эффективная
площадь,
5эф, см2
68
68
89
133
190
279
452
680
960
1269
1575
2444
3419
4363
5745
7182
8638
Примечание 2СКУ-16-50-140
| компенсирующая способность, мм
условный диаметр, мм
условное давление, кгс/см2
двухсильфонное компенсирующее устройство

344
При бесканальной прокладке теплопроводов участки теплосети в мес-
тах поворотов прокладывают в каналах, тип и размеры которых принимают
по табл. 4.6. В каналах необходимо прокладывать также участки теплопро.
водов, примыкающие к П-образным компенсаторам, сами компенсаторы, а
также участки входов и выходов теплопроводов в камеры. Эти участки ка-
налов принимают длиной 1,5-2 м.
Тип неподвижных опор, их конструкция и размеры приведены в [\f c
26-29].
Камеры тепловых сетей могут выполняться из сборных бетонных и
железобетонных элементов или монолитными. Их габаритные размеры
определяют из условия удобства и безопасности обслуживания и обеспече-
обеспечения нормативных расстояний между строительными конструкциями и обо-
оборудованием [4, прил. 7, табл. 3].
В курсовом проекте необходимо выполнить рабочие чертежи оборудо-
оборудования одной из тепловых камер.
Неподвижную опору располагают на теплопроводах большего диамет-
диаметра. Для спуска в камеру и выхода из нее предусматривают не менее двух
люков, металлические лестницы или скобы. При площади камеры по внут-
внутреннему обмеру более 6 м2 устанавливается четыре люка. Дно устраивается
с уклоном 0,002 в сторону приямка для сбора и удаления воды. На всех
ответвлениях теплопроводов в камере устанавливают отключающую арма-
арматуру. Переход на другой диаметр труб осуществляют в пределах камеры.
Минимальная высота камеры принимается 2 м.
С целью уменьшения высоты камеры и заглубления тепловых сетей за-
задвижки могут устанавливаться под углом 45° или горизонтально. В местах
установки секционирующих задвижек со стороны источника теплоты уст-
устраивается перемычка между подающим и обратным теплопроводами диа-
диаметром, равным 0,3 диаметра теплопровода. На перемычке устанавливается
две задвижки, а между ними - спускной контрольный вентиль d=25 мм.
Допускается увеличивать расстояние между секционирующими за-
задвижками до 1500 м на трубопроводах d- 400-500 мм при условии за-
заполнения секционированного участка водой или спуска ее в течение 4 ч,
для трубопроводов d > 600 мм - до 3000 м при условии заполнения уча-
участка водой или спуска воды в течение 5 ч, а для надземной прокладки
d> 900 мм - до 5000 м.
При установке задвижек большого диаметра с электроприводом неза-
независимо от способа прокладки тепловых сетей вместо тепловых камер могут
устраиваться надземные павильоны.
В камерах на ответвлениях к отдельным зданиям при диаметре ответв-
ответвлений до 50 мм и длине до 30 м запорную арматуру допускается не уста-
устанавливать. При этом должна предусматриваться запорная арматура, обес-
обеспечивающая отключение группы зданий с суммарной тепловой нагрузкой
до 0,6 МВт.

345
Тепловая камера должна быть изображена в плане и в двух разрезах. В
случаях, когда конструкция и расположение оборудования в камере ясны
03 плана и одного разреза, второй можно не выполнять.
4.7. Гидравлический расчет водяных тепловых сетей
В задачу гидравлического расчета входит определение диаметров те-
теплопроводов, давления в различных точках сети и потерь давления на
участках.
Последние складываются из потерь давления на трение по длине тру-
трубопровода (линейные потери) и в местных сопротивлениях:
Потери давления на трение (линейные), Па, определяются по формуле:
АР =*^р.? = Ш
где Я. - коэффициент трения;
E,d- длина и внутренний диаметр участка трубопровода, м;
\) - скорость движения теплоносителя, м/с;
р - плотность теплоносителя, кг/м3;
R - удельное падение давления в трубопроводе, Па/м.
Удельные потери давления на трение должны определяться на осно-
основании технико-экономических расчетов. В курсовом проекте, когда рас-
располагаемый перепад давления в тепловой сети не задан, удельные потери
давления в магистральных теплопроводах следует принимать в пределах
30-80 Па/м, для ответвлений - по располагаемому давлению.
При заданном перепаде давления по всей сети АР, средние удельные
потери давления определяют по формуле
где cti = tj I - отношение эквивалентной и фактической длин участка, оп-
определяющее долю потерь давления в местных сопротивлениях от ли-
линейных потерь, принимается по [4, приложение 5], [10, табл. 7.3].
Потери давления в местных сопротивлениях определяются по формуле:
41".-«^р.
1Де Е? - суммарный коэффициент местных сопротивлений на участке
трубопровода.
Значения коэффициентов местных сопротивлений приведены в [2,
табл. 4,15], [10, табл. 7.1].

346 Глава iy
Потери давления в местных сопротивлениях можно заменить эквива
лентными гидравлическими сопротивлениями по длине, т.е. на такую дд^
ну прямолинейного трубопровода ?„ линейные потери давления в которой
численно равны потерям давления в местных сопротивлениях
тогда
потери давления на участке
Значения эквивалентных длин местных сопротивлений приведены в
[10, табл. 7.2], [9, прилож. 17], [11, прилож. 15].
При определении потерь давления (напора) на участках тепловой сети
по сумме коэффициентов местных сопротивлений ??, потери напора нахо-
находят как
где ДЯЛ = —*-= линейные потери напора на участке, м.
Потери напора в местных сопротивлениях Л#м определяют по номо-
номограмме [2, рис. 4.34] в зависимости от ?? и 1).
Гидравлический расчет закрытой системы теплоснабжения выполня-
выполняется для подающего теплопровода, принимая диаметр обратного теплопро-
теплопровода и падение давления в нем такими же, как и в подающем.
Гидравлический расчет водяных тепловых сетей производят для зим-
зимнего, летнего режимов, а также для аварийного режима в зимний период.
Гидравлический расчет открытой системы теплоснабжения для зимне-
зимнего периода выполняют для двух режимов:
1) при отсутствии водоразбора на горячее водоснабжение, когда рас-
расчетные расходы теплоносителя, а следовательно, и потери давления в по-
подающем и обратном теплопроводах будут равными (расчет производят
только для подающего теплопровода);
2) при максимальном водоразборе на горячее водоснабжение из обрат-
обратного теплопровода (расчет выполняют для подающего и обратного тепло-
теплопроводов).
Гидравлический расчет производят в следующей последовательности:
- выбирают на трассе тепловых сетей расчетную магистраль, как пра-
правило, наиболее протяженную и загруженную, соединяющую источник теп-
теплоты с дальними потребителями;
- разбивают тепловую сеть на расчетные участки, определяют соглас-
согласно разделу 4.5 расчетные расходы теплоносителя Gd и измеряют по генпла-
генплану длину участков;

347
- задавшись удельными потерями давлений на трение R C0—80 Па/м),
и из расходов теплоносителя на участках, по таблицам или номо-
номограммам [2, номограммы 4.27^-4.33], [9, рис. VI.2], [10, рис. 7.2], [11, рис. П
15.4] составленным для труб с коэффициентом эквивалентной шероховато-
шероховатости Ке = 0,5 мм, находят диаметр теплопровода, действительные удельные
0Отери давления на трение и скорость движения теплоносителя, которая
должна быть не более 3,5 м/с;
- определив диаметры расчетных участков тепловой сети, разрабаты-
разрабатывают монтажную схему теплопроводов, размещая по трассе запорную ар-
арматуру, неподвижные опоры, компенсаторы (см. раздел 4.6);
- по монтажной схеме устанавливают местные сопротивления на рас-
расчетных участках и по [9, прил. 17] находят эквивалентную длину ?е мест-
местных сопротивлений или сумму коэффициентов местных сопротивлений Е4
[1, с. 136, табл. 9.8], [2, табл. 4.15], [11, табл. П 15.1];
- приведенную длину V расчетного участка тепловой сети определяют
как сумму ?'=t + tf\
- потери давления на расчетных участках тепловой сети находят как
ДР-Я-Г;
- потери напора на участках, м:
98
-вычисляют суммарные потери напора в подающем теплопроводе
расчетной магистрали;
- ответвления и другие магистрали рассчитывают по располагаемому
перепаду давлений в точке присоединения ответвлений к расчетной маги-
магистрали. При этом невязка между потерями давления в ответвлениях и рас-
располагаемым давлением не должна превышать 10%. Когда невозможно
уравнять потери давления в рассчитываемых магистралях за счет измене-
изменения диаметров трубопроводов, избыточное давление гасится на абонент-
абонентских вводах диафрагмами.
Гидравлический расчет теплопроводов для летнего периода сводится к
определению потерь давления на расчетных участках сети при известных
диаметрах теплопроводов по летним расчетным расходам теплоносителя.
При этом для закрытых систем теплоснабжения из-за одинакового расхода
сетевой воды в подающем и обратном теплопроводах гидравлический рас-
расчет выполняют только для подающей линии теплосети. Для открытых сис-
систем при различных расходах теплоносителя в подающей и обратной маги-
магистралях тепловой сети гидравлический расчет производят отдельно для
каждого теплопровода.
ПРИМЕР 4.7. Произвести гидравлический расчет магистральных теп-
теплопроводов двухтрубной водяной тепловой сети закрытой системы тепло-
теплоснабжения с сальниковыми компенсаторами. Расчетная схема приведена на
рис. 4.6.

348
Глава IV
Источник
теплоты
940D58)
0/= 490B39)
/ 300
Gd= 350A70)
P^fp
ц= 450B19)^
/ « = 700 ^
7TT7 /if/
n
200(97)
Л 0^300A46),
10
Рис. 4.6. Расчетная схема тепловой сети (закрытая система теплоснабжения)
в числителе - расчетный расход воды, т/ч, (пример 4.7), в скобках - расход воды
для летнего режима (пример 4.8), в знаменателе - длина участка, м
Решение Расчет производим для зимнего режима. Расходы сетевой
воды на отопление и вентиляцию каждого квартала находят по формулам
D.27), D.28), на горячее водоснабжение - в зависимости от схемы присое-
присоединений водоподогревателей по формулам D.29)-гD.32). Зная расходы се-
сетевой воды, отдельными кварталами определяют суммарные расчетные
расходы воды Gd на участках тепловой сети по формуле D.33) или D.35) в
зависимости от способа центрального регулирования отпуска теплоты.
По расчетным расходам сетевой воды Gd и нормируемым потерям дав-
давления Д = 30-^80 Па/м по номограммам [2, рис. 4.27^-4.33], [9, рис. VI.2],
[11, рис. П 15-4] находят диаметры труб, действительные значения удель-
удельных потерь давления R и скорости движения теплоносителя х>. Значения
найденных d, R и х> заносят в табл. 4.9.
После установления диаметров теплопроводов производится разра-
разработка монтажной схемы с расстановкой всех компенсаторов, секциони-
секционирующих задвижек, запорной арматуры, камер, неподвижных опор
(рис. 4.7). Подающий теплопровод располагается с правой стороны, по ходу
движения теплоносителя. Естественные повороты теплосети на 90-130°
используются для самоконпенсации температурных удлинений теплопро-
теплопроводов (У П 1).

Таблица 4 9
Гидравлический расчет водяной тепловой сети (зимний режим)
№
участка
1
т/ч
2
dy,
мм
3
dexs,
мм
4
я,
Па/м
5
и,
м/с
6
м
7
м
8
м
9
Па
10
м
11
Едя,
м
12
Основная магистраль
1
2
3
4
5
6
7
175
300
450
940
200
350
490
250
300
350
450
250
300
350
273x8
325x8
377x9
478x7
273x8
325x8
377x9
42
47
48
54
0,95
1,15
1,8
1,6
320
300
700
280
36.62
41,71
78,88
46,70
Ответвление от магистрали Яра(
56
64
59
1,1
1,35
1,4
320
300
300
36,62
41,71
52,90
356,62
341,71
778,88
326,70
14978,04
16060,4
37386,2
17641,8
„=^^.3=6,85 м
356,62
341,71
352,90
19970,7
21869.4
20803,4
100 = 8,0% < 10%
1,50
1,61
3.74
1,76
2,0
2,2
2,1
1,50
3,11
6,85
8,61
2,0
4,2
6,3
Резервная перемычка
П
225
300
325x8
25
0,85
300
69,45
369,45 | 9236,25
0,92

Рис. 4.7. Монтажная схема теплопровода (пример 4.7)

351
Для создания резервирования подачи воды потребителям между УТ 12
й УТ 6 предусматривается перемычка, а в камерах УТ2 и УТ 5 - задвижки
да магистрали. Диаметр перемычки резервирования принимается равным
меньшему диаметру участка магистралей, к которым он подсоединяется
(^у 300 мм).
Значения эквивалентных длин местных сопротивлений на участках се-
сети принимают по [9, прилож. 17], [11, прилож. 15]:
участок 1 (d250 мм): >, 4 Э, 1; ее= 1,1 + 4-3,33 + 22,2 = 36,62 м;
участок 2 {d300 мм): >, 3 Э, 2 1, ?,= 1,4 + 3-4,17 + 2-13,9 =41,71 м;
участок 3 (d 350 мм): >, х, 6 Э, L, х, 21, ?е =
= 1,68 + 4,3 + 6-5 + 5 + 4,3 + 2-6,8 = 78,88 м;
участок4 (J450 мм): 2 Э, 1, /,=2-11,7 + 23,3=46,7 м.
Значения fe заносим в графу 8 табл. 4.9. Аналогично находят эквива-
эквивалентные длины местных сопротивлений на участках 5, 6, 7.
Определив 1е находят приведенную длину расчетного участка V=t +
le (графа 9) и потери давления &P = Rf (графа 10). Потери напора на участ-
участке и суммарные потери напора в магистрали заносят в графы 11 и 12.
Ответвление от основной магистрали (участки 5-6-7) рассчитывают
на располагаемый напор //рас = ХА#1-з = 6,85 м, при этом невязка между
потерями напора на этих участках и располагаемым напором не должна
превышать 10%.
Резервная перемычка. Предположим, что авария произошла на уча-
участке 3. Для этого данный участок изолируется, закрывают задвижки в УТ 2
и УТ 5, и сетевая вода к потребителям кварталов 74-12 поступает через ре-
резервную перемычку, для чего открывают задвижки в УТ 12 и УТ 6. Соглас-
Согласно [4, п. 3.1] резервная подача теплоты предусматривается в зависимости
от расчетной температуры наружного воздуха и диаметров теплопроводов.
Предположим, что для нашего случая резервная подача теплоты составляет
50%. Тогда расход воды через перемычку составит
G^-0,5 =450-0,5 =225 т/ч.
При этом скорость воды не должна превышать 3,5 м/с.
Эквивалентная длина местных сопротивлений на перемычке:
^ = 20,8 + 4,27 + 3-4,17 + 4,27 + 27,8 = 69,45.
Расчет потерь давления на перемычке сводят в табл. 4.9.
ПРИМЕР 4.8. Определить потери давления в водяной тепловой сети
закрытой системы теплоснабжения, представленной на рис. 4.6, для летнего
режима. Диаметры теплопроводов принять из гидравлического расчета во-
водяной тепловой сети для зимнего режима (см. пример 4.7).
Решение. Вначале определяют максимальные тепловые нагрузки на
горячее водоснабжение каждого квартала Qhiaax = 2AQhm с учетом формулы
(8) [4], затем по формуле D.36) находят расходы сетевой воды G;}, т/ч, ко-

352 Главам
торые для летнего режима при всех схемах присоединения водоподогрева.
телей горячего водоснабжения определяют как для параллельной схемы по
формуле D.30).
Составляют расчетную схему тепловой сети (рис. 4.6), где расчетные
расходы воды для летнего режима показаны в скобках.
Потери напора на участках сети ЛЯ5, м, определяют по выражению
'(§)¦•
где АН— потери напора на участке в зимний период, м (табл. 4.9, графа 11);
Gd- расход воды на участке для зимнего режима, т/ч (табл. 4.9, графа 2).
Гидравлический расчет сводим в таблицу 4.10.
Таблица 4.10
Гидравлический расчет водяной тепловой сети (летний режим)
№ участка
1
1
2
3
4
СЛт/ч
2
175
300
450
940
ДЯ.м
3
1,50
1,61
3,74
1,76
Gj,T/4
4
85
146
219
458
Д//\м
5
0,35
0,38
0,89
0,42
ЕД//',м
6
0,35
0,73
1,62
2,04
Ответвление
5
6
7
200
350
490
2,0
2,2
2,1
97
170
239
0,47
0,52
0,50
0,47
0,99
1,49
Расчетные потери напора в сети в летний период ХАЯ =2,04 м.
Гидравлический расчет водяной тепловой сети для летнего режима
можно выполнить обычным способом, как и для зимнего режима, при лет-
летних расчетных расходах воды на участках и известных диаметрах тепло-
теплопроводов, определенных для зимнего режима. В таблице 4.10а приведен
гидравлический расчет для участков 4 и 3.
Таблица 4.10*
Гидравлический расчет участков №4 и №3 для летнего периода
№
уч-ка
4
3
GS,
т/ч
458
219
мм
450
350
dexs,
мм
478x7
377x9
Па/м
13
11,5
V,
м/с
0,8
0,62
е,
м
280
700
?^
М
46,7
78,88
г=е+ее,
м
326,7
778,88
Па
4247,1
8957,12
Д/Л
м
0,42
0,89

353
ПРИМЕР 4.9. Произвести гидравлический расчет водяной тепловой
сети открытой системы теплоснабжения при максимальном водоразборе на
горячее водоснабжение из обратного теплопровода. Регулирование отпуска
теплоты осуществляется по совмещенной нагрузке отопления и горячего
водоснабжения. Расчетная схема теплосети показана на рис. 4.8.
Рис. 4.8. Расчетная схема тепловой сети (открытая система) (пример 4.9)
Решение При максимальном водоразборе на горячее водоснабжение
из обратного трубопровода расходы воды в подающем Сщ и обратном Gjo
теплопроводах будут различными, поэтому гидравлический расчет ведут
отдельно для каждого трубопровода, причем диаметр обратного теплопро-
теплопровода принимают таким же, как и для подающего трубопровода.
Расходы сетевой воды на отопление и вентиляцию каждого квартала
определяют по формулам D.27) и D.28), на горячее водоснабжение - по
D.38). Расходы воды в подающем и обратном трубопроводах каждого
квартала находят по выражениям:
Gjn = Go max + Gv max* Gdo = Gdn- Gl/imax-
Определив расходы воды по кварталам, составляют расчетную схему
тепловой сети и находят расходы воды по участкам сети:
участок 1: Gdn = 'Z(Gonax + Gvmax) кв. 9 и 12,
участок 2:
Gjnyn ] + E(Gomax + Gvmax) кв. 8 и 11,
Grfo = Gdh-EGi/IIIiaxKB. 8, 9, 11 и 12,
12- 1987

354 Глава IV
участок 3: Gdn=Gdny42 + Z(Gomax + Gvnux) кв. 7 и 10,
G<to = Gdn-EG1,imaxKB.7-12,
участок 4: Gdn=Gdny43 + G^y,?,
G^G^-SGw,™» кв. 1-12.
Аналогично определяют расходы воды по остальным расчетным уча-
сткам сети.
Исходя из расчетного расхода теплоносителя G^, и нормируемого удель-
удельного падения давления /?=30ч-80 Па/м определяют по номограммам [2, рис.
4.27-=-4.33], [9, рис. VI.2], [11, рис. П 15-4] диаметр подающего теплопровода,
действительное значение удельных потерь давления R, скорости движения
теплоносителя и, принимая диаметр обратного трубопровода таким же.
Потери давления и скорость движения теплоносителя в обратном тру.
бопроводе находят по тем же номограммам, исходя из расхода воды G&, и
принятого диаметра трубопровода.
Зная диаметры участков теплопроводов, разрабатывают монтажную
схему тепловой сети: устанавливают неподвижные опоры, компенсаторы,
запорную арматуру, секционирующие задвижки (рис. 4.7).
Значения эквивалентных длин местных сопротивлений на участках се-
сети ie принимают по [9, прилож. 17], [11, прилож. 15]:
-участок 1, d=250 мм;
подающий трубопровод: >, 4 Э, 1; 1е = 1,1 + 4 ¦ 3,33 + 22,2 = 36,62 м;
обратный трубопровод: 1,4 Э, >; ie=33,3 + 4¦ 3,33 + 1,1 =47,72 м;
-участок 2, d=300 мм:
подающий трубопровод: >, 3 Э, 21; ?е = 1,4 + 3-4,17+2 • 13,9=41,71 м;
обратный трубопровод: 21,3 Э, >; ^=2-20,8 + 3-4,17 + 1,4 = 55,5 м;
- участок 3, d=350 мм:
подающий трубопровод: >, 2 х, 6 Э, L, 21;
1е= 1,68 + 4,3 + 6-5+5+4,3 + 2-16,8=78,88 м;
обратный трубопровод: 21, ix, 6 Э, tx, , >;
?, = 2-25,2 + 4,3 + 6-5 + 5 + 4,3 + 1,68 = 95,68 м;
- участок 4, d 450 мм:
подающий трубопровод: 2 Э, 1; te = 2-11,7 + 23,3 =46,7 м;
обратный трубопровод: 1, 2 Э; ?г=35 + 2-11,7 = 58,4 м.
Определив эквивалентные длины местных сопротивлений, находят
приведенную длину участка ?' = ? + 1„ потери давления на участке tsP=Rl'
и суммарные потери давления в сети.
Если из-за малого расхода воды в обратном трубопроводе нельзя по
номограмме определи! ь удельные потери давления, их рассчитывают по
формуле [4, прилож. 4], [9, форм. VI.9].
Гидравлический расчет основной магистрали сводят в таблицу 4 11.

Таблицами
Гидравлический расчет открытой системы теплоснабжения
№
уч-
ка
е.
м
Подающий теплопровод
G&»
т/ч
4'.
мм
R.
Па/м
и,
м/с
м
1'=
= t+te,
м
АР„=
=Ri\
Па
Обратный теплопровод
G*,,
т/ч
мм
R,
Па/м
и,
м/с
м
Г=
м
ДЛ,=
=Rt',
Па
Основная магистраль
1
2
3
4
320
300
700
280
175
300
450
940
250
300
350
450
42
47
48
54
0.95
1,15
1,80
1,60
36,62
41,71
78,88
46,70
356,62
341,71
778,88
326,70
14978
16060
37386
17641
52
НО
150
320
250
300
350
450
3,8
5,8
5,4
6,4
0,28
0,41
0,42
0,55
47,72
55,51
95,68
58,4
367,72
355,51
795,68
338,4
1397
2061
4296
2165
?ДРо=9921Па

356 Главам
4.8. Определение расходов воды и гидравлический
расчет сети при аварийных режимах
Согласно [4] в тепловых сетях должно предусматриваться резервиро.
вание подачи теплоты потребителям за счет совместной работы источников
теплоты, а также устройства перемычек между тепловыми сетями смежных
магистралей.
ПРИМЕР 4.10. Определить потери давления в двухтрубной тепловой
сети (рис. 4.6 и 4.7) при аварийном режиме на участке 3. Расходы воды ц
диаметры теплопроводов при нормальном режиме принять из гидравличе-
гидравлического расчета примера 4.7. Расчетная температура наружного воздуха для
отопления го=-50°С.
Решение. При аварии на участке 3 задвижки по основной магистрали
в УТ 2 и УТ 5 закрываются и открываются на перемычке в УТ 12 и УТ б.
Сетевая вода к кварталам 7-12 подается через перемычку. Резервный рас-
расход воды определяется в зависимости от расчетной температуры наружно-
наружного воздуха для проектирования отопления и диаметров теплопроводов [4, п.
3.1, табл. 1].
Участок 1: Расход сетевой воды на участке при нормальном режиме
Gd= 175 т/ч. С учетом снижения подачи воды на 50% расход воды при ава-
аварийном режиме составит Gd = 175-0,5 = 87,5 т/ч.
Участок 2' - между камерами УТ 6 и УТ 7 длиной 200 м. Расход воды
при нормальном режиме Gd=300 т/ч, при аварийном Gd=300 • 0,5 = 150 т/ч.
Участок 2" - между камерами УТ 6 и УТ 5 длиной 100 м. Сумма рас-
расчетных расходов воды на кварталы 7 и 10 составит при нормальном режиме
150 т/ч, при аварийном - Gd= 150-0,5 =75 т/ч.
Итого по перемычке при аварийном режиме проходит расход воды
Gj = Gdy4 v + Gjytr = 150 + 75 =225 т/ч.
Участок 6' - между камерами УТ 11 и УТ 12 длиной 100 м. Расход во-
воды при нормальном режиме Gd=350 т/ч, при аварийном Gj = 350 +
225 = 575 т/ч.
Участок 7: Расход воды при нормальном режиме Gd=490 т/ч, при ава-
аварийном Gj=490 + 225=715 т/ч.
Участок 4: Расход воды при аварийном режиме Gd = 715 т/ч.
Гидравлический расчет сети при аварийном режиме сведен в таблицу
4.12.
Для подачи теплоносителя потребителям в аварийных режимах не-
необходимо предусмотреть в источнике теплоты специальную группу на-
насосов.

Таблица 4.12
Гидравлический расчет тепловой сети при аварийном режиме
№
уч-
ка
1
1
2'
П
6'
7
4
Gj, т/ч, при
нормальном
режиме
2
175
300
—
350
490
940
Снижение
или увеличе-
увеличение подачи
3
-50%
-50%
—
+225
+225
—
G'a, т/ч, при
аварийном
режиме
4
87,5
150
225
575
715
715
dy,
мм
5
250
300
300
300
350
450
R,
Па/м
6
11
13
25
175
120
32
и,
м/с
7
0,49
0,57
0,86
2,20
2,10
1,25
L
м
8
320
300
300
100
300
280
м
9
36,62
36,14
69,45
26,37
52,9
39,7
= t + ?e,M
10
356,62
336,14
369,45
126,37
352,90
319,70
AP,,=Rtf,
Па
11
3922,82
4369,82
9236,25
22114,75
42348,0
10230,4
?др,
Па
12
3922,82
8292,64
17528,89
39643,64
81991,64
92222,04
Таким образом, потери давления в тепловой сети при аварийном режиме составляют АР=92222,04 Па или 9,22 м,
что больше, чем при нормальном режиме АР = 8,61 м (пример 4.7). При расчетах аварийных режимов скорость воды
в трубопроводах не должна превышать 3-3,5 м/с.

358 ГлаваЛУ
4.9. Разработка графиков давлений и выбор схем
присоединения абонентов к тепловым сетям
После выполнения гидравлического расчета водяных тепловых сетей
приступают к построению графика давлений для расчетной магистрали и
характерных ответвлений. Напор, м, отсчитанный от оси прокладки тепло-
провода, называется пьезометрическим, а график давлений - пьезометриче-
пьезометрическим графиком (графиком напоров).
Пьезометрический график позволяет: определить напор и располагае-
располагаемый напор в любой точке сети; учесть взаимное влияние рельефа местно-
местности, высоты присоединенных потребителей и потерь напора в сети при раз-
разработке гидравлического режима; выбрать схемы присоединения потреби-
потребителей; подобрать сетевые и подпиточные насосы, авторегуляторы.
Пьезометрический график строится для статического и динамического
режимов системы теплоснабжения. При его построении за начало коорди-
координат принимают отметку оси сетевых насосов, условно считая, что она сов-
совпадает с отметкой земли на выходе теплопровода из ТЭЦ. По оси ординат
откладывают значения напоров в подающей и обратной магистралях теп-
тепловой сети, отметки рельефа местности и высоты присоединенных потре-
потребителей; по оси абсцисс строят профиль местности и откладывают длину
расчетных участков теплопровода. Ввиду небольшого заглубления тепло-
теплопроводов (около 1,5 м) ось теплотрассы условно принимают совпадающей
с поверхностью земли.
После построения профиля местности и нанесения высот присоеди-
присоединенных потребителей начинают разработку графика напоров при гидроста-
гидростатическом режиме, когда циркуляция теплоносителя в тепловой сети отсут-
отсутствует и напор в системе поддерживается подпиточными насосами. При
таком режиме график напоров представляет собой прямую, параллельную
оси абсцисс. Построение линии статического напора ведут из условия за-
заполнения водой отопительных установок всех потребителей и создания в
их верхних точках избыточного напора 3-5 м. Максимальный статический
напор в тепловой сети при присоединении отопительных установок по за-
зависимым схемам не должен превышать 60 м из условия механической
прочности чугунных отопительных приборов.
При выполнении проекта следует стремиться к установлению одина-
одинакового статического напора для всей системы теплоснабжения, но когда
невозможно достигнуть этого условия, систему теплоснабжения разделяют
на несколько статических зон или присоединяют потребители по независи-
независимой схеме.
После построения линии статического напора приступают к разработ-
разработке графиков напоров при гидродинамическом режиме, когда циркуляция
теплоносителя в тепловой сети осуществляется сетевыми насосами. По-
Построение пьезометрического графика при данном режиме начинают с нане-
нанесения линий максимальных и минимальных пьезометрических напоров для
подающей и обратной магистралей тепловых сетей. Максимальный напор в

359
додающем теплопроводе не должен превышать 160 м по условию прочности
стальных трубопроводов и арматуры. Минимальный напор должен обеспе-
обеспечивать невскипание теплоносителя при его циркуляции в сети. Условия нев-
скипания определяют в зависимости от расчетной температуры воды.
Для обратного теплопровода максимальный пьезометрический напор
При зависимых схемах присоединения потребителей не должен превышать
50 м из условия механической прочности чугунных отопительных прибо-
приборов, при независимых схемах 100 м из условия прочности водоподогрева-
телей. Минимальный пьезометрический напор для обратной магистрали
должен обеспечивать избыточный напор в сети для зашиты системы от
подсоса воздуха и предупреждения кавитации насосов. Минимальный на-
напор принимают равным 5 м.
Определив максимальный и минимальный напоры для подающей и
обратной магистралей тепловой сети, их наносят на график, при этом ли-
линии предельных значений напоров следуют эквидистантно профилю по-
поверхности земли по длине трассы. Линии действительных гидродинамиче-
гидродинамических пьезометрических напоров подающей и обратной магистралей не
должны выходить за линии предельных значений напоров.
* Методика построения пьезометрического графика при статическом
и динамическом режимах приводится в [7, с. 149-155], [10, с. 206-215],
[9, с. 175-179], [1, с.137-146].
При построении пьезометрического графика необходимо учитывать,
^ что требуемый напор у всасывающего патрубка сетевого насоса составляет
5-25 м в зависимости от марки насоса. Располагаемый напор для квартала
определяется суммой потерь напора в водоподогревательной установке
ЦТП, внутриквартальной сети и в системе отопления, что составляет около
25-30 м при зависимой схеме присоединения систем отопления и 20-25
t при независимой. На графике необходимо показывать потери напора у ис-
источника теплоты, которые принимаются равными 25-30 м.
Пьезометрические графики строят для зимнего и летнего режимов, а
при открытых системах теплоснабжения - дополнительно для режима мак-
* симального водоразбора на горячее водоснабжение из обратного теплопро-
теплопровода. Потери напора в теплопроводах в летний период определяют путем
гидравлического расчета.
При построении графика для летнего периода необходимо учитывать,
что располагаемый напор для квартала равен потерям напора только в во-
доподогревательной установке ЦТП (закрытая система теплоснабжения).
В проекте необходимо изложить требования, предъявляемые к гидравли-
гидравлическому режиму в тепловой сети исходя из надежности ее работы, и описать
построение пьезометрического графика для расчетных и аварийных режимов.
Выбор схем присоединения систем отопления к тепловой сети произ-
производят исходя из графика.
При зависимых схемах присоединения систем отопления с элеватор-
элеваторным смешением необходимо, чтобы пьезометрический напор в обратной

360 Глава iv
магистрали при динамическом и статическом режимах не превышал 60 м, а
располагаемый напор на вводе в здание был не менее 15 м для поддеру
ния требуемого коэффициента смешения элеватора. Если при данных уело,
виях располагаемый напор на вводе в здание менее 15 м, в качестве смеси,
тельного устройства используют насос, установленный на перемычке.
Если гидродинамический пьезометрический напор в обратной магист-
магистрали меньше требуемого по условию заполнения отопительной установки
водой, т.е. меньше высоты отопительной установки, то на обратной линии
абонентского ввода устанавливают регулятор давления «до себя» (РДДС).
При присоединении систем отопления по независимой схеме напор в
обратной магистрали ввода теплосети в гидродинамическом и статическом
режимах не должен превышать допустимого значения A00 м) из условия
механической прочности водоподогревателей. Обоснование выбора схем
присоединения различных потребителей к тепловым сетям приводится в [7
с. 155-157], [10, с. 215-219], [9, с. 179-182].
4.10. Разработка и построение продольного профиля
тепловых сетей
Продольный профиль участка теплосети строится в масштабах верти-
вертикальном 1:100 и горизонтальном 1:5000 или 1:1000 (по согласованию с
руководителем курсового проекта). Построение начинают с определения
минимальной глубины тепловых камер по трассе с учетом габаритных
размеров устанавливаемого в них оборудования. Следует стремиться к ми-
минимальной глубине заложения каналов или теплопроводов. С этой целью в
тепловых камерах допускается установка задвижек в горизонтальном по-
положении или под углом 45°.
Количество сопряжений участков с обратными уклонами должно быть
по возможности меньшим. Уклон теплопроводов независимо от способа
прокладки должен составлять не менее 0,002. При прокладке теплопрово-
теплопроводов по конструкциям мостов при пересечении рек, оврагов уклоны могут
не предусматриваться.
На продольном профиле показывают: линии поверхности земли (про-
(проектные - сплошной линией, существующие - штриховой); все пересекае-
пересекаемые инженерные сети и сооружения с отметками верха их конструкции при
расположении проектируемой тепловой сети сверху и с отметками низа
инженерных сетей и конструкций при нижнем расположении тепловой се-
сети; отметки низа трубы тепловой сети, дна и потолка канала; глубину за-
заложения теплопровода; уклон и длину участков тепловой сети; диаметр
теплопровода и тип канала. Кроме того, дается развернутый план трассы с
указанием углов поворота, ответвлений, неподвижных опор, компенсаторов,
компенсаторных ниш и тепловых камер. При проектировании попутного
дренажа указываются отметки лотка, диаметр и уклон дренажных труб.
При надземном способе прокладки на продольном профиле даются
отметки верха несущей конструкции и низа теплопровода. При бесканаль-

361
рой прокладке тепловых сетей с сальниковыми или сильфонными компен-
компенсаторами на профиле указываются участки, прокладываемые в каналах
(участки с естественной компенсацией, примыкающие к камерам, а также к
fl-образным компенсаторам). Длину участков, примыкающих к П-
образным компенсаторам и к камерам, следует принимать 1,5-2 м.
В самых низких точках теплопроводов предусматривают дренажные
выпуски, а в самых высоких - устройства для выпуска воздуха (воздушники).
Необходимо соблюдать допустимые расстояния по вертикали от конструк-
конструкций тепловой сети до инженерных коммуникаций [4, прил.6, табл. 2.1].
При построении продольного профиля высоту камеры рассчитывают в
зависимости от установленного в ней оборудования, при этом согласно [4,
п. 9.14] ее высота в свету от уровня пола до низа выступающих конструк-
конструкций должна приниматься не менее 2 м. Расчетная схема камеры приведена
на рис. 4.9 со следующими обозначениями:
а - расстояние от поверхности земли до верха перекрытия камеры, со-
согласно [4, прилож. 6] принимают а = 0,3 м;
5 - толщина плиты перекрытия камеры, 6 = 0,15 м;
Ъ — расстояние от маховика задвижки до перекрытия камеры. Прини-
Принимают в зависимости от диаметра трубопроводов по рис. 4.10;
h - высота шпинделя задвижки, которую принимают в зависимости от
диаметра теплопровода по рис. 4.10. Дня уменьшения высоты h задвижку
устанавливают под углом;
с - расстояние от оси теплопровода до пола канала, принимают по
табл. 4.13;
d — расстояние от оси трубопровода до дна камеры (рис. 4.10);
Н - высота канала примыкающего к камере;
L — высота камеры в свету.
Отм поверхности
;емли
Таблица 4 13
Расстояние от оси теплопровода
до пола канала
Dy,
мм
200
250
300
400
500
600
700
Тип канала,
А-Н, см
КЛС120-60
КЛС150-90
КЛС150-90
КЛС150-90
КЛс210-120
КЛс210-120
КЛс210-120
с,
мм
325
352
378/428
478/528
530/580
580/630
627/677
Рис. 4.9. Расчетная схема камеры
Примечание Размер «С» указан для
труб, имеющих скользящие опоры
высотой 100 мм/150 мм

362
Глава IV
Рис. 4.10. Определение габаритов камер

ПРИМЕР 4.11. Построить продольный профиль участка тепловой се-
сети, расчетная схема которой показана на рис. 4.11. Трубопроводы проложе-
проложены в непроходных каналах. Приняты сальниковые компенсаторы.
Т20529х7
Т20325х8
Рис. 4.11. Расчетная схема участка тепловой сети (пример 4.11)
Решение. Согласно расчетной схеме вычерчиваем план трассы с
указанием УТ, неподвижных опор и расстояний между ними (рис. 4.12).
По отметкам поверхности земли строим продольный профиль. Затем оп-
определяем высоту камеры УТ2, отметки потолка и дна примыкающих ка-
каналов.
Отметка поверхности земли 219,5 м. Для теплопроводов Dy 500 мм
принимаем канал КЛС 210-120, высота шпинделя задвижки ft=2020 мм =
=2,02 м (рис. 4.10). Для уменьшения ее высоты ставим задвижку под углом
30°, тогда
/i'=/isin30o = 2,020,5 = 1,01м.
Принимаем я = 0,3 м; 6 = 0,15 м; 6=400 мм = 0,4 м (рис. 4.10); с=53О
мм = 0,53 м (табл. 4.13).
Отметка дна канала:
219,5 -а-Ъ- Ь -fc'-c=219,5 -0,3 -0,15 -0,4 -1,01 -0,53 = 217,11 м.
Отметка потолка канала:
217,11 + //=217,11 + 1,2 = 218,31 м.
Заносим отметки потолка и дна канала на продольный профиль
(рис. 4.12).
Отметка дна камеры:
219,5 -а-5-Ь-h'~d=219,5-0,3 -0,15 -0,4-1,01-0,785 = 216,85 м.
Высота камеры: 219,5 - 216,85=2,64 м.
Зная отметки пола и потолка канала и расстояние от УТ 2 до источни-
источника теплоты, задавшись уклоном трубопроводов / = 0,002, находим соответ-
соответствующие отметки канала на выходе из источника теплоты:

364
Глава ly
• отметка дна канала:
217,11 + 0,002-400 = 217,91 м
• отметка потолка канала
217,91 + Н = 217,91 + 1,2=219,11 м.
Принимая толщину перекрытия канала 5 = 0,1 м находим расстояние от
поверхности земли до поверхности канала:
220,0- B19,11 + 5) = 220,0 - B19,11 + 0,1) =0,79 м > 0,5 м.
Согласно [4, прилож. 6] заглубление тепловых сетей от земли до верха
перекрытия канала должно быть не менее 0,5 м.
Определяем отметки дна и потолка канала для УТ 1:
• дно канала: 217,91 -0,002-140=217,63 м;
• потолок канала: 217,63 + 1,2 = 218,83 м.
220-
219-
218-
217-
216-
215-
План
трассы
Отметка
поверхности земли, м
Отметка
дна канала, м
Отметка
потолка канала, м
Диаметр
теплопроводов, мм
2^325x8
Тип
КЛс 210-120
КЛс 150-90
Рис. 4.12. Продольный профиль тепловой сети (пример 4.11)

365
Задавшись высотой камеры в свету L = 2,0 м и горловины 0,5 м, нахо-
находим отметку дна камеры:
219,7-0,5-2,0=217,2 м.
В камере УТ2 после ответвления диаметр теплопровода с Dy 500 мм
переходит на Dy 300 мм. Для трубопровода Dy 300 мм принимаем канал
КЛС150-90, величину с = 378 мм = 0,378 м (табл. 4.13).
Отметка дна канала
219,5-а-5-?-Л'-с = 219,5-0,3-0,15-0,4- 1,01 -0,378 = 217,26 м.
Отметка потолка канала
217,26+ Н = 217,26 +0,9=218,16 м.
Задавшись уклоном трубопровода i = 0,003, находим отметки дна и по-
потолка канала в УТ 3:
• дна канала: 217,26 + 0,003-200 = 217,86 м;
. потолка канала: 217,86 + Н = 217,862 + 0,9=218,76 м;
• отметка дна камеры: 220 - 2,5 =217,5 м.
Неподвижные опоры наносим на профиль теплотрассы. В камере УТ 2
(низшая точка теплопровода) предусматриваем дренажный выпуск, а в УТ
3 (верхняя точка теплопровода) - устройство для выпуска воздуха.
4.11. Подбор основного оборудования тепло-
подготовительной установки источника теплоты
Для обеспечения отопительно-вентиляционной нагрузки, а также на-
нагрузки горячего водоснабжения на современных ТЭЦ устанавливают
конденсационные турбины с отопительным отбором типа Т (табл. 4.14).
Эти турбины могут использоваться одновременно и для обеспечения
технологической нагрузки, когда теплоносителем является вода. Если
для технологических целей требуется теплоноситель пар, могут быть
приняты конденсационные турбины ПТ с одним регулируемым произ-
производственным и одним или двумя теплофикационными отборами пара
(один из них регулируемый). Пар из производственного отбора исполь-
используется только для технологических целей, из теплофикационных - для
подогрева сетевой воды.
Все конденсационные турбины типа Т и ПТ (кроме ПТ-60) укомплек-
укомплектованы двумя горизонтальными подогревателями ПСГ (верхняя и нижняя
ступени подогрева). Подогревательная установка сетевой воды в данном
случае состоит из четырех ступеней подогрева: встроенного в конденсатор
теплофикационного пучка, подогревателей нижней и верхней ступеней и
пикового котла. Теплофикационный пучок конденсатора чаще всего ис-
используют для предварительного нагрева подпиточной воды при открытых
системах теплоснабжения и сетевой воды при закрытых системах.

Таблица 4 14
Основные типы и показатели крупных теплофикационных турбин
Тип
турбины
Давление
в регулируемых
отборах, МПа
теплофи-
кацион-
кационном
произ-
водст-
водственном
Расход пара
в отборе.
т/ч
1
II
Т-50/60-130
55
565
256
0,05 0,2
0,06 0,25
398
180
2x1300
Т-100/120-130
105
13
565
460
0,05 0,2
0,06 0,25
704
310
2x2300
Т-170/205-130
170
13
565
738
0,05 0,2
0,06 0,3
1100
520
2x5000
Т-175/215-130
175
13
540
628
0,05 0,15
0,06 0,2
1006
465
2x5000
Т-250/300-240
250
24
565
905
0,05 0,2
0,06 0,2
1383
645
2x5000
ПТ-60/75-90/13
60
565
390
0,07 0,25
1 1,6
251
165
115/160A65/290)
ПТ-60/75-130/13
60
565
350
0,07 0,25
1 1,6
218
140
100/160A40/250)
ПТ-50/60-130/7
50
565
274
0,05 0,25
0,5 1,0
168
118
80/120A18/160)
2x800
ПТ-135/165-130/15
135
565
738
0,04 0,25
1,2 2,1
461
320
220/320C20/480)
2x1300
Р-50-130/13
50
565
370
0,7 2,1
320
Р-100-130/15
100
13
565
760
1,2 1.5
650
Примечание В графе «10» первая дробь - расход пара в теплофикационном отборе, в скобках - расход пара в производствен-
производственном отборе, в числителе - при номинальном режиме, в знаменателе - максимальный расход пара через данный отбор, когда вто-
рой закрыт

__ 367
Принципиальная схема теплоподготовительной установки показана на
: 4 13.
Рис. 4.13. Принципиальная схема теплоподготовительной установки
1 - котел, 2 - турбина, 3 - электрогенератор, 4 - конденсатор, 5 - сетевой
подогреватель верхней ступени, 6 - сетевой подогреватель нижней ступени,
7 - бустерный насос, 8 - фильтр-грязевик, 9 - сетевые насосы, 10 - пиковый
котел, 11 - подпиточный насос, 12 - регулятор подпитки
В качестве пиковых котлов применяют водогрейные котлы ПТВМ или
КВГМ, устанавливаемые на территории станции или в тепловом районе
Конденсационные турбины ПТ-60 поставляются без подогревателей
сетевой воды При применении подобных турбин могут быть использованы
водоподогреватели типа БО, БП или ПСВ В таком случае подогреватель-
подогревательная установка состоит из основных и пиковых подогревателей, для предва-
предварительного нагрева сетевой воды могут использоваться охладители кон-
конденсата
Распределение тепловой нагрузки ТЭЦ между основными и пиковыми
подогревателями производят исходя из заданного коэффициента теплофи-
теплофикации а,, который показывает долю расчетной тепловой нагрузки ТЭЦ,
удовлетворяемой за счет отборов турбин [7, с 131 -133]
о^Отур/Отэц, D42>
гДе Qxyp - расчетная тепловая нагрузка отборов теплофикационных тур-
турбин,
бгэц - расчетная тепловая нагрузка ТЭЦ,
D 43)

368 Глава iy
Расчетная тепловая нагрузка отборов теплофикационных турбин
<2тур = <ЪОтэц, D.44)
а пикового источника
бпи^бтэцЦ-Ог). D.45)
Оптимальный а, при постоянной технологической нагрузке равен 0,7-
0,8; при сезонной тепловой нагрузке для ТЭЦ высокого давления - 0,5-0,7
среднего давления - 0,4-0,5 [7].
По Qjyp находят количество теплофикационных турбин (по номиналь-
номинальной нагрузке теплофикационных отборов). Для покрытия производствен-
производственной нагрузки определяют число турбин типа ПТ и Р (по номинальной на-
нагрузке производственного отбора) [табл. 4.14].
На годовом графике продолжительности тепловой нагрузки показыва-
показывается базовая и пиковая части тепловой нагрузки ТЭЦ. С помощью этого
графика находят температуру наружного воздуха, при которой включаются
в работу пиковые котлы, а также число часов работы пикового источника
теплоты в течение отопительного периода. Далее производят распределе-
распределение тепловой нагрузки <2тур между подогревателями нижней и верхней сту-
ступеней:
D.46)
где т„, тв - температуры сетевой воды после подогревателей соответствен-
соответственно нижней и верхней ступеней, °С.
Так как в подогреватели нижней и верхней ступеней поступает пар из
регулируемых отборов турбин с давлением 0,05 -0,25 МПа, сетевую воду
можно нагревать до температуры 115-118°С. До расчетной температуры
сетевая вода нагревается в пиковых котлах. Температуру нагрева воды по-
после подогревателей нижней и верхней ступеней можно принимать по тем-
температуре насыщения пара из отборов турбин, учитывая недогрев в подог-
подогревателях нижней Дг" = 5-7°С и верхней AfHB = 8-15°C ступеней.
Температура сетевой воды на входе в подогреватель нижней ступени
т2" отличается от температуры воды в обратном теплопроводе у станции %ъп
ввиду добавки подпиточной воды, а также за счет предварительного нагре-
нагрева в теплофикационном пучке конденсатора. Для закрытых систем тепло-
теплоснабжения
т'2 = 20+T^^+T--G- , D.47)
где 20°С - ориентировочный перепад температуры сетевой воды в тепло-
теплофикационном пучке конденсатора;

369
1ъп — средняя температура сетевой воды в обратном теплопроводе при
расходе Gd и расчетной температуре наружного воздуха для проекти-
проектирования отопления to, определяется по форм. E.5);
бъодп - расчетный расход подпиточной воды с температурой Tn<wn, при-
принимаемой равной 40°С в зимний период и 65 °С в летний.
Для открытых систем теплоснабжения при предварительном нагреве
подпиточной воды в теплофикационном пучке конденсатора
Более точное значение т? при предварительном нагреве сетевой или
подпиточной воды в теплофикационном пучке конденсатора можно опре-
определить только тепловым расчетом.
Зная теплопроизводительность подогревателей нижней и верхней сту-
ступеней и расход сетевой воды, производят поверочный расчет водоподогре-
вателей, заключающийся в определении коэффициентов теплопередачи,
гидравлического сопротивления всей установки, а также расхода пара из
отборов турбины для нагрева сетевой воды [3, с. 114-122].
Если подогревательная установка ТЭЦ укомплектована водоподогре-
вателями типа БО, БП или ПСВ, производится полный тепловой и гидрав-
гидравлический расчет основных и пиковых подогревателей, а также охладителей
конденсата, в задачу которого входит определение требуемой площади по-
поверхности нагрева охладителей конденсата, основных и пиковых подогре-
подогревателей, выбор их количества, а также расчет гидравлического сопротивле-
сопротивления проходу сетевой воды [3, с. 114-122]. Количество пиковых котлов оп-
определяется исходя из суммарной пиковой тепловой нагрузки.
В расчетно-пояснительной записке приводится принципиальная схема
теплоподготовительной установки ТЭЦ с описанием принципа работы и
обоснованием выбора теплотехнического оборудования.
Требуемый напор сетевых насосов Ни при суммарных расчетных рас-
расходах сетевой воды складывается из потерь напора в водоподогревательной
установке источника теплоты и пиковой котельной АНпу, суммарных по-
потерь напора в подающем и обратном теплопроводах тепловой сети (от ис-
источника теплоты до наиболее удаленного потребителя) Д//г,,о/ и потерь
напора в ЦТП или у абонента #аб-"
Нн = АНпу + AHUot + Яаб. D.49)
Потери напора в подогревательной установке ТЭЦ зависят от ее ком-
компоновки. В водоподогревательных установках турбин типа Т и ПТ потери
напора в пучке конденсатора, в подогревателях нижней и верхней ступеней
компенсируются работой бустерных насосов, а в пиковых котлах, в тепло-
тепловой сети и у абонентов - работой сетевых насосов. Потери напора в пико-
пиковых котлах и станционных коммуникациях составляют 20-30 м.

370 Глава iy
Потери напора у абонента зависят от схемы включения абонентских
установок [7, с. 163-164], [4, п. 5.24].
Напор сетевых насосов для летнего периода
D.50)
где G^Gd- расходы сетевой воды соответственно в летний и зимний пе-
периоды.
Требуемый напор подкачивающих насосов определяется по пьезомет-
пьезометрическому графику, смесительных - по наибольшему перепаду давления в
подающем и обратном теплопроводах в месте установки насосов. Расчет-
Расчетная подача насосов принимается в зависимости от назначения, условий ра-
работы, типа системы теплоснабжения по [4, п.5.18-5.22].
Подбор сетевых и других насосов производится по их характеристи-
характеристикам [2, рис. 2.12-2.78]. По принятому напору и расчетной подаче опреде-
определяют количество параллельно или последовательно работающих насосов,
при этом минимальное количество устанавливаемых насосов принимают
по [4, п. 5.23]. При соответствующем обосновании допускается предусмат-
предусматривать установку отдельных групп сетевых и подпиточных насосов для
отопительного и летнего периодов.
Для расчетных режимов (зимнего и летнего) строятся характеристики
совместной работы насосов и сети [7, с. 169-170].
Требуемый напор подпиточных насосов устанавливается исходя из не-
необходимости поддержания определенного статического напора в тепловой
сети. Для закрытых систем
Янп=Ясг-Яб+ДЯподп, D.51)
где Н„ - статический напор в тепловой сети, м;
Нб - высота установки подпиточных баков относительно оси подпи-
подпиточных насосов, м;
ЛЯподп - потери напора в подпиточной линии, м.
Для открытых систем теплоснабжения исходя из летнего режима работы
Янп=Ясг+Д//;,о,-#б, D.52)
где АНitlal - сумма потерь напора в тепловой сети и в подпиточной линий,
м.
Принятый напор подпиточных насосов должен проверяться для усло-
условий работы в отопительный и летний периоды года.
Подача подпиточных насосов для закрытых систем теплоснабжения
определяется из условий восполнения утечки воды, принимаемой равной
0,75% объема воды в теплопроводах теплосети, а также присоединенных к
ним системах отопления и вентиляции зданий. Кроме того, должна преду-
предусматриваться аварийная подпитка водопроводной водой в размере до 2%
объема воды в теплопроводах и системах отопления и вентиляции зданий.

371
Подача подпиточных насосов для открытых систем теплоснабжения
составляет 0,75% объема воды в теплосети, системах отопления, вентиля-
вентиляции и горячего водоснабжения плюс максимальный часовой расход воды
на горячее водоснабжение [4, п. 5.22], [9, с. 183]. Объем воды в теплопро-
теплопроводах и местных системах определяется по [7, с. 163], [9, с. 183]. Количест-
Количество подпиточных насосов в закрытых системах принимают не менее двух, в
открытых - не менее трех, один из которых резервный.
ПРИМЕР 4.12. Произвести подбор основного оборудования ТЭЦ с
тепловой нагрузкой 750 МВт. Расчетный расход сетевой воды Gd= 8000 т/ч,
подпиточной GПОдп= ЮО т/ч с температурой подпитки тПОдп=40оС. Система
теплоснабжения закрытая.
Решение Задаваясь коэффициентом теплофикации 0^=0,6, распре-
распределяем тепловую нагрузку на ТЭЦ: нагрузка ТЭЦ, удовлетворяемая за счет
отборов турбин Biyp = а,.-<2тэц = 0.6-750=450 МВт A620 ГДж/ч), а нагрузка
пикового источника
<2пик = а-а1)-бтэц=0,4'750=300 МВт A010 ГДж/ч).
По номинальной нагрузке теплофикационных отборов турбин [7, прил.
14] или по табл. 4.14 принимаем 2 турбины Т-100/120-130 по 704 ГДж/ч и 1
турбину ПТ-60/75-90/13 - 251 ГДж/ч.
Турбина Т-100 имеет 2 теплофикационных отбора пара давлением
0,05-0,2 МПа в первом отборе и 0,06-0,25 МПа во втором отборе. Номи-
Номинальная нагрузка теплофикационного отбора 704 ГДж/ч, расход пара в от-
отборе Д=310 т/ч. Турбина укомплектована двумя горизонтальными подог-
подогревателями ПСГ с поверхностью нагрева каждого F=2300 м2.
По давлению пара в отборах определяем температуру насыщенного
пара [2, табл. 1.5]:
• при Р=0,15МПа fH=lll°C;
. при Р=0,25 МПа tH = 127°С.
Принимая величину недогрева в подогревателе нижней ступени
Д/„ = 6°С, в верхней ступени Дг„ = 10°С, находим температуру сетевой воды
после подогревателей нижней и верхней ступеней:
тв = *н-Д*"=127-10=117°С.
Принимая среднюю температуру обратной сетевой воды
находим температуру сетевой воды на входе в подогреватель нижней сту-
ступени по формуле D.47)
.*_™. 68-8000 + 40100.
Ь2"~^ 8000 + 100
Тепловая нагрузка подогревательной установки одной турбины A620 -
251)/2 = 684 ГДж/ч.

372 Главагу
Тепловую нагрузку подогревательной установки турбины распределя-
распределяем между подогревателями нижней и верхней степеней D.46)
2н = 684 )?^""!Z = 410 ГДж/ч A14 МВт),
11/ —о 7
Qs = б84п7-87 = 274 ГДж/ч G6 МВт).
Производим поверочный расчет подогревателей нижней и верхней
ступеней.
Среднелогарифмическая разность температур сетевой воды у подогре-
подогревателей:
д,н _ (*,-*;)-(г.-т.) _ AИ-87)-A11-105) _
^^ in U1-87 "
In ln
^^ щ 12705
V1^ 127-117
Коэффициент теплопередачи подогревателей
ПРИМЕР 4.13. Подобрать сетевые насосы для ТЭЦ при условии, что
потери напора в пиковых котлах и станционных коммуникациях составля-
составляют 20 м, в подающих и обратных теплопроводах теплосети — 70 м, а тре-
требуемый напор у абонентов - 20 м. Расход сетевой воды в зимний период
Cd= 1200 м3/ч, в летний G*d =500 м3/ч.
Решение. Требуемый напор сетевых насосов в зимний период
НИ =АНпу+АНеш + АНа6 =20 + 70+20 = 110м.
По технической характеристике сетевых насосов подбираем два насоса
СЭ 800-100. Включение в сеть -параллельное.
Характеристику насоса принимаем по [2, рис. 2.14]. Суммарная харак-
характеристика двух насосов при их параллельном присоединении строится пу-
путем сложения подач при одинаковых напорах (рис. 4.14).
Определяем характеристику сопротивления сети
s = HJGJ = ПО/12002 = 7,63-Ю м/(мб/ч2).

373
Задаваясь различными расходами воды при постоянной характери-
характеристике сопротивления сети, находим напор в ней: при Gd= 1600 м3/ч
#„= 195,3 м; при Gd= 1200 м3/ч Нн = 110 м; при Gd=800 м3/ч Ни=49 м; при
" Я„=12м.
14U
120
100
on
60
40
20
1(СЭ1
2(СЭ
00-100),
Д 500-3 6 >
i
800-100)
_ ^>
Л/
/
i
i
i
i
i
i
1—
i
i
i
i
400 800
G, м3/ч
1200 1600 2000
Рис. 4.14. Гидравлическая характеристика сетевых насосов
и тепловой сети (пример 4.13)
По этим данным строим характеристику сопротивления сети s. Точка
А характеризует параметры работы двух насосов на данную сеть.
К установке принимаем три насоса: два рабочих и один резервный. Тре-
Требуемый напор сетевых насосов в летний период находим по выражению D 50)
Н$ = 1 10 • E00/1200J = 19,1 м.
По летнему расходу GJ =500 м3/ч и требуемому напору Н„ = 19,1 м вы-
выбираем один насос Д 500-36 [2, рис. 2.42]. Строим характеристику его рабо-
работы в данной сети (см. рис. 4.14). К установке принимаем два насоса Д 500-
36, один из них резервный.
ПРИМЕР 4.14. Требуется подобрать подпиточные насосы для закрытой
системы теплоснабжения жилого микрорайона тепловой мощностью 100
МВт. Статический напор в системе составляет 60 м. Уровень воды в подпи-
точных баках поддерживается на отметке 3 м по отношению к оси подпиточ-
ных насосов, а потери напора в подпиточной линии равны 2 м.
Решение Объем воды в системе теплоснабжения определяем по [9,
форм. (VI.27)]
где Q - мощность системы теплоснабжения, МВт;
Vc — удельный объем воды в тепловых сетях, Vc=40 м3/МВт [9, с. 183],

374 Глава IV
VM — удельный объем сетевой воды в системах отопления гражданских
зданий, = 26 м3/МВт [9, с. 183],
V= 100 - D0 + 26) = 6600 м3.
Подача подпиточных насосов
Gn = 0,0075 • 6600 = 49,5 м3/ч.
Требуемый напор подпиточных насосов
Н" = Н„ - Н6 +АЯПОДП = 60 - 3 + 2 = 59 м.
По характеристике [2, рис. 2.69] выбираем насос К 90/55, который
при подаче 50 м /ч развивает напор 62 м. К установке принимаем два насо-
насоса, один из которых резервный. Аварийная подпитка водопроводной водой
G = 0,02 -6600= 132 м3/ч.
Для аварийного режима принимаем к установке подпиточный насос
6 НДв, который при аварийной подаче 140 м3/ч развивает напор 58 м.
4.12. Механический расчет теплопроводов
В курсовом проекте требуется определить вертикальную и горизон-
горизонтальную нормативные нагрузки на одну из неподвижных опор и рассчитать
по одному компенсатору каждого типа из принятых в проекте.
При расчете горизонтальной нагрузки на неподвижную опору необхо-
необходимо учитывать: силы трения в подвижных опорах трубопроводов; силы
трения в сальниковых компенсаторах; неуравновешенные силы внутренне-
внутреннего давления при применении сальниковых компенсаторов на участках теп-
теплопроводов, имеющих запорную арматуру, переходы диаметров, повороты
или заглушки; силы упругой деформации при гибких компенсаторах и при
самокомпенсации; силы трения трубопроводов об оболочку или силы тре-
трения оболочки о грунт при бесканальном способе прокладки; горизонталь-
горизонтальную ветровую нагрузку при надземной прокладке теплопроводов. Горизон-
Горизонтальная осевая нагрузка на промежуточную неподвижную опору определя-
определяется как сумма сил, действующих с каждой стороны. Причем меньшая
сумма сил, за исключением неуравновешенных сил внутреннего давления,
принимается с коэффициентом 0,7. При равенстве суммарных сил с каждой
стороны опоры в качестве расчетной принимается равнодействующая сил с
одной стороны опоры с коэффициентом 0,3.
Горизонтальная осевая нагрузка на концевую неподвижную опору оп-
определяется как равнодействующая всех горизонтальных сил на опоре [4,
прил. 8].
Силы трения в сальниковом компенсаторе, Н, определяют по выражению
N}=2nPplcdecixc, D.53)
где Рр - рабочее давление теплоносителя, Па;
?с — длина сальниковой набивки по оси компенсатора, м;

375
dec - наружный диаметр патрубка компенсатора, м;
\хс - коэффициент трения сальниковой набивки о стакан, среднее зна-
значение которого можно принимать цс = 0,15.
Силы трения в подвижных опорах, Н, находят по формуле
N?=\ieGh?, D.54)
где ji ~ коэффициент трения на подвижных опорах, принимается в зависи-
зависимости от конструкции и типа опоры: для катковой или шариковой
ja=O,1; для скользящих - в зависимости от конструкции. При трении
стали по стали ц=0,3-0,4; стали по бетону - 0,6; чугуна по стали - 0,35;
Gh - сила тяжести единицы длины теплопровода с изоляцией и водой,
Н/м. Значение принимают по [7, прил. 23] или по табл. 4.15;
? - длина участка теплопровода от рассматриваемой неподвижной
опоры до компенсатора или до угла поворота, м.
Неуравновешенные силы внутреннего давления, Н, возникают при
применении сальниковых компенсаторов. Силы внутреннего давления пе-
передаются только на те опоры, которые расположены между неуравнове-
неуравновешенным компенсатором и поворотом трубы (или поворотом П-образного
компенсатора), на участке с задвижкой при ее закрытии и на конечном уча-
участке с заглушкой, а также между двумя смежными участками с переходом
диаметров труб.
Рассчитывают силы внутреннего давления, Н, по формуле
Ncp=aPpAl, D.55)
где Рр - рабочее давление теплоносителя, Па,
Ag — площадь поперечного сечения трубопровода по внутреннему диа-
диаметру, м2;
а - коэффициент, равный единице, если на опору действует неуравно-
неуравновешенное усилие от внутреннего давления. Для опор, уравновешенных
от сил внутреннего давления коэффициент о = 0.
Для случаев с переходом диаметров труб
Щ=аРр{А*еЛ-А12). D.56)
Распорные усилия сильфонных компенсаторов от внутреннего давле-
давления Np, Н, определяют по выражению
Ncp=PpAit D.57)
где As - эффективная площадь поперечного сечения компенсатора, м2.
A, =j?W+«//). D-58)
где dZ, df — соответственно наружный и внутренний диаметры гибкого эле-
элемента компенсатора, м.

Условный диаметр,
Dy, мм
Наруный диаметр,
4, мм
-S
Толщина стенки,
мм
Внутренний
диаметр, аГ„ мм
Масса 1 м, кг
Площадь попереч-
поперечного сечения
стенки трубы, см2
Внутренний
объем 1 м трубы,
л, (дм3)
Момент инерции,
см*
S
Момент сопротив-
сопротивления, см3
Площадь наруж-
наружной поверхности
1 м трубы, м2
Сила тяжести
1 м трубы, Н/м
9L2

Продолжение таблицы 4 15
1
400
400
450
500
500
600
600
700
700
700
800
900
1000
1200
1200
1400
1400
2
426
426
480
529
529
630
630
720
720
720
820
920
1020
1220
1220
1420
1420
3
9,0
6,0
7,0
7,0
8,0
7,0
8,0
7,0
8,0
9,0
8,0
9,0
10,0
11,0
14,0
11,0
14,0
4
408
414
469
517
515
616
614
706
704
702
804
902
1000
1198
1192
1398
1392
5
92,56
62,15
69,84
77,39
90,11
107,5
122,7
123,1
140,5
157,8
160,2
179,9
199,7
328,0
416,4
382,2
485,4
6
118
79
89
99
115
137
156
157
179
202
204
258
317
417
530
486
618
7
130,7
134,6
170,6
209,9
208,3
298
296
391
389
387
508
639
788
1127
1116
1520
1530
8
25640
17460
24780
33711
39160
664478
75612
99648
110200
127052
168213
287239
404638
784192
998063
1,23 10б
1,57 10б
9
1204
820
1037
1275
L 1479
2110
2400
2768
3150
3529
5077
5810
7934
12857
16364
17420
22170
10
1,34
1,34
1,51
1,66
1,66
1,98
1,98
2,26
2,26
2,26
2,58
2,89
3,20
3,83
3,83
4,45
4,45
11
2600
2355
2922
3501
3540
4654
4786
5927
6079
6230
7560
9509
11553
16177
16944
22134

378 I лава iy
Силы упругой деформации от температурных удлинений при гибких
компенсаторах и самокомпенсации N^ H, определяют расчетом труб на
компенсацию температурных деформаций [1, с. 173-184].
При бесканальной прокладке теплопроводов возникают большие уси-
усилия от трения поверхности теплопровода или поверхности теплоизоляции о
грунт. Величину сил трения N^, Н, определяют по зависимости
D.59)
где Е - модуль продольной упругости, для стали Е=2 • 1011 Па;
А - площадь поперечного сечения стенки трубы, м2, табл. 4.15;
а - коэффициент линейного удлинения стали, <х= 12-101/°С;
At - перепад температуры стенки трубопровода от расчетной до тем-
температуры во время монтажа, °С;
At - расчетное температурное удлинение, м, участка теплопровода
длиной f м, от опоры до компенсатора.
Для расчета усилия на неподвижную опору рекомендуется методика,
изложенная в [7, с. 267-268]. В [1, с. 172] приводятся расчетные формулы
для определения горизонтальных нагрузок на неподвижные опоры для
наиболее распространенных схем. Вертикальная нагрузка определяется в
соответствии с [4, прил. 8, п. 1]. Расчет сальниковых и линзовых компенса-
компенсаторов можно производить по методике, изложенной в [9, с. 240, 241]. При
этом расчетную компенсирующую способность сальникового компенсато-
компенсатора всегда следует принимать меньше предусмотренной конструкцией на
z = 50 мм для каждого стакана компенсатора [10].
При разработке монтажной схемы выбирают типы компенсаторов и
места их установки, причем по возможности предусматриваются участки с
естественной самокомпенсацией (углы поворотов от 90° до 130°, z-образные
участки и др.).
При бесканальной прокладке участки естественной самокомпенсации
необходимо размещать в каналах для обеспечения поперечных смещений
трубопроводов. Расчет участков самокомпенсации можно производить по
выражениям [3, форм. (9.13)-(9.18)J.
П-образные компенсаторы следует рассчитывать по методике, изло-
изложенной в [7, с. 275-277], причем при применении жестких сварных отво-
отводов расчет несколько упрощается. Определение напряжений в компенсато-
компенсаторе допускается производить по упрощенным выражениям [3, форм.(9.12),
(9.19), (9.20)]. Для увеличения компенсирующей способности П-образных
компенсаторов их устанавливают с предварительной растяжкой, которую
учитывают с помощью коэффициента е [4, табл. 5] к расчетному тепловому
удлинению компенсируемого участка. При определении теплового удлине-
удлинения за расчетную температуру окружающей среды следует принимать тем-
температуру наружного воздуха для проектирования отопления го если уста-

379
^вливают размеры гибких компенсаторов или определяют расчетные на-
напряжения в компенсаторах. Действительные напряжения находят, приняв
За расчетную температуру наружного воздуха во время монтажа теплопро-
теплопровода tM. В целях облегчения конструктивного расчета П-образных компен-
компенсаторов составлены номограммы [9, рис. VIII].
При проверочных расчетах компенсаторов максимальные компенса-
компенсационные напряжения не должны превышать допускаемых. Для предвари-
предварительной оценки можно ориентироваться на усредненные допускаемые ком-
компенсационные напряжения при т= 150°С и Ррае = 1,6 МПа: для гибких ком-
компенсаторов ОдрП= 110 МПа; для участков самокомпенсации адоп = 80 МПа.
ПРИМЕР 4.15. Определить результирующее усилие на неподвижную
опору А (рис. 4.15) при закрытой и открытой задвижках. Теплопровод
rfe=325 мм. Рабочее давление теплоносителя Pp=\jS МПа. Силы трения в
сальниковых компенсаторах 1 и 2 принимаем равными, а коэффициент
трения подвижных опор М-=0,3.
=5о,ом
Рис. 4.15. К примеру 4.15
Решение. Равнодействующая сил, действующих на опору слева,
складывается из неуравновешенной силы внутреннего давления (при за-
закрытой задвижке), силы трения в сальниковом компенсаторе и силы трения
в подвижных опорах на участке длиной ^=50 м; равнодействующая сил,
действующих на опору справа, - из сил трения в сальниковом компенсато-
компенсаторе и подвижных опорах труб на участке длиной ?2=2 м.
Принимая по таблице 4.15 или по [7, прил. 23] силу тяжести 1 м по-
подающей трубы G/,= 1638 Н/м, определяем результирующее усилие на не-
неподвижную опору при закрытой задвижке (коэффициент а= 1):
= 1-1,6-106-3,14-0,3092/4 + 0,3-1638.50-0,7-0,3.1638-2 = 143328 Н.
При открытой задвижке (а — 0)
N = \xGhfx-0J\JLGhl2 =0,31638-50-0,7 0,3-1638-2 = 23428Н.
ПРИМЕР 4.16. Требуется найти результирующее усилие на щитовую
неподвижную опору А (рис. 4.16), если усилие от Г-образного компенсато-
компенсатора, действующее на опору справа, WK=1000 H. Необходимые данные при-
принять из примера 4.15.

380
?,=50,0m
i3=iq,0m
Рис. 4.16. К примеру 4.16
Решение. Сумма сил, действующая на опору слева, складывается из
неуравновешенных сил внутреннего давления, сил трения в сальниковом
компенсаторе и в подвижных опорах труб на участке длиной ^i = 50 м, а сум-
сумма сил, действующая на опору справа, из сил трения в подвижных опорах
труб на участке длиной ?3= 10 м, и усилия от Г-образного компенсатора.
Приняв наружный диаметр патрубка компенсатора равным наружному
диаметру трубы de = 0,325 м, длину сальниковой набивки fc = 0,2 м и коэф-
коэффициент трения набивки по стакану цс=0,15, находим силу трения в саль-
сальниковом компенсаторе
2-3,l4-1,6-10б0,2-0,325 0,15 =97900Н.
Результирующее усилие на неподвижную опору
=1-1,6-106-3,14-0,3092/4 +
I =10,0 м
1638-50-0,7-A000+0,3-163810) = 238230 H.
По справочным данным находим допустимое осевое усилие для щито-
щитовой неподвижной опоры под трубопроводы Ду 300 равное 300000 Н C0000
кГс).
ПРИМЕР 4.17. Определить напряжение от термических деформаций в
трубопроводе диаметром de=325
мм у неподвижной опоры В
(рис. 4.17) при расчетной темпера-
температуре теплоносителя т=150°С и
температуре окружающей среды
при монтаже te = O°C. Модуль про-
продольной упругости стали Е =
= 2-105 МПа = 2 10п Па, а коэф-
коэффициент линейного удлинения
а=12 10~6 1/°С. Допускаемое на-
напряжение изгиба в трубопроводе
Рис. 4.17. К примеру 4.17 V6 ош = 80 МПа.

381
Решение. Линейное удлинение длинного плеча
A*=a-/i(x-re) = 12- 1(Г6-15-150=0,027 м.
При Р = 30° и п=?{/? = 1у5 находим напряжение у опоры В [3, форм.
(9.14)]
MEde 1,5 ( 1 п+3 ) 0,027-2 105-0,325
ПРИМЕР 4.18. Для условий предыдущего примера определить на-
напряжение от температурных удлинений у неподвижной опоры 5, если угол
поворота ф = 90°, т.е. угол Р = 0.
Решение При |3 = 0 и п = 1,5 находим напряжение у опоры В [3, форм.
(9.13)]
1,5 (и 1 "| 0,0272-105-0,325х
10а
ПРИМЕР 4.19. Для П-образного компенсатора из трубы de = 325 мм с
гнутыми отводами радиусом R = 1 м, вылетом ? = 5 м (рис. 4.18) определить
расчетные усилия и напряжение, если температура теплоносителя
т=130°С, а расчетная температура наружного воздуха для отопления to =
=-25°С. Допускаемое компенсационное напряжение в трубопроводе
адоп=110МПа.
1_
L = 70,0 м
Рис. 4.18. К примеру 4.19
Решение Линейное удлинение компенсируемого участка теплопро-
теплопровода при температуре окружающей среды te=- 25°C

382 Глава iy
Расчет компенсатора производим по методике, изложенной в [з
с. 154-155], [7, с. 275-277].
Находим геометрическую характеристику отвода h при толщине стенки
трубы 5=0,008 м и среднем радиусе rm = {de - 8)/2 = @,325 - 0,008)/2=0,159 м:
При h < 1 коэффициент жесткости к определяем по [7, форм. (9.46)]:
к = hi 1,65=0,32/1,65 = 0,19.
Поправочный коэффициент напряжения находим по [7, форм. (9.47)]:
0,9 0,9 _.о
Ш А0'67 0.320'67
Учитывая предварительное растяжение компенсатора,
А?Р=Ш = 0,5 0,13=0,065 м.
Центральный момент инерции сечения трубопровода
/=0,05- {dt-d?) = 0,05 @,3254-0,3094) = 10,5-ИГ5 м4.
Вычисляем
+ 5-52-4-1-52+2-12-5-1,33-13 =477,5 м3.
Осевое усилие
р AfPEI 0,065-210п10,5-10-5
* — ::; = Т^ГТ-
\y2ds 477,5
о *
Максимальное напряжение в средней части спинки компенсатора
(у=? = 5м)
MpEdeym 0,065-2-Ю11-0,325-5-1,9 6
сттах = \ - = . лпп< =42 • 10° Па =- 42 МПа.
„\y2ds 2-477,5
о~!~
ПРИМЕР 4.20. Для условий примера 4.19 определить расчетные уси-
усилие и напряжение в П-образном компенсаторе при сварных отводах.
Решение При применении жестких сварных отводов Д = 0, к=\ и
т = 1. В этом случае [7, с. 275-277]

383
J
о к
Расчетное осевое усилие
р ЫрЫ 0^065 2-Ю11-10,5 Ю-5
" = — = —— = 6563 Н.
\y2ds 208
i к
Максимальное напряжение в средней части спинки
к
Таким образом, при применении сварных отводов повышается жест-
жесткость компенсатора, а следовательно, осевое усилие и напряжение.
ПРИМЕР 4.21. Найти напряжение в точках А и В компенсатора (см.
рис. 4.18) по [3, форм. (9.12), (9.19), (9.20)]. Условия те же, что и в примере
4.19. Отводы у компенсатора сварные.
Решение. Если ^=^/^ = 5/5 = 1, a n2=L/?=70/5 = 14, то изгибающее
напряжение в точке В
а,=^* Li
52
в точке А
I2 Q 4.9 +1
Ъпл +2
w2-/ii+l
0,065-2.Ш'.0.325 L5_ = 52<0Mna<aK
MpEde 1,5
л I* \ 3nt + 2)(и2 -
_ 0,065 2 -105 -0,325 ___Ы__
55 C-1 + 2X14-1 + 1) Г
1 + 1
ПРИМЕР 4.22. Определить вылет компенсатора при бесканальной
прокладке, если адрП= ПО МПа. Компенсатор выполнен из труб de=273 мм
со сварными коленами, т.е. R = 0, k=\ и/п = 1. Температура теплоносителя
т=130°С, расчетная температура воздуха te=- 20°C. Схема компенсатора
представлена на рис. 4.19.

384
Решение Принимая l=t\, (г = ^и получаем ni = ?i/?=l, i
т.е. и2 = 2 щ. В этом случае аА = ав.
Глава ly
L = 80.0 м
Рис. 4.19. К примеру 4.22
Расчетное удлинение компенсируемого участка с учетом предвари-
предварительного растяжения компенсатора
Д/р = а1,(т-Ге)е = 1210^-801500,5 = 0,072 м.
Определяем коэффициент с по [3, форм. (9.19)]:
3/1,4-2-
Вылет компенсатора
У?!+1
w2-wi+l
3-1 + 2-
1 + 1
2-1 + 1
- = 0,375.
•2105-0,273-0,375/110 = 3
ПРИМЕР 4.23. Требуется определить напряжение в теплопроводе
диаметром de=325 мм в точке А (рис. 4.20) при бесканальной прокладке. В
месте поворота теплопровод проложен в канале длиной по 10 м в обе сто-
стороны от угла. Расчетные температуры
теплоносителя т= 130°С, наружного
воздуха при монтаже f,=O°C, aMn = 100
МПа.
Решение. Отношение длин ком-
компенсируемых участков « = ^2/^i = li z=
= LalLy =40/30= 1,33.
Расчетное удлинение длинного
плеча
A/p=aL2(x-O =
= 1210-640130=0,062м.
Рис. 4.20. К примеру 4.23
При Р = 30° находим напряжение в
сечении^ [3, форм. (9.12), (9.15)]:

385
= A?Ede 1,5 Г(я:
l\ 'cosPL
ZW(/l + l) J
0,062-2-10* 0,325 1,5 Г (I2+ 2-1) A,33 +sin 30°)+1,33 sin 30°+ 11
Ю2 "cos30°L 1,33 1- A + 1) J
= 187,7 МПа.
Так как напряжение в теплопроводе аА>адрп требуется увеличить
длину участков каналов по обе стороны от угла поворота
4.13. Тепловой расчет теплоизоляционной конструкции
При тепловом расчете требуется: выбрать толщину основного слоя
изоляционной конструкции, рассчитать потери теплоты теплопроводами,
определить падение температуры теплоносителя по длине теплопровода и
рассчитать температурное поле вокруг трубопровода.
Толщина основного слоя изоляционной конструкции выбирается на
основе технико-экономического расчета или по нормам потерь теплоты, а
при заданной конечной температуре теплоносителя - в соответствии с пе-
перепадом температур.
При расчете тепловых потерь и эффективности изоляционной конст-
конструкции толщину основного слоя изоляции допускается принимать по
СНиПу [6, прил. 11,12] или определять исходя из норм потерь теплоты:
5Ш=- ^ d»' D60)
где А,„з - коэффициент теплопроводности основного слоя, Вт/(м-°С);
?/? - термическое сопротивление изоляционной конструкции,
(м-°С)/Вт.
D.61)
где тср - расчетная среднегодовая температура теплоносителя, °С;
to - расчетная температура окружающей среды, °С;
qH - норма потерь теплоты, Вт/м, принимаемая по табл. 4.16 или [6,
прил. 4-8];
dH — наружный диаметр теплопровода, м.
Методика теплового расчета изоляции при канальной и бесканальной
прокладках приведена в [12].
При выборе основного слоя теплоизоляционной конструкции следует
руководствоваться следующим: для канальной и надземной прокладок
принимать основной слой теплоизоляции с плотностью не более 400 кг/м3 и
теплопроводностью не более 0,07 Вт/(м°С).
13- 1987

386 Глава iy
Таблица 41б
Нормы плотности теплового потока, Вт/м, через изолированную
поверхность трубопроводов двухтрубных водяных тепловых сетей
при числе часов работы в год более 5000
Условный
проход
труб dt мм
1
25
32
40
50
65
80
100
125
150
200
250
300
350
400
450
500
600
700
800
900
1000
Тип прокладки
открытый
воздух
тоннель
Средняя температу!
50
i 2
13
15
17
19
21
24
27
30
37
43
49
55
61
65
71
82
92
103
113
124
100
3
25
29
31
36
39
43
49
54
65
75
84
93
102
109
119
136
151
167
184
201
50
4
10
12
13
15
16
18
21
24
29
34
39
44
48
52
57
67
74
84
93
102
100
5
22
26
28
32
35
39
44
49
59
68
77
85
93
101
109
125
139
155
170
186
непроходной
канал
бесканальная
за теплоносителя, °С
50
6
10
11
12
13
15
16
17
18
19
22
25
28
30
33
36
38
41
43
45
54
57
90
7
23
24
25
28
34
36
41
42
44
54
64
70
75
82
93
98
109
126
140
151
158
50
8
24
29
33
344
35
39
43
48
51
56
60
63
67
72
80
86
93
90~"
9
44^
54
60
61
65
72
80
89
96
105
113
121
129
138
156
170
186
Примечания
1 При расположении изолируемых поверхностей в тоннеле к нормам плотно-
плотности следует вводить коэффициент 0,85
2 При применении в качестве теплоизоляционного слоя пенополиуретана, фе-
нольного поропласта ФЛ, полимербетона qH определяют с учетом коэффициента к2,
табл 4 17
Таблица 4 17
Значения коэффициента к2
Материал
теплоизоляционного слоя
Полимербетон
Пенополиуретан,
фенольный поропласт ФЛ
Условный проход трубопроводов, мм
25-65
0,7
0,5
80-150
0,8
0,6
200-300
0,9
0,7
350-500
1,0
0,8

387
Для теплоизоляционной конструкции из уплотняющих материалов
толщину теплоизоляционного слоя определяют с учетом коэффициента
уплотнения Ка (табл. 4 18).
Таблица 4 18
Коэффициенты уплотнения для различных уплотняющихся
материалов и изделий
Теплоизоляционные материалы и изделия
Изделия минераловатные с гофрированной структурой при ук-
укладке на трубопроводы и оборудование условным проходом, мм
до 200
от 200 до 350
ев 350
Маты минераловатные прошивные
Маты из стеклянного штапельного волокна
Маты из супертонкого стекловолокна, маты БЗМ, холсты из
ультрасупертонких и стекломикрокристаллических волокон
средней плотностью от 19 до 56 кг/м3 при укладке на трубопро-
трубопроводы и оборудование условным проходом, мм Dy < 800 при
средней плотности 19 кг/м3
То же при средней плотности 56 кг/м3
Dy> 800 при средней плотности 19 кг/м3
То же при средней плотности 56 кг/м3
Плиты минераловатные на синтетическом связующем марки
50,75
125, 175
Плиты минераловатные на битумном связующем марки
75
100, 150
Плиты полужесткие стекловолокнистые на синтетическом свя-
связующем
Пенопласт ПВХ-Э
Пенопласт ППУ-ЭТ
Коэффициент
уплотнения,
1,3
1,2
1,1
1,2
1,6
3,2*
1,5*
2,0*
1,5*
1,5
1,2
1,5
1,2
1,15
1,2
1,3
* Промежуточные значения коэффициента уплотнения следует определять интер-
интерполяцией
Примечание В отдельных случаях в проектно-сметной документации по тепло-
тепловой изоляции могут быть предусмотрены другие коэффициенты уплотнения, обу-
обусловленные технико-экономическими расчетами и особенностями работы тепловой
изоляции
При бесканальной прокладке коэффициент теплопроводности основ-
основного слоя теплоизоляционной конструкции Як определяется по формуле*

388
Глава IV
где X - коэффициент теплопроводности сухого материала основного слоя,
Вт/м-°С, принимаемая по табл. 4.19;
К — поправочный коэффициент, учитывающий увеличение теплопро-
теплопроводности от увлажнения (табл. 4.20).
Таблица 4.19
Расчетные технические характеристики материалов, применяемых
для теплоизоляции трубопроводов при бесканальной прокладке
Материал
Армопенобетон
Битумоперлит
Битумокерамзит
Битумовермикулит
Пенополимербетон
Пенополиуретан
Фенольный поро-
пласт ФЛ моно-
монолитный
Условный
проход
трубопро-
трубопровода, мм
150-800
50-400
До 500
До 500
100-400
100-400
До 1000
Средняя
плотность
кг/м3
350-450
450-550
600
600
400
60-80
100
Теплопроводность
сухого материала
Хю Вт/(м °С),
при 20°С
0,105-0,13
0,11-0,13
0,13
0,07
0,07
0,05
0,05
Максимальная
температура
вещества, °С
150
130*
130*
130*
150
120
150
* Допускается применение до температуры 150 С при качественном методе отпуска
теплоты
Таблица 4 20
Значения коэффициента увлажнения К
Материал
теплоизоляционного слоя
Армопенобетон
Битумоперлит
Битумовермикулит
Битумокерамзит
Пенополиуретан
Пенополимербетон
Фенольный поропласт ФЛ
Тип грунта
маловлажный
1,15
1,1
1,1
1,1
1,0
1,05
1,05
влажный
1,25
1,15
1,15
1,15
1,05
1,1
1,1
насыщенный водой
1,4
1,3
1,3
1,25
1.1
1,15
1,15
При определении толщины основного слоя изоляции по нормам плот-
плотности теплового потока, а также при расчете потерь теплоты теплопрово-
теплопроводами за расчетную температуру теплоносителя для водяных тепловых се-
сетей принимают среднегодовую температуру воды.

389
Среднегодовая температура воды в каждом теплопроводе определяет-
определяется по выражению
41 щ +п2 + .... + Щг
где тср.1, тср2, ¦¦¦. Tcpi2, - средняя температура теплоносителя по месяцам,
определяемая по графику центрального качественного регулирования
в зависимости от среднемесячных температур воздуха;
щ + п2 +...+ л и - количество часов в году по месяцам.
За расчетную температуру окружающей среды to принимают: в тонне-
тоннелях, проходных каналах - 40°С; при бесканальной прокладке, а также при
прокладке в непроходных каналах - среднегодовую температуру грунта на
глубине заложения оси теплопровода; при надземной прокладке - средне-
среднегодовую температуру наружного воздуха.
Коэффициент теплоотдачи а на поверхностях тепловой изоляции и ка-
канала следует принимать по [6, прил. 9]. Для теплопроводов, прокладывае-
прокладываемых в каналах, и от воздуха канала к стенке канала а = 8 Вт/(м°С).
Падение температуры воды по длине теплопровода необходимо опре-
определять из предположения постоянства удельных теплопотерь. В этом слу-
случае температура теплоносителя в конце участка находится по [7, форм.
A0.36)] или [9, форм. (Х.29)]. Температурное поле грунта вокруг теплопро-
теплопроводов можно рассчитать по выражениям [9, форм. (Х.18), (Х.19)], [10,
форм. A0.29), A0.30)], при этом температуру теплоносителя для водяных
тепловых сетей следует принимать по графику центрального регулирова-
регулирования при среднемесячной температуре наружного воздуха расчетного месяца.
Оптимальную толщину основного слоя изоляционной конструкции
рассчитывают исходя из минимальных приведенных затрат, рассматривая
несколько вариантов с различной толщиной изоляционного слоя. Можно
воспользоваться методикой и примером [9, с. 395-396].
ПРИМЕР 4.24. Определить эффективность тепловой изоляции двух-
двухтрубной тепловой сети, с диаметром теплопроводов rfH = 426 мм, проложен-
проложенных в каналах КЛС 210x120 (рис. 4.21).
Среднегодовая температура сетевой воды в подающем трубопроводе
тСр 1 = 86°С, в обратном - т^ 2=46 °С.
Глубина заложения оси теплопроводов h= 1,2 м.
Грунты - суглинки, плотностью 1200 кг/м2 при массовой влажности до
12%. Температура грунта to = 3°C. Изоляция - маты из стеклянного шта-
штапельного волокна на синтетическом связующем марки МС - 50, толщиной
5^5 = 0,1 м (с учетом уплотнения), покровный слой из бризола в 2 слоя,
6ПС = 0,008 м.
Коэффициент теплопроводности основного слоя изоляции [4, прил. 14]
Аиз = 0,042 + 0,00028*ср,

390
Глава ГУ
где rcp 1 = Тср12+4° = 8624° = 63°С - для подающей трубы,
Г* 2 = Тср22+4° = 46240 = 43°С - для обратной трубы,
Л#из1=0,042 +0,00028-63 = 0,06 Вт/(м-°С),
АЮ2 = 0,042 + 0,00028-43 =0,054 Вт/(м°С).
Термическое сопротивление основного слоя изоляции для каждой трубы
Яю 1 = -z-4— In-т2- = „}„„ 1п тН^7 = Ь02 (м-°С)/Вт;
2nXml dH 6,28 0,06 0,426
n I i_ dm 1
113 2 гяЛиз 2 rfH 6,28 • 0,054 0,426
Термическое сопротивление покровного слоя для каждой трубы
*"« =2^Г1ПЙ" = 6,28.0,175 ^аЁГ0'018 (м°С)/Вт'
где Л.™ - коэффициент теплопроводности покровного слоя бризола,
А„с=0,175Вт/(м-оС).
Термическое сопротивление на поверхности покрытия для каждого
трубопровода
1
1
''Tidma 3,14-0,642-8
= 0,06 (м-°С)/Вт,
где коэффициент теплоотдачи на поверхности покрытия принят а=8
Вт/(м2-°С) [4, прил. 13].
Рис. 4.21. Схема канальной прокладки двухтрубной теплосети
в канале КЛС 210x120 (размеры в метрах)

391
Термическое сопротивление каждого теплопровода
/?! = Rm j + Rm + Rn = 1,02 + 0,018 + 0,06 = 1,1 (м°С)/Вт;
*2 =^из2 +Лпс +ЯП =1,14 + 0,018 + 0,06 = 1,22 (м-°СуВт.
Эквивалентные внутренний и наружный диаметры канала равны
. 4FB 4 2,1 1,2
= 4^= 4-2,38-1,47
нэ Рн 2B,38 + 1,47) '
где FBnPB — площадь и периметр канала по внутренним размерам;
FhhPh- площадь и периметр канала по наружным размерам.
Принимая коэффициент теплоотдачи на внутренней поверхности ка-
канала а=8,00 Вт/(м2-°С) рассчитываем термическое сопротивление на по-
поверхности канала
-хал ?« я
3,14 -1,53 -8
= °'026
Термическое сопротивление стенок канала при коэффициенте тепло-
теплопроводности железобетонной стенки канала Лк= 1,6 Вт/(м-°С)
6,28-1,6 1,53
(м-°С)/Вт.
Так как отношение h/dH= 1,2/0,426=2,82 > 2, термическое сопротив-
сопротивление грунта рассчитываем по выражению
а коэффициент теплопроводности грунта находим по таблице 4.21
А._ =0,62 Вт/(м°С);
Суммарное термическое сопротивление потоку тепла от воздуха в ка-
канале в грунт
Ro = Лпк + RK+RIV= 0,026 + 0,014 + 0,249 = 0,289 (м°С)/Вт.
Температуру воздуха в канале определяем по выражению
xcpl/Rl +Tcp2//?2 +to/Rp 86/1,1 + 46/1,22 + 3/0,289 =243оС
l/^+l//?+l//? 1/1,1 + 1/1,22 + 1/0,289

Таблица 4 21 eg
Теплопроводность грунтов различной структуры и влажности
Характеристика
грунтов
Пески к супеси
Песок для строи-
строительных работ
(ГОСТ 8736-77)
Глины и
суглинки
Гравий, дресва,
щебень
Известняк
Мрамор
Гранит, гнейс,
базальт
Плотность
сухого грунта
Рсу» кг/м3
1200
1600
2000
1600
2000
1600
800
1200
1600
2000
1600
2000
2000
1400
1600
1800
2000
2800
2800
Порис-
Пористость,
р
0.54
0,38
0,23
0,68
0.54
0,38
0,23
-
—
—
—
Теплопроводность
сухого грунта Х^,
Вт/(м К)
0,20
0,31
0,56
0.35
0,12
0,20
0.33
0,58
—
0,49
0,58
0,70
0,93
2,91
3,49
Теплопроводность влажных грунтов
Хы при массовой влажности WM, %
12
16
20
8
10
2
8
12
16
20
8
10
10
3
3
3
3
—
—
Кп
0,94
1,24
2,03
1,10
2,03
0,58
0,45
0,62
0,96
2,00
0,87
1,74
2.03
0,58
0,81
1,05
1,28
—
-
WM, %
24
32
40
22
23
—
16
24
32
40
32
20
16
-
—
-
1,31
1,76
3,08
1,92
3,31
-
0.64
0,86
1.33
2,60
1,74
2,56
2,73
—
—
-
36
48
38
-
24
36
48
38
23
23
-
—
—
1,55
2,15
2.44
-
0,74
1,00
1,63
1,86
2,67
3,37
-
—
—

393
Удельные потери теплоты подающим и обратным изолированными
теплопроводами
Суммарные удельные потери тепла
Я™ =Я\+Яг= 56,1 +17,8 = 73,9 Вт/м.
При условии неизолированных теплопроводов суммарное термическое
сопротивление будет равно термическому сопротивлению на поверхности
теплопровода
R"™ = J^T = -хал Ло*я = °'093 (М°с)/Вт-
7Ина 3,14-0,426-8
Температура воздуха в канале при неизолированных теплопроводах
, _ 86/0,093 + 46/0,093 + 3/0,289 _573ос
1/0,093 + 1/0,093 + 1/0,289
Удельные потери тепла неизолированными теплопроводами
Это значит, что в данном случае, при условии отсутствия изоляции,
имеет место обратный тепловой поток от воздуха в канале в обратный теп-
теплопровод.
Суммарные потери тепла неизолированными теплопроводами будут
равны потерям тепла, подающим теплопроводом
?ненз= Я\ =308,6 ВТ/М.
Эффективность тепловой изоляции
¦..^неиз-Зиз = 308,6-73,9
1 qmm 308,6
ПРИМЕР 4.25. По данным примера 4.24 определить требуемую тол-
толщину тепловой изоляции по нормируемой плотности теплового потока че-
через изолированную поверхность теплопровода. Определить эффективность
принятой изоляции.
Нормируемые плотности тепловых потоков для трубопроводов
</„ = 426 мм при среднегодовых температурах теплоносителя в подающем

394
теплопроводе тср i = 86°С и обратном тср 2=46°С определяем по табл. 4.16
Определяем термические сопротивления теплопроводов
^ ?|^ (м-°С)/Вт;
2R2 = %*Щ1' = ^p = 13 (m°C)/Bt.
Толщину основного слоя изоляции определяем по формуле
где B=dJdH - отношение наружного диаметра изоляционного слоя к на-
наружному диаметру трубы, [6].
Для подающего теплопровода
По таблице натуральных логарифмов чисел [12] находим В =1,42, то-
тогда
^г ^,42-1) = 0,09 ».
Для обратного теплопровода
;]-0,42, В=1,52;
Принимаем толщину основного слоя изоляции для обоих теплопрово-
теплопроводов 5ИЗ=0,11 м.
Термическое сопротивление основного слоя изоляции для труб
* = ^1П^ = Л 1П 1
^" = АоЛпб 1П Т1Ш
ан 6,28 0,06 0,426
= U l

395
Термическое сопротивление покровного слоя для обеих труб
*пс = о^Г ln7i= fi7oni7s 1п?тЁ1= °'023 (М°с)/Вт-
2яАпс ат 6,28-0,175 0,646
Термическое сопротивление на поверхности покровного слоя для обе-
обеих труб
R« =^H7%unU *=0>06 (м°С)/Вт.
тш^хх 3,14 0,662-8
Термическое сопротивление теплопроводов
*i = К> 1 + Я™ + К = U1 + 0,023 + 0,06 = 1,193 (м °С)/Вт;
R2 = 1,24 + 0,023 + 0,06 = 1,323 (м°С)/Вт.
Из предыдущего примера принимаем термическое сопротивление на
внутренней поверхности канала RnK = 0,026 (м°С)/Вт, стенок канала
RK=0,014 (м-°С)/Вт, грунта ^ = 0,249 (м°С)/Вт и суммарное термическое
сопротивление /?0 = 0,289 (м-°С)/Вт.
Определяем температуру воздуха в канале
_ 86/1,193 + 46/1,323 + 3/0,289 _ 117,3 =23 2<>с
1/1,193 + 1/1,323 + 1/0,289 5,06 ' '
Удельные потери тепла подающим и обратным теплопроводами
Суммарные удельные потери тепла
Ят = Я\+Яг= 52,6 +17,2 = 69,8 Вт/м.
При условии отсутствия тепловой изоляции удельные тепловые потери
каждым теплопроводом будут такими, как в примере 4.24.
q[ = 308,6 Вт/м, q2 = -121,5 Вт/м,
а суммарные теплопотери qmm = 308,6 Вт/м
Эффективность тепловой изоляции
. 308,6-69,8 _Q77
308,6

396
Главку
ПРИМЕР 4.26. Определить эффективность тепловой изоляции из фе-
нольного поропласта для двухтрубной тепловой сети бесканальной про.
кладки. Диаметр теплопроводов dH = 0,377 м. Среднегодовая температура
теплоносителя тср1 = 90°С, тср2=50°С. Глубина заложения оси теплопрово-
теплопроводов h= 1,6 м. Грунты - пески и супеси маловлажные р = 1600 кг/м3, средне-
среднегодовая температура грунта на глубине заложения го = 5°С. Покровный слой
теплоизоляции - бризол в два слоя, толщиной 8т = 6 мм (рис. 4.22).
Рис. 4.22. Схема прокладки двухтрубной теплосети
при бесканальной прокладке
Принимаем толщину основного слоя изоляции 5„3 = 0,15м, тогда на-
наружный диаметр слоя изоляции dm = 0,677 м, а при покровном слое
5ПС = 0,006 м диаметр трубопровода с изоляционной конструкцией состав-
составляет ^/пс= 0,689м.
Принимая по табл. 4.19 коэффициент теплопроводности фенольного
поропласта А/из = 0,05 Вт/(м°С) с учетом коэффициента увлажнения
/<Гув =1,1 (табл. 4.20) К3=КтКув = 0,05 1,1 =0,055 (м-°С)/Вт определяем
термическое сопротивление слоя изоляции
2яА,и
П Z
1
0,677
6,28 0,055" 0,377
= 1,69(м°С)/Вт.
Термическое сопротивление покровного слоя, при А,пс = 0,175 Вт/(м- °С).
R _ 1 ,„4.с_ 1 ,„0,689.
Так как hldH= 1,6/0,377 = 4,24 >2 термическое сопротивление грунта
рассчитываем по выражению
R l In 4h = 1 1
115 271^ йш 6,28-1,24
где Хгр= 1,24 (м°С)/Вт (табл. 4.21).

397
Термическое сопротивление каждого теплопровода
Rl = R2 = Rm + Япс + Rrp = 1,69 + 0,016 + 0,29 = 1,99 (м°С)/Вт.
Термическое сопротивление, учитывающее взаимное влияние тепло-
тепловых потоков теплопроводов находим по выражению
\
1 = 0,17 (м-°С)/Вт.
Определяем удельные потери тепла подающим и обратным теплопро-
теплопроводами по формулам
_ Ах, /г2-Дт2Я12
41
1?2
2~ ,2
Находим разности температур сетевой воды и грунта для подающего и
обратного трубопроводов
toi=**i-to =90-5 = 85 °С,
Дт2 =^2-1. =50-5 = 45 °С,
ATr/?2-AT2-i?li2 85-1,99-450,17
* = ^-Я,-^ = 1,99'-0,17' Ц
Ат2 •/?! - Axt .Jgu _ 45-1,99-850,17 _
^2 Ъ-Ъ-ЯЬ 1,992-0,172 9Д
Суммарные удельные тепловые потери обоими теплопроводами
Ят = Я\ + Чг = 41,1 + 19,1 = 60,2 Вт/м.
Нормируемые плотности тепловых потоков составляют #[норм = 113
Вт/м и #2норм = 60 Вт/м (табл. 4.16), а с учетом коэффициента К2, прини-
принимаемого по таблице 4.17
д\иорн = K2q\mpM =0,8-113 = 90,4 Вт/м;
<7'2НО1Ш = K2q'2mjni = 0,8 • 60 = 48 Вт/м.
Далее рассчитываем теплопотери трубопроводами при условии отсут-
отсутствия тепловой изоляции. Термическое сопротивление грунта при неизоли-
неизолированных теплопроводах

398
Глава IV
1
гпкп
6,28-1,24 0,377
1п4^1 = 0,36 (м°С)/Вт.
Термическое сопротивление каждого теплопровода при условии от-
отсутствия изоляции будет равно термическому сопротивлению грунта, т.е.
Я,™1 = Я2ненз =RTp= 0,36 (м°С)/Вт.
Удельные теплопотери неизолированных подающего и обратного теп-
теплопроводов
Ат, Я2-Дт2Я12 _ 85-0,36-45 0,17
Ч\ —
2 -R\,l
0,362-0Д7:
Ат2 -Я) -At, Rl2 _ 45 0,36-85-0,17
= 229,5 Вт/м;
0,362-0,172
= 17,5 Вт/м.
Суммарные потери тепла
Эффективность тепловой изоляции
дтю-дт = 247-60,2
^неи, 247
= 0,76.
Как показывают расчеты, по сравнению с канальной прокладкой эф-
эффективность изоляции значительно ниже, что связано с непосредственным
контактом поверхности теплопроводов с грунтом, обладающим сравни-
сравнительно большой теплопроводностью. Кроме того, большое значение имеет
воздушная прослойка в канале между поверхностью трубопровода и грун-
грунтом, которая фактически также является теплоизолятором.
ПРИМЕР 4.27. Определить эффективность тепловой изоляции и по-
потери тепла двухтрубной теп-
тепловой сетью с предваритель-
предварительно изолированными трубами
фирмы АББ, при расчетных
температурах теплоносителя
т1 = 130°С,т2=70°С.
Диаметр труб Ду 250,
глубина заложения труб
Л= 1 м, температура грунта на
глубине заложения fo=5°C,
грунты - пески и супеси, ко-
коэффициент теплопроводности
грунта ^ = 1,2 (м-°С)/Вт.
Схема прокладки на рис. 4.23.
Рис. 4.23. Схема двухтрубной бесканальной
прокладки с ПИ трубами

399
Исходя из нормативных материалов фирмы АББ [13] наружный
диаметр полиэтиленовой оболочки для труб Ду 250 dUG = 400 мм. Терми-
Термическое сопротивление полиэтиленовой оболочки в расчетах не учитыва-
учитывается вследствие малости величины. Наружный диаметр стальной трубы
dH = 273 мм, толщина слоя пенополиуретановой теплоизоляции равна
5из = 60мм.
Принимая коэффициент теплопроводности слоя изоляции Хт = 0,027
(м °С)/Вт [14] определяем термическое сопротивление изоляции.
Так как h/dH = 1,0/0,273 = 3,66 > 2, то термическое сопротивление грун-
грунта рассчитываем по уравнению
*•* = -dr^f-ттгп Ini5T=0-31 (М-°С>/Вт-
к 27iA,p Ддс 6,28-1,2 0,4
Термическое сопротивление каждого теплопровода
R1 = R2 = RHi + RIV= 2,25 + 0,31 = 2,56 (м-°С)/Вт.
Термическое сопротивление, учитывающее взаимное влияние тепло-
тепловых потоков
4{fI ЧШ11=0'16 (м'°сувт-
Определяем удельные потери тепла, предварительно принимая пере-
перепады температур сетевой воды и грунта
Ат, =т,-г0 =130-5 = 125 °С;
Ат2=т2-г0 =7О-5 = 65°С;
= Ах, ¦ Д2 -Дх2 .R,2 = 125.2,56-65-0,16 =
*' R,R2-Rl2 2,562-0,162
AT2-R,-ATt /г|2 65-2,5б-1250,1б_оо
92 = ъ-ъ-ви = г^-охе 2-4Вт/М'
Суммарные теплопотери
^ = Чх + д2 = 47,5 + 22,4 - 69,9 Вт/м.
По табл. 2.8.2 [14] потери тепла в предизолированных трубах для тем-
температур A3О-7О)°С 9 = 69,6 Вт/м
Расчет тепловых потоков от труб с учетом их взаимного влияния про-
проводим по методике приведенной в [14].

400 Глава iy
Определяем термическое сопротивление между подающим и обрат,
ным теплопроводами
Коэффициент теплопередачи для двух теплопроводов [14]
** = U = =035 №
Суммарные удельные потери тепла [14]
Рассчитаем эффективность тепловой изоляции.
Термическое сопротивление грунта при условии отсутствия изоляции
В случае отсутствия теплоизоляции термическое сопротивление трубы
будет равно термическому сопротивлению грунта
днеиз = днеиз = дмиз = q36 (M-°C)/Bt.
Удельные тепловые потоки
r3-AT2-^,2 _125-0,36-65-0,16
Чх"
н
42
0,362-0Д62
Rr3R?m-R?2 0,362-0Д62
Суммарный тепловой поток
q* = 9« + д» = 346 + 34 = 380 Вт/м.
Эффективность тепловой изоляции
q™ 380
по методике АББ

401
4.14. Тепловой и гидравлический расчет
водоподогревательных установок
Тепловой и гидравлический расчет водоподогревателей сводится к оп-
определению расчетной поверхности нагрева, выбора номера и количества
секций, а также гидравлического сопротивления водоподогревателя по
греющей и нагреваемой воде.
Расчет водоподогревателей системы горячего водоснабжения при лю-
любых схемах подключения их к тепловым сетям производится для самого не-
неблагоприятного режима, соответствующего точке излома температурного
графика или по минимальной температуре воды, если отсутствует излом
графика [4, п. 11.9] Дня скоростных секционных водоподогревателей следу-
следует принимать противоточную схему потоков теплоносителей, при этом гре-
греющая вода из тепловой сети должна поступать в межтрубное пространство
Кроме скоростных водоподогревателей, могут использоваться пластинчатые.
Число водоводяных подогревателей для системы горячего водоснаб-
водоснабжения принимается равным двум параллельно включенным в каждой сту-
ступени подогрева, рассчитанных на 50% теплового потока [4, п. 11.12]. При
максимальном тепловом потеке до 2 МВт предусматривается установка по
одному водоподогревателю в каждой ступени нагрева
Водоподогреватели горячего водоснабжения присоединяются к тепло-
тепловым сетям в ЦТП по параллельной или двухступенчатой схемам.
Расчет двухступенчатой последовательной схемы ведется по балансо-
балансовой нагрузке горячего водоснабжения, а расчет двухступенчатой смешан-
смешанной схемы производят при условии равенства температур сетевой воды
после подогревателя второй ступени и после системы отопления. При на-
наличии в системе горячего водоснабжения баков-аккумуляторов расчет про-
производится по среднечасовой тепловой нагрузке, а при их отсутствии - по
максимальной. Тепловой расчет водоподогревателей сводится к определе-
определению коэффициентов теплопередачи, площади поверхности нагрева и по-
потерь давления в них греющей и нагреваемой воды. При этом скорость дви-
движения нагреваемой воды в трубках должна быть в пределах 1-2,5 м/с, в
межтрубном пространстве - не более 2 м/с.
Методика теплового и гидравлического расчетов водоподогреватель-
водоподогревательных установок приведена в [9, с. 136-148].
ПРИМЕР 4.28. Произвести тепловой и гидравлический расчеты водо-
подогревательной установки системы горячего водоснабжения, присоеди-
присоединенной по двухступенчатой смешанной схеме (рис 4.24) Тепловая нагруз-
нагрузка на отопление QOBUIX = SOO кВт, а горячее водоснабжение Bл шах = 720 кВт
Температура сетевой воды, соответствующая точке излома графика,
T/i = 70°C, т'2=42оС Температура холодной и горячей воды /С = 5°С,
th = 60°С Расчетная температура сетевой воды t2 = 150°С, т2 = 70°С.

402
Глава IV
Ur
Из тепловой сети |
I
В тепловую сеть
Из водопровода
ЩРТ
П ступпень
*
-W-
lli
^и«н*я>«н|_
Iступпень
Gohm
-ш-
L__.
r-wK^i^Kh
Рис. 4.24. Двухступенчатая смешанная схема водоподогревательной
установки горячего водоснабжения
Решение. В зимний период расход сетевой воды:
на отопление [4, п. 5.2]
-103_ 800-3,6-103
G
Gom"~ с(т,-т2) ,19.A50-70)
на горячее водоснабжение [4, п. 5.2]
-3,6 103 0^57203,6 103
"8591'9кг/ч'
— *{-* 4.19.G0-42) =1215Wltr/4-
Расчетный расход на абонентский ввод
Сабпш=С0ПШ + СзА1111И = 8591,9+ 12151,4=20743,3 кг/ч.
Расход нагреваемой воды для горячего водоснабжения

403
Температура нагреваемой воды на выходе из подогревателя первой
ступени [9, форм. (V.16)] г' = т'2- 5 =42- 5 = 37°С.
Теплопроизводительность подогревателей второй и первой ступеней:
Qhmax = Qhmax ~^1~~ = 720' 6Q_5 =301,1 кВт;
QLk = Qhm!a -Q"™* =720-301,1=418,9 кВт.
Температура сетевой воды на выходе из подогревателя первой ступени
> / битах" 3,6-103 418,9-3,6 103
Т21=Т2 rGa6max = " 4,19-20743,3 = '
Среднелогарифмические разности температур между греющим и на-
нагревательным теплоносителями в подогревателях первой и второй сту-
ступеней:
,
Средние температуры сетевой и нагреваемой воды в подогревателях
первой и второй ступеней:
тт! = 0,5 ¦ (т'2 + t'2i1) = 0,5 ¦ D2 + 24,6) = 33,3°С;
tmtl =0,5-(r'+/J = 0,5-C7 + 5) = 2ГС;
-Cm.ii = 0,5 •« + т'2) = 0,5 - G0 + 42) = 56°С;
'т.н =0,5 ¦ (/А + г') = 0,5 ¦ F0 + 37) = 48,5°С.
Задавшись скоростью нагреваемой воды и^ = 1 м/с, определяем тре-
требуемую площадь живого сечения трубного пространства подогревателя
f <?? П247.6
f
^ - moo-в,-р " збоомо3
К установке принимаем скоростной водоподогреватель типа 08 ОСТ
34-588-68 с техническими данными: длина секции .?=4000 мм, внутренний
диаметр корпуса ?>,= 106 мм, площадь поверхности нагрева одной секции

404Гл
taeaiv
^сек=3,54 м2, диаметр трубок de/dt = 16/14 мм, количество трубок л = 19
площадь живого сечения межтрубного пространства/М1р = 0,005 м2, трубив
го пространства/р=0,00293 м2.
Эквивалентный диаметр межтрубного пространства
lliC = 15,5мм=0,0155м.
'¦16
Действительная скорость нафеваемой воды в трубках подофевателя
^ = 36ООЛр1О3 =36000,00293103 =1'°7 М/°"
Скорость сетевой воды в межтрубном пространстве водоподогревате-
лей первой и второй ступени:
„I = S— = 20743,3
I/mipP 36000,005 103
= 0,68 м/с.
мтр 3600/мтрр 36000,005-103
Коэффициенты теплоотдачи от сетевой воды к стенкам трубок в по-
подогревателях первой и второй ступеней [9, с. форм. (V.8)]
и0-8
«Lxp = A630+21Т.Д -0,041х2пД)-^-=
dee
1 1S0'8
= A630 + 21-33,3-0,041-33,32) ' 02 =5873,3 Вт/(м2-°С);
аЦтр = A630+21-56-0,041-562) = °*68 02 = 4528,3Вт/(м2оС).
Коэффициенты теплоотдачи от стенок трубок к нагреваемой воде в
подогревателях первой и второй ступеней:
„0,8
)-^^~г
8,5)^г
Коэффициенты теплопередачи для подофевателей первой и второй
ступеней [9, форм. (V.7)]

405
Кг =— J — = — 1 ¦ = 2638,5 Вт/(м2.°С);
5091 5873,3
Kn = — 1 = 2551 Вт/(м2-°С),
_L_+0,000013 + ^
Требуемая площадь поверхности нагрева подогревателей первой и
второй ступеней [9, форм. (V.6)]:
418,9 103 =1Е5м1.
385 107 08
1 Кг1йтЛ\к, 2638,5 10,7 0,8
F =?"™»1(I = ЗОЦ-103
11 Ки&тЯ\х 2551-7,2-0,8=
Количество секций в подогревателях первой и второй ступеней:
ni=Fi/FceK= 18,5/3,54 = 5,2 = 6 секций;
«11 = ^/^^=20,5/3,54 = 5,8 « 6 секций.
Потери давления в трубном и межтрубном пространстве подогревате-
подогревателей первой и второй ступеней:
Д^м1р = Иимтри = 11-1Д52 ¦ 6 — 87,3 кПа;
АР]р = 5,31)^/1 = 5,3-1,072- 6 = 36,4 кПа;
ЛР,?1р=11^трл = 110,682 6-33,5к11а;
АР^ = 5,3^ = 5,3-1,072-6 = 36,4 кПа.
В летний период расчетные параметры сетевой воды составляют:
ti = 70°С, т'з = 30°С; температура холодной воды // = 15°С
Расход теплоты для горячего водоснабжения
РблпиЛ'А"'/) 0,8-720F0-15)
471,3 кВт.
Расход нагреваемой воды
Расход сетевой воды
471,3 3600
4J9 ¦ G0-30)

406 Главку
Среднелогарифмическая разность температур теплоносителей
Л/, _(*э-?)-(*!-fr) _C0-15)-G0-60) _
Средние температуры нагреваемой и сетевой воды в подогревателе
t'h = 0,5(гй + ф = 0,5- F0 + 15) = 37,5°С;
Скорость сетевой и нагреваемой воды в подогревателе:
и - А ^_ 8998,6 -QS5ltl/c.
*> 3600-Лр-р 3600-0,00293-Ю3 '
Umtp = збоо/нтрр = 3600-0,005-ю3 = °'56 Wc"
Коэффициенты теплоотдачи:
0,014(
п0,8
=Aбзо+21т;-
Вт/(м2оС);
2)-^^-5J= 3730,6 Вт/(м2оС).
Коэффициент теплопередачи:
К* = 1 ^ Г"х—i " Г"" = 2053'4 Вт/(м2оС).
Поверхность нагрева подогревателя в летний период
егтмю3 471,3-ю3 2
КЛЬС\1 2053,4 12,3 0,8 ' "
Количество секций подогревателя
/1=23,3/3,54=6,58 = 7 секций.
В летний период включается только подогреватель второй ступени.
Причем к его шести секциям добавляется еще одна.

407
Потери давления в летнее время:
АР^ =5,31)^/1 = 5,3- 0,852- 7 = 26,8 кПа;
AP,iip=ll\Jip/i=11.0,562-7=24,1 кПа.
ПРИМЕР 4.29. Произвести тепловой и гидравлический расчеты водо-
подогревательной установки системы горячего водоснабжения, присоеди-
присоединенной по двухступенчатой последовательной схеме (рис. 4.25). Расчетный
расход теплоты на отопление ботах = 800 кВт, горячее водоснабжение Qhm=
S328 кВт. Регулирование отпуска теплоты осуществляется по совмещен-
совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения. Температуру воды в
тепловой сети принять из примера 4.5 (см. рис. 4.4). Температура горячей
воды /А = 60°С, холодной tc = 5°C, воды, поступающей в систему отопления,
при *н, Тэ = 50,5°С. Балансовый коэффициент х= 1,2.
Из тепловой сети!
1
В тепловую сеть
Из водопровода j
Рис. 4.25. Двухступенчатая последовательная схема водоподогревательной
установки горячего водоснабжения
Решение Расчет водоподогревательной установки производим при
минимальной температуре сетевой воды в подающей магистрали, соот-
соответствующей г„. Из примера 4.5 находим, что при *н = 2,5°С температура

408
сетевой воды в подающей магистрали по повышенному температурному гра.
фику т'1п = 81°С, после системы отопления по отопительному графику
Т2 = 42°С, при to = -25°C расчетные температуры сетевой воды тх = 150°С
Т2 = 7О°С
Задавшись недогревом водопроводной воды до температуры греющей
сетевой воды в нижней (первой) ступени подогревателя Д*Н=5°С, находим
температуру нагреваемой воды на выходе из подогревателя
Балансовая тепловая нагрузка на горячее водоснабжение
QL=XQhm=U2 328 = 393,6 кВт
Тепловые нагрузки подогревателей обоих ступеней при балансовой
нагрузке на горячее водоснабжение составляют
°5-37) =164,6 кВт,
$i = tiL - fflfn = 393,6 - 164, 6=229 кВт
Максимальный часовой расход теплоты на горячее водоснабжение
Qh ти = 2,4QAm = 2,4 328 = 787,2 кВт
Расчетные расходы нагреваемой (местной) воды при балансовой и
максимальной тепловой нагрузках на горячее водоснабжение
Расход сетевой воды на абонентский ввод при Qlm
Ql 3MQ(th-t'
800 3600 393,6
3600 F0-37 Q2] =
1-42) [ 60-5 ' J
4,19 A50-70) 4,19 (81
= 8591,9 + 5360,4= 13952,3 кг/ч
Максимальный часовой расход сетевой воды на абонентский ввод при
установке регулятора расхода
G?<6ine=lflGi=U 13952,3=15347,5 кг/ч
Определим температуру сетевой воды на выходе из подогревателя
первой ступени при Q^

409
Среднелогарифмическая разность температур греющего и нагреваемо-
нагреваемого теплоносителей в подогревателе первой ступени при Q%m
тб , Qfi3600_ 229 3600
121 Т2 cGi; 42 4,19 13952,3 ~27>9С
97 9-5
In '
42-37
Безразмерный параметр подогревателя первой ступени
6?i 3600 _ 229 3600
f^U П'8 4'19 V13952.3 6148,7
'
Безразмерная удельная тепловая производительность подогревателя
первой ступени при максимальной тепловой нагрузке на горячее водо-
водоснабжение
=/(°-65+0 *
Принимая расчетную температуру воды, поступающую в местную
отопительную установку, Хэ = 95°С, определяем коэффициент смешения
элеватора
tl-t^ 150-95
2
Тогда расчетный коэффициент
, (l + «)Gomax 1 = A + 2,2) 8591,9
G* 13952,3
Средняя температура воды в нагреваемом приборе при /„
Безразмерная характеристика отопительной системы при максималь-
максимальной тепловой нагрузке на горячее водоснабжение
1 _ 1
0,5 + и* <,р-Г, Ga6mdX 0,5+0,97 46,25-18 15347,5
^ 1 + 0,97 81-42 8591,9
= 0,49
Суммарный перепад температур сетевой воды в первой и второй сту-
ступенях при максимальной тепловой нагрузке на горячее водоснабжение

410 Глава д
*т _ QhmM3600 _ 787,2-3600 _
¦""" cG^ " 4,19-15347,5 4 U
Температура сетевой воды после отопительной установки при Qh „^
(Tin -^max -
Т2юах iU
= (81-44-0,701-512297,3/15347,5)A-0,49) + 180,49
1 -10,701 ¦ A - 0,49) ¦ 12297,3/15347,5 J ' "
Тепловая производительность подогревателей первой и второй ступе-
ступеней ПрИ Qh „их
C*U = Qhaa~ GJm» =787,2-319 = 468,2 кВт.
Температура сетевой воды на выходе из подогревателя второй ступени
Температура сетевой воды на выходе из подогревателя первой ступени
Температура нагреваемой воды на выходе из подогревателя первой
ступени при Qh max
" ~~S 4,19-12297,3 ~27'3 C-
Среднелогарифмическая разность температур греющего и нагреваемо-
нагреваемого теплоносителей в подогревателях при Qh пи*:
п (тГтах-^)-(т;п-ГА) _ E4,8-27,3)-(81-60) _212оС.
ттм " " ' " " ' " 1п[E4,8-27,3)/(81-60)] ' '
A9-5)-C6,8-27,3)
Средняя температура греющего и нагреваемого теплоносителей в по-
подогревателях первой и второй ступеней при максимальной тепловой на-
нагрузке на горячее водоснабжение:

411
) = 27,9°С;
tml =0,5(/с +/^) = 0,5 E + 27,3)= 16,1°С;
^.п =0,5-(т/,п+т?тах)=0,5-(81 +54,8) = 67,9°С;
*т.п =0.5D„ +th) =0,5.B7,3 + 60) = 43,6°С.
Задавшись скоростью движения нагреваемой воды 1)^=1 м/с; опреде-
определяем требуемую площадь живого сечения трубного пространства подогре-
подогревателя первой ступени:
f q*r 12297,3 _ 0 m28S 2
/тр" збоо-^-ю3" 36001,00.103 -0ДО285 м ¦
К установке подбираем секционный водоводяной подогреватель 08
ОСТ 34-588-68 со следующими техническими данными: внутренний диа-
диаметр трубок dt= 14 мм, число трубок - 19 шт., площадь поверхности нагрева
одной секции ^к = 3,54 м2, площадь живого сечения трубок^, = 0,00293 м2,
площадь межтрубного пространства/мтр = 0,005 м2, эквивалентный диаметр
межтрубного пространства dee = 15,5 мм.
Действительная скорость движения воды в трубном и межтрубном
пространстве подогревателей:
„ А 12297,3 -Ибы/С.
рЮ3 3600-0,00293 103
v _ Олбтт 15347,5 _055м/с
мтр 3600/мтр103 3600-0,005 103
Коэффициенты теплоотдачи от сетевой воды к стенкам трубок в по-
подогревателях первой и второй ступеней:
.яи-0,041т211)-
4418,3 Вт/(м2-°С);
и0-8
)^f
= 5792,4 Вт/(м2-°С).
Коэффициенты теплоотдачи от стенок трубок к нагреваемой воде в
первой и второй ступенях:

412
ojp = A630 + 21^,-
A630 + 21- 16Д-0,(т-16Д2)-^^г = 5176'5 Вт/(м2-°С);
A630 + 21/min -
1 1 А°>8
Коэффициенты теплопередачи подогревателей первой и второй сту-
ступеней:
К, = — i — = - 1 - = 2325,6 Вт/(м2-°С);
1 I ° I 1 1 |пОООО11 I
|ОООО11 I
5176,5 +0-0Ш0П +4418,3
Кп =— ^ ! ^2970,9 Вт/(м2°С).
Требуемая поверхность нагрева подогревателей первой и второй сту-
ступеней:
„ О.1—-»»1 319-Ю3 и г.
„ц 2325,6-11,6-0.8 ' '
6LM-103= 468,2-10-
^uA^"max^ 2970,9-24,2-0,8
Количество секций в подогревателях первой и второй ступеней:
К установке принимаем соответственно 5 и 2 секции.
Потери давления в трубном и межтрубном пространстве подогревате-
подогревателей первой и второй ступеней:
АР1тр=Пм2итрп = 11-0,852• 5 = 39,74 кПа;
APjp = 5,3u2p/i = 5,3 • U62 ¦ 5 = 35,6 кПа;
APi1^ = 11х>1 ^п = 11 • 0,852• 3 = 23,8 кПа;
% ^1 = 5,31,162-3 = 21,4 кПа.

413
Далее в зависимости от компоновки теплового пункта следует произ-
произвести подбор насосов, водомеров, грязевиков и т д
Литература
1 Водяные тепловые сети, Справочное пособие по проектированию/ И В Беляй-
кина, В П Витальев, Н К Громов и др Под ред Н К Громова и Е П Шубина
-М Энергоатомиздат, 1988 -376 с
2 Наладка и эксплуатация водяных тепловых сетей Справочник/ В И Манюк,
Я И Каплинский, Э Б Хижидр -3-е изд перераб идоп -М Стройиздат, 1988
-432 с
3 Сафонов А А Сборник задач по теплофикации и тепловым сетям 3-е изд -М
Энергоатомиздат, 1985 -232 с
4 СНиП 2 04 07-86 Тепловые сети /Госстрой СССР -М ЦИТП Госстроя СССР,
1986 -45 с
5 СНиП 2 01 01-32 Строительная климатология и геофизика -М Стройиздат,
1983
6 СНиП 2 04 14-88 Тепловая изоляция оборудования и теплопроводов /Госстрой
СССР -М ЦИТП Госстроя СССР, 1989 -32 с
7 Соколов Е Я Теплофикация и тепловые сети Учебник для вузов -3-е изд -М
Энергоиздат, 1982 -360 с
8 Справочник по специальным работам Тепловая изоляция /Под ред
Г Ф Кузнецова -М Стройиздат, 1976 -420 с
9 Теплоснабжение Учебное пособие для вузов /В Е Козин, Т А Левина,
А П Марков и др -М Высш шк, 1980 -408 с
10 Теплоснабжение Учебник для вузов /А А Ионин, Б М Хлыбов и др Под ред
А А Ионина -М Стройиздат, 1982 -336 с
11 Наладка водяных систем централизованного теплоснабжения Справочное по-
пособие /М М Апарцев -М Энергоатомиздат, 1983 -204 с
12 Копко В М Теплоизоляция трубопроводов теплосетей Учебно-методическое
пособие -Минск Технопринт, 2002 -160 с,
13 Система трубопроводов теплоснабжения АББ Руководство, 12 выпуск
14 Принципы проектирования предварительно изолированы трубопроводов АББ
Замех Лтд Дистрикт Хитинг

414
ГЛАВА V. Методические указания по дипломному
проекту «Теплоснабжение города»
5.1. Состав и содержание проекта
Дипломный проект состоит из пояснительной записки объемом 80-
120 страниц рукописного текста и графической части в количестве 8-Ц
листов формата А1 по ГОСТ 2.301-91.
Пояснительная записка содержит: титульный лист, задание на ди-
дипломный проект (выдается руководителем), реферат, ведомость объема
дипломного проекта, введение, основную расчетно-графическую часть,
спецразделы, список использованной литературы.
В реферате указывается полный объем пояснительной записки, включая
рисунки, таблицы, приложения, а также в отдельности количество рисунков,
таблиц, приложений. Далее кратко излагается цель работы, характеристика
объекта проектирования, используемые методы расчета, а также приводятся
конкретные сведения, раскрывающие содержание работы.
Во введении дается оценка состояния современных централизованных
систем теплоснабжения, перспективы дальнейшего развития, значение их
для народного хозяйства. Приводится цель работы и дается характеристика
принятой системы теплоснабжения. Отмечается роль ТЭЦ в снижении
удельных расходов топлива на единицу вырабатываемой электроэнергии.
Перечисляются преимущества централизованного теплоснабжения, в том
числе, в части сохранения природных ресурсов и охраны окружающей сре-
среды. Приводятся способы управления и регулирования гидравлическим и
тепловым режимами системы теплоснабжения. Описываются мероприятия
по повышению надежности теплоснабжения. Кратко характеризуется узел
системы теплоснабжения, подлежащий детальной разработке. Приводится
принципиальное решение по использованию вторичных энергоресурсов
для теплоснабжения. Освещаются вопросы, связанные с охраной окру-
окружающей среды.
В основную часть пояснительной записки рекомендуется включить
следующие разделы: характеристика потребителей теплоты и климатоло-
климатологические данные города; определение расчетных тепловых нагрузок города
и построение графиков расходов теплоты (часовых и годового); выбор ме-
метода центрального регулирования отпуска теплоты; расчет и построение
графиков регулирования (графиков температур обратной воды и расходов
сетевой воды по отдельным видам нагрузок, суммарного расхода воды в
тепловой сети и средневзвешенной температуры воды в обратной магист-
магистрали); выбор трассы и конструкции тепловой сети; определение расчетных
расходов теплоносителя в тепловой сети; разработка монтажной схемы
трубопроводов; гидравлический расчет водяных сетей, паропроводов, кон-
денсатопроводов, а также расчет на аварийный режим; построение пьезо-
пьезометрического графика тепловой сети; обоснование выбора схем присоеди-
присоединения потребителей к сети; принципиальная схема теплоподготовительной

415
установки источника теплоты и подпитки тепловой сети; подбор основного
оборудования теплоподготовительной установки источника теплоты (паро-
(паровых турбин ТЭЦ или котлов в котельных; сетевых, бустерных и подпиточ-
цых насосов; пиковых котлов; поверочный расчет сетевых подогревате-
подогревателей); построение продольного профиля основной магистрали тепловой се-
сети; определение толщины слоя тепловой изоляции магистрального
теплопровода; тепловой расчет изоляционной конструкции; определение
падения температуры теплоносителя по длине трубопровода; объект систе-
системы теплоснабжения, подлежащий детальной разработке (предприятие, ре-
реальный квартал, КРП, ДТП, подкачивающая или смесительная насосная
подстанция, система теплоснабжения объекта спецназначения и др.); ис-
использование тепловых вторичных энергоресурсов для теплоснабжения;
расчет компенсации температурных удлинений теплопроводов; расчет уси-
усилий, действующих на неподвижную опору; мероприятия по защите тепло-
тепловых сетей от коррозии; охрана окружающей среды (экология).
Специальные разделы проекта: автоматизация систем теплоснабжения;
организация и планирование строительно-монтажных работ; охрана труда
и техника безопасности; экономика.
На чертежах дипломного проекта должны быть представлены: генплан
города с трассой тепловых сетей; монтажная схема теплопроводов; пьезо-
пьезометрический график основной магистрали тепловой сети; продольный
профиль тепловой сети; объект системы теплоснабжения, подлежащий де-
детальной разработке (планы, разрезы и схемы); принципиальная схема ис-
использования вторичных энергоресурсов; проект автоматизации одной из
установок системы теплоснабжения; проект организации и планирования
строительно-монтажных работ.
Содержание пояснительной записки и чертежей может быть изменено
по усмотрению руководителя дипломного проекта в зависимости от темы и
задания на дипломный проект.
5.2. Общие указания по выполнению проекта
Текст пояснительной записки проекта должен быть оформлен на писчей
бумаге формата А4 B10x297 мм). При написании записки следует соблю-
соблюдать следующие размеры свободных полей: левое - 30 мм, правое - 10 мм,
верхнее и нижнее — по 20 мм. Разделы в пояснительной записке нумеруются
арабскими цифрами. При необходимости разделы делят на подразделы. Ка-
Каждый раздел пояснительной записки рекомендуется начинать с нового листа.
Все расчеты в записке должны производиться в единицах СИ, согласно
СН 528-80 и сопровождаться соответствующими пояснениями; символы и
числовые коэффициенты следует приводить непосредственно под формулой
в той же последовательности, в какой они даны в формуле.
Иллюстрации выполняются карандашом или пастой как на одном лис-
листе с текстом, так и на отдельных листах формата А4. Графики рекоменду-
рекомендуется выполнять на миллиметровой бумаге. Каждая иллюстрация должна

416 Глава V
иметь наименование и номер, помещенный под иллюстрацией Все табли-
таблицы в записке должны иметь порядковые номера и названия
Схемы, приведенные в пояснительной записке, выполняют без соблю-
дения масштаба, при этом придерживаются условных графических обозна-
обозначений, установленных в ЕСКД и СПДС Общие требования к выполнению
схем изложены в ГОСТ 2 701-84 и 2 703-68
Чертежи выполняются черным карандашом или тушью в соответствии
с требованиями ЕСКД на чертежной бумаге формата А1 (размер листа
594x891 мм) Требования к выполнению чертежей изложены в СПДС
21 605-82 «Сети тепловые»
Допускается выполнять отдельные чертежи и пояснительную записку
на ЭВМ, а также полностью дипломный проект в электронной форме
Требования по составу, содержанию и оформлению дипломного про-
проекта изложены в методической инструкции БНТУ (МИБНТУ 3 001-2003)
«Дипломное проектирование»
5.3. Методические рекомендации и примеры расчетов
для дипломного проекта
5.3.1. Методика построения графиков регулирования
для закрытых систем теплоснабжения
В целях качественного теплоснабжения разнородных потребителей цен-
центральное регулирование отпуска теплоты дополняется местным количест-
количественным Для систем с центральным регулированием по совмещенной на-
нагрузке отопления и горячего водоснабжения, когда расчетный расход сетевой
воды в тепловых сетях определяется суммой расходов воды на отопление и
вентиляцию Gd=Goma + Gvmsa без учета нагрузки горячего водоснабжения, в
расчет и построение графиков регулирования входят графики температуры
воды после систем отопления и вентиляции, графики расходов теплоты и
воды на отопление и вентиляцию, суммарный график расхода воды, график
средневзвешенной температуры воды в обратном теплопроводе
Если центральное качественное регулирование отпуска теплоты осу-
осуществляется по отопительной нагрузке, когда расчетный расход сетевой
воды в тепловых сетях определяется суммой расходов воды на отопление,
вентиляцию и горячее водоснабжение (форм D 33), в расчет и построение
графиков регулирования входят также графики температуры воды после
водоподогревателя и расхода воды на горячее водоснабжение
Графики регулирования отопительной нагрузки. Задачей регули-
регулирования является определение температуры воды после системы отопления
т2, расходов теплоты Qo и воды Go на отопление при различных температу-
температурах наружного воздуха
Температуру воды в подающем трубопроводе перед элеватором сис-
системы отопления и обратном трубопроводе после системы отопления рас-
рассчитывают по формулам D 14) и D 15) По вычисленным значениям строят

417
графики Ti =/(О и т2 = /(?„) с точкой излома ^4, полученной при минималь-
минимальной температуре воды в подающей магистрали t! = 70°С (рис. 5.1 а).
Точка излома делит весь отопительный период на два диапазона: I - от
+8°С до & когда %\ = const и регулирование отопительной нагрузки осуще-
осуществляется обычно местными пропусками. Число часов ежесуточной работы
системы отопления в этот период определяют по формуле
Расход сетевой воды через любую местную систему отопления в тече-
течение всего отопительного периода поддерживается с помощью регулятора
расхода (РР) постоянным, равным расчетному. В период, когда осуществ-
осуществляют местное регулирование пропусками, число одновременно включен-
включенных систем отопления с повышением г„ уменьшается.
Суммарный расход сетевой воды на отопление в этом диапазоне тем-
температур наружного воздуха определяют по выражению
C.-O._-f^-. E.1.)
Tl *Н
где Gomax - расчетный расход воды, определяемый по формуле D.27).
II - диапазон - от t* до го°С; в системе отопления поддерживается цен-
центральное качественное регулирование отпуска теплоты с постоянным рас-
расходом воды, определяемым по формуле D.27). График расхода воды на
отопление показан на рис. 5.1 в.
Графики регулирования вентиляционной нагрузки. Регулирование
отпуска теплоты на вентиляцию можно осуществить изменением расхода
сетевой воды или нагреваемого воздуха. Если заданием не определен спо-
способ регулирования отпуска теплоты на вентиляцию, применяют способ
регулирования изменением расхода сетевой воды. В этом случае задачей
расчета регулирования является определение температуры воды после ка-
калориферов T2v> расхода теплоты Qv и сетевой воды на вентиляцию Gv при
различных температурах наружного воздуха.
Построение графика расхода теплоты на вентиляцию Qv =/(O см. при-
пример 4.2 (рис. 5.2.).
На основании графиков расхода теплоты на вентиляцию Qv =/(О и
температуры воды в подающей магистрали ti =ДО весь отопительный
период можно разбить на два диапазона (рис. 5.2.):
I диапазон - от ги = +8°С до *?, когда температура сетевой воды в по-
подающей магистрали i\ = const, а расход теплоты на вентиляцию
Qv = var = ДО- в этом диапазоне температур наружного воздуха дополни-
дополнительно к центральному регулированию осуществляют местное количест-
количественное путем изменения расхода сетевой воды через калорифер, т.е.
Gv = var.
14 - 1987

418
ГлаваV
а) т,°С
150
130 -
ПО ¦
90 -
70-
50 -
30-
10-
Т2
Рис. 5.1. Графики регулирования отопительной нагрузки

419
tn,°C
+8 t* to
Рис. 5.2. Графики регулирования вентиляционной нагрузки

420 Глава у
Температуру воды после калориферов t2v определяют из уравнения
fa+TavMr. + Q (т\-С2Л0Л5_Гг.~Ги Г'85
« +iiv)-« + О [ т, -t2v J [ г, -й J ' E)
где Ti - температура сетевой воды в подающей магистрали при ?„;
T^v - температура воды после калориферов при С
Данное уравнение решается методом последовательных приближении
или графоаналитическим способом.
II диапазон - от ? до to°C, когда с понижением /„ температура сетевой
воды в подающей магистрали и расход теплоты на вентиляцию увеличива-
увеличиваются, т.е. т, =/(*„) и Qv =f(tH).
В этом диапазоне центральное качественное регулирование отпуска
теплоты сохраняется, т.е. G4 = Gvmxx = const.
Температура воды после калориферов т^ при f«
где Qv - тепловая нагрузка на вентиляцию при t'a (кВт), определяемая по
выражению
_, _ tt -t'H
e=6-7iTf;
Gvmax - расчетный расход сетевой воды на вентиляцию, определяемый
по формуле D.28), т/ч; с - удельная теплоемкость воды, равная 4,19
кДж/(кг°С).
Для построения графика температуры воды после системы вентиляции
находят значения t2v при tm г„ и *„ = +8°С.
Температура воды после калориферов t2v при to принимается согласно
[1] равной 70°С; при ? x2v находят по формуле E.3), при tH = +8°С - по фор-
формуле E.2). Определив значения t2v, строят график x2v =/(*„) (рис. 5.2).
Расходы воды на вентиляцию при различных температурах наружного
воздуха определяют по формуле
где Qv, Ti, t2v - соответственно тепловая нагрузка на вентиляцию, темпера-
температура воды в подающей магистрали и температура воды после калори-
калориферов при соответствующей температуре наружного воздуха.
По рассчитанным значениям расхода сетевой воды на вентиляцию
строят график Gv (см. рис. 5.2).

421
ПРИМЕР 5.1. Построить графики регулирования для систем отопле-
отопления и вентиляции при следующих данных: <?отах = 2000 кВт, Qv max = 200
кВт, расчетная температура наружного воздуха для проектирования ото-
отопления fo = -25°C, температура воздуха в помещении t,= 18°С. Централь-
Центральное регулирование осуществляется по отопительной нагрузке с темпера-
температурным графиком Т! = 150°С, т2 = 70°С.
Решение. По формулам D.14) и D.15) строим отопительно-бытовой
•температурный график (пример 4.4). По графику находим температуру на-
наружного воздуха, соответствующую точке излома графика t* = +2,5°С. Гра-
График т2 =/(*н) показан на рис. 5.1.
Расход теплоты на отопление при tH = 8°С определяем по формуле D.8)
По полученным данным строим график Qo =/(*и) (рис. 5.1).
По формуле D.27) определяем расход сетевой воды на отопление при
ta (II диапазон температур наружного воздуха):
3,6-2000
Расход сетевой воды на отопление при tH = 8°С (I диапазон температур
наружного воздуха) рассчитываем по формуле E.1):
Go+8 =21,48^^=13,86 т/ч.
По полученным данным строим график расхода воды на отопление Go
(рис. 5.1).
Для построения графика x2v найдем значения температуры воды после
калориферов при to, t^ и г„ = +8°С.
При to = -25°С x2v = 70°С [1]; расчетный расход сетевой воды на венти-
вентиляцию определяем по формуле D.28):
3,6-200
4,19A50-70)
= 2,15 т/ч.
Значение x2v при t* = 2,5 °С (II диапазон температур наружного воздуха)
находим по формуле E.3) при температуре сетевой воды в подающем теп-
теплопроводе в точке излома графика x'i = 70°С. Но вначале определим тепло-
тепловую нагрузку на вентиляцию при, /? = 2,5 °С:

422 Глава у
Тогда т'2у=70--§Щ
Расход сетевой воды на вентиляцию при й = 2,5°С составит:
Таким образом, во втором диапазоне температур наружного воздуха
(от ?н до to) сохраняется центральное качественное регулирование отпуска
теплоты, т.е. G'v = Gv „их = 2,15 т/ч.
Значение т2у при г„ = +8°С (I диапазон температур наружного воздуха)
найдем из уравнения E.2):
G0 + T2v)-(8 + 18) Г 70-41,2 У,Г 18-8 HЯ5_
G0+41,2)-B,5 + 18)^ 70-T2v ) { 18-2,5 J
Решаем это уравнение аналитическим способом. Левую часть уравне-
уравнения обозначим /(t2v). Задаемся значениями t2v :
1) t2v = 30°С, тогда Дт2у) = 0,77
2) t2v = 20°С, тогда Дт2у) = 0,65.
Действительное значение т2у должно быть, когда/(т2у) = 0,69.
Находим t2v методом интерполяции:
По полученным значениям т2у при to, Г„ и гн = 8°С строим график тем-
температуры воды на выходе из калориферов т2у = Дг„) (рис. 5.2).
Расход теплоты и сетевой воды на вентиляцию при tH = +8°С:
Gv+ ~c(ti-t2v) 4,19G0-23,3)
По полученным значениям Gv и Qv при to, г„ и rH = +8°С строим график
расходов воды и теплоты на вентиляцию (рис. 5.2).
Графики регулирования нагрузки горячего водоснабжения. Расчет
регулирования отпуска теплоты на горячее водоснабжение в проекте вы-
выполняют, если в системе теплоснабжения осуществляется центральное ре-
регулирование по отопительной нагрузке.
Задача расчета регулирования - определение температуры сетевой во-
воды после водоподогревателей т^ и расход ее на горячее водоснабжение при
различных температурах наружного воздуха.

423
Местное регулирование тепловой нагрузки на горячее водоснабжение
рроизводят изменением расхода сетевой воды через водоподогреватель. При
эТОм отопительный период разбивается на два диапазона. I диапазон - от
tg = +8°С до *и, когда при Т! = const и Q/,m = const в системе поддерживается
центральное регулирование с постоянным расходом воды через теплообмен-
теплообменник Ghm = const. II диапазон - от |? до to, когда с повышением температуры
сетевой воды в подающей магистрали осуществляется местное количествен-
количественное регулирование путем уменьшения расхода сетевой воды через тепло-
теплообменник. Максимальный расход сетевой воды на горячее водоснабжение
наблюдается в I диапазоне температур наружного воздуха при минималь-
минимальной температуре воды в подающей магистрали. Если у потребителей отсут-
отсутствуют аккумуляторы горячей воды, расчетный расход сетевой воды на
горячее водоснабжение определяется по максимальной тепловой нагрузке.
Расчет и построение графиков регулирования отпуска теплоты на горя-
горячее водоснабжение при параллельной и двухступенчатой смешанной схемах
следует выполнять, используя методику, изложенную в [2, с. 109-113].
ПРИМЕР 5.2. Построить графики расхода сетевой воды на горячее во-
водоснабжение и температуры воды на выходе из водоподогревателя системы
горячего водоснабжения, присоединенного по параллельной схеме. Темпера-
Температуру сетевой воды в подающей и обратной магистралях тепловой сети при-
принять из примера 4.4. Расчетная тепловая нагрузка на горячее водоснабжение
бита* = 1500 кВт, температура горячей воды *А = 60°С, холодной tc = 5°С.
Решение. Согласно [1, прилож. 1] температура сетевой воды после
параллельно включенного водоподогревателя горячего водоснабжения в
точке излома графика температур воды принимается т^ = 30°С. По графи-
графику (рис. 4.3) находим t* = 2,5°С, ^ = 70°С.
Расчетный расход сетевой воды на горячее водоснабжение определяем
по формуле D.30)
г 3,6-1500
<*»¦»4Д9С70-30>
Этот расчетный расход сетевой воды в I диапазоне температур наруж-
наружного воздуха (от tH = + 8°С до *„) будет постоянным.
Найдем расчетную среднюю логарифмическую разность температур
сетевой и нагреваемой водопроводной воды при /„:
д, = (TJA-Q-K-fr) = (ЗО-5)-GО-6О) =1
С понижением температуры наружного воздуха повышается темпера-
температура сетевой воды ть поступающей в водоподогреватель горячего водо-
водоснабжения. Поскольку расход теплоты на горячее водоснабжение за отопи-
отопительный период принимается постоянным, с увеличением Т! расход сетевой
воды на теплообменник должен уменьшаться.

424 Глава V
Определим температуру воды на выходе из водоподогревателя при
*„ = -10°С и tH = to = -25°C.
При *н = -10°С Т! = 107,7°С (табл. 4.4 или рис. 4.3). Температуру т^ на-
ходим из уравнения
A07,7-60)-(т2А-5) 70-30
Решаем уравнение графоаналитическим способом. Обозначим левую
часть уравнения через /(тгл). Зададимся тремя значениями Ту,: при
Т2л = 20оС Дт2А) = 1,16, при т2А = 15°С Дт2а) = 0,97, при т2Л = 17°С
Дт^) = 1,05.
Строим график зависимости /(тгл) от температуры воды на выходе из
подогревателя ту, (линия ab на рис. 5.3). По нему находим действительное
значение т2А = 15,8°С, при котором/^) = 1.
Расход сетевой воды на горячее водоснабжение при *„ = - 10°С.
G n 3,бе>ш„ 3,61500 !
<-(х,-ти) 4,19A07,7-15,8)
1,Z3 ¦
1,20 -
1,15 -
1,1 ¦
1,05 ¦
1,00 ¦
0,95 ¦
0,9 ¦
d/
°\ a t
10,8 15,8
10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20
Рис. 5.3. Зависимость/(т2Л) от температуры воды на выходе
из водоподогревателя

425
При to = -25°С Т! = 150°С. Температуру воды на выходе из водоподо-
гревателя находим из уравнения
Решаем уравнение графоаналитическим способом. Задаемся тремя
значениями т^: при тг/, = 15°С /(т2А) = 1,21, при т2А = 10°С Дтгл) = 0,96, при
т2А=12°С/(т2А)=1,06.
Строим график зависимости/(тгл) от Тгл (линия cd на рис. 5.3). По нему
находим действительное значение \гн = 10,8°С, при котором/(т2а) = 1.
Расход сетевой воды на горячее водоснабжение при t0 = — 25 °С
G2h=-
3,6 1500
i" 4,19A50-10,8)
= 9,26 т/ч.
Строим графики Gjh =/(*„) и т^ =/(*„) (рис. 5.4).
Графики суммарного расхода сетевой воды. Они строятся сложени-
сложением соответствующих ординат графиков расходов воды по отдельным видам
теплопотребления при tH = +8°С, /?, to.
При центральном качественном регулировании отпуска теплоты по
отопительной нагрузке складываются ординаты расходов воды на отопле-
отопление, вентиляцию и горячее водоснабжение (рис. 5.5); при регулировании по
совмещенной нагрузке отопления и грорячего водоснабжения - ординаты
расходов воды на отопление и вентиляцию (рис. 5.6).
График средневзвешенной температуры воды в обратной магист-
магистрали. Определив расходы сетевой воды и температуры обратной воды по-
после теплопотребляющих установок, находят средневзвешенную температу-
температуру сетевой воды в обратной магистрали при температурах наружного воз-
воздуха *„ = +8°С, tin to по формуле
E-5)
График средневзвешенной температуры сетевой воды в обратной
магистрали при регулировании по отопительной нагрузке показан на
рис. 5.7 д.

426
Глава V
«) т, -С
15U ¦
130 ¦
НО -
90 -
70 ¦
50 ¦
30 ¦
10 -
+8
2,5
fH,°C
-10
-25
30 -
25 -
20 -
15 -
10 -
5 -
+8
2,5
-10
-25
Рис. 5.4. Графики
a - температуры воды на входе и выходе из водоподогревателя;
б - расхода сетевой воды на горячее водоснабжение

G.t/ч
/
7^
tn,°C
+8
Рис. 5.5. График суммарного расхода сетевой воды при
регулировании по отопительной нагрузке
G.t/ч
/н,°С
+8
Рис. 5.6. График суммарного расхода сетевой воды при регулировании
по совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения

428 Главау
При центральном регулировании по совмещенной нагрузке отопления
и горячего водоснабжения расход сетевой воды на горячее водоснабжение
Gfun принимается равным нулю. При этом температура сетевой воды в об-
обратной магистрали после систем отопления и горячего водоснабжения бе-
рется по повышенному температурному графику. График х%т Для данного
регулирования показан на рис. 5.76.
/и-
60-
50-
40-
30-
20-
/
/
+8 Ги to
Рис. 5.7. График средневзвешенной температуры воды
в обратной магистрали
а - при регулировании по отопительной нагрузке; б - при регулирова-
регулировании по совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения

429
5.3.2. Методика построения графиков регулирования
для открытых систем теплоснабжения
Дня открытых систем теплоснабжения в расчет и построение графиков
регулирования входят: графики температур воды после систем отопления и
вентиляции, расходов сетевой воды на отопление и вентиляцию, водоразбо-
ров из подающей и обратной магистралей на горячее водоснабжение, сум-
суммарного расхода сетевой воды в подающей и обратной магистралях.
При центральном качественном регулировании отпуска теплоты по
отопительной нагрузке, когда местные системы отопления и горячего
водоснабжения присоединяются к тепловым сетям по принципу несвязан-
несвязанной подачи теплоты, расчет и построение графиков регулирования отопи-
отопительной и вентиляционной нагрузок аналогичен графикам регулирования в
закрытых системах теплоснабжения. Единственное отличие - в связи с не-
непосредственным водоразбором на горячее водоснабжение отопительно-
бытовой температурный график имеет срезку на 60°С, а не на 70°С, как для
закрытых систем.
Графики водоразборов на горячее водоснабжение. Расход сетевой
воды на горячее водоснабжение GihmuX определяют по формуле D.38). Он
представляет сумму водоразборов из подающего Gh\ и обратного Gh2 теп-
теплопроводов
Величины водоразбора из подающего Ghl и обратного Gh2 трубо-
трубопроводов
Ghl = &Glhma; GA2 = (l-P)G1Amax, E.6)
где Р - доля водоразбора из подающего трубопровода,
p = i/LZl2_ E 7)
где Ti - т2 - температура сетевой воды в подающем и обратном теплопро-
теплопроводах при текущей температуре наружного воздуха.
Водоразбор на горячее водоснабжение только из подающего тепло-
теплопровода осуществляется в диапазоне температур наружного воздуха
+8°С...^, когда Т! = const = 60°С, при этом Р = 1,0 и Ghl = Glhmax- С повы-
повышением температуры сетевой воды в подающей магистрали к водоразбору
из подающего теплопровода добавляется водоразбор из обратной линии,
который увеличивается с повышением т2. При т2 = 60°С водоразбор из по-
подающего теплопровода прекращается (Р = 0, Ghi = 0) и на горячее водо-
водоснабжение вода поступает только из обратного теплопровода GA2 = G\h max
При т2 > 60°С расход воды на горячее водоснабжение снижается, его зна-
значение при to определяется по формуле
E-8)

430 Главау
Определив водоразбор из подающего и обратного теплопроводов при
различных емпературах наружного воздуха, строят графики зависимостей
ПРИМЕР 5.3. Построить графики расхода сетевой воды на отопление
и горячее водоснабжение (водоразборов из подающего и обратного тепло,
проводов) для жилых зданий, присоединенных к открытой тепловой сети,
при регулировании отпуска теплоты по отопительной нагрузке. Расчетные
расходы теплоты на отопление <2отах = 5МВт, горячее водоснабжение
Qhm = 0,64 МВт, температура горячей воды в системе горячего водоснабже-
водоснабжения th = 60°С; холодной tc = 5°С. Температуру сетевой воды в подающей Xi
и обратной т2 магистралях принять по отопительно-бытовому температур,
ному графику (рис. 4.3) с учетом того, что минимальная температура воды
в подающем теплопроводе Ti = 60°С, а температура наружного воздуха в
точке излома графика С = 6°С.
Решение. Находим максимальный часовой расход теплоты на горячее
водоснабжение
Саю-х = 2,4 Qhm = 2,4-0,64 = 1,54 МВт.
Максимальный часовой расход сетевой воды на горячее водоснабжение
3,6-1,54-103 _
4,19F0-5) -24'06 Т/Ч"
Расчетный расход сетевой воды на отопление
G _3,6QomM_ 3,65-Ю3
C/om"- с(т, -т2) " 4,19A50-70)
Суммарный расчетный расход сетевой воды
Gd = Goaax + Glhmax = 24,06 + 53,7 = 77,76 т/ч.
В диапазоне температур наружного воздуха +8...?н, когда у потребите-
потребителей осуществляется регулирование отпуска теплоты на отопление местны-
местными пропусками, расход сетевой воды на отопление в тепловых сетях
уменьшается.
При tH = +8°C расход воды на отопление составит
где ^ = 6°С.
По полученным данным GomaxvL Go при г„ = +8°С строим график рас-
расхода сетевой воды на отопление (рис. 5.8).
Расход сетевой воды на горячее водоснабжение представляет сумму
водоразборов из подающего и обратного теплопроводов

431
G,
80
70 -
60
SO
40
30
20 -
10
t/ч
t'n
GM
<
—
—
+8 6
-10 -IS
-20 -25
Рис. 5.8. График расходов воды на отопление и водоразборов из подающей
и обратной магистрали на горячее водоснабжение при регулировании по
отопительной нагрузке
В диапазоне температур наружного воздуха +8...+6°С (+6°С - темпе-
температура наружного воздуха в точке излома температурного графика) водо-
разбор на горячее водоснабжение осуществляется только из подающего
теплопровода Ghx = G\hmsK (|3 - доля водоразбора из подающего теплопро-
теплопровода Р=1); при fH = +6...-15°C (при г„ = -15°С температура в обратном
теплопроводе т2 = 60°С) водоразбор осуществляется как из подающего, так
и обратного теплопроводов @ < {3 < 1). Долю водоразбора из подающего
теплопровода определяем по выражению E.7), где значения хх и т2 берем
по отопительно-бытовому графику при соответствующих температурах
наружного воздуха.
Определим водоразбор из подающего и обратного теплопровода
при fH = 6°С:
р_ 60-37 _v
PGiAm
60-37" '
= 1 -24,06 = 24,06 т/ч;
при г„ = 0°С:
60-44,9
= 78,4-44,9
С?м = PGiao
С?А2 = A - Р) Gi*m
0,45;
0,45-24,06= 10,83 т/ч;
A-0,45)-24,06= 13,23 т/ч;

432
Глава V
при fH = - 5°С:
Ghl = 0,22-24,06 = 5,29 т/ч;
Си = A -0,22J4,06 = 18,77 т/ч;
60-60
'122-60
= 0;
Ghl = A -0) Glh^ = 1 -24,06 = 24,06 т/ч.
При т2 > 60°С (интервал температур наружного воздуха -15°С + -25°С)
водоразбор на горячее водоснабжение осуществляется только из обратного
теплопровода. В связи с увеличением т2 до 70 °С расход воды на горячее
водоснабжение уменьшается и при t0 = -25°C составит:
с _3,6&mjx_3,6-l,54-103
Gh2 ~7G0^5) ~ 4,19G0-5) "
Суммарный расход воды в подающем и обратном теплопроводах:
Рассчитанные значения Go, GomdX, Gh\ и GA2, G&» Gd0 при различных
температурах наружного воздуха заносим в таблицу 5.1.
Для построения графика температуры воды после системы вентиляции
находят значения т2у при tot t'H и tH = +8°С.
Температура воды после калориферов т2у при t0 принимается согласно
[1] равной 70°С; при t'H t2v находят по формуле E.3), при tH = +8°С - по фор-
формуле E.2). Определив значения t2v строят график t2v = / (tH) (рис. 5.1).
Таблица 51
Расходы сетевой воды на отопление и горячее водоснабжение
Расход воды,
т/ч
Go
Glhma
GM
Gki
Сф,
Gdo
Температура наружного воздуха, °С
+8
44,75
24,06
24,06
—
68,81
44,75
+6
53,7
24,06
24,06
—
77,76
53,7
0
53,7
24.06
10,83
13,23
64,53
40,47
-5
53,7
24,06
5,29
18,77
58,99
34,93
-10
53,7
24,06
2,03
22,03
55,73
31,67
-15
53,7
24,06
—
24,06
53,7
29,64
-20
53,7
21,9
—
21,9
53,7
31,8
-25
53,7
20,35
—
20,35
53,7
33,35

433
По полученным данным строим графики расходов воды на отопление
я водоразборов из подающего и обратного теплопроводов на горячее водо-
водоснабжение (рис. 5.8).
Графики суммарного расхода воды. Для подающего теплопровода
график строится сложением соответствующих ординат расходов воды на
отопление, вентиляцию и водоразбора из подающего трубопровода на го-
горячее водоснабжение
Gdn = Gomax + GvmM + Ghl. E.9)
Суммарный расход сетевой воды в обратной магистрали
Gdo = GomxK + Gwmax- Ghi. E.10)
По полученным значениям суммарных расходов воды, рассчитанных
при различных температурах наружного воздуха, строят графики зависи-
зависимостей
При центральном качественном регулировании отпуска теплоты по
совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения в тепловой
сети поддерживается скорректированный график температур воды, а мест-
местные системы отопления и горячего водоснабжения присоединяются к теп-
тепловым сетям по принципу связанной подачи теплоты. При этом расход се-
сетевой воды на абонентский ввод поддерживается с помощью регулятора
расхода (РР) постоянным, равным расчетному на отопление: Ga6 = Gonax без
учета нагрузки на горячее водоснабжение.
В диапазоне температур наружного воздуха от +8°С до |? при
т2 = 60°С, когда водоразбор на горячее водоснабжение осуществляется как
из подающей, так и из обратной линий теплосети, поступление воды в сис-
систему отопления меньше расчетного расхода. Относительный расход сете-
сетевой воды на отопление Go в этом диапазоне температур наружного воздуха
определяют по формуле D.26). Определив Go, находят значения расходов
воды на отопление при различных температурах наружного воздуха
(Go = Go-GomaLJ и строят график Go = f(tH) (см. рис. 5.9). Затем рассчитыва-
рассчитывают значения водоразборов из подающего Gh\ и обратного Gh2 трубопрово-
трубопроводов на горячее водоснабжение по формуле E.6) и строят графики зависи-
зависимостей GhX = /(*¦). Gh2 = /(О (см. рис. 5.9).
При построении графика расхода сетевой воды на вентиляцию воз-
возможны следующие варианты регулирования вентиляционной нагрузки. I
вариант — когда в диапазоне температур наружного воздуха от +8°С до *„
по скорректированному графику температура воды в подающей магистрали
т, = 60°С. В этом случае регулирование отпуска теплоты на вентиляцию
осуществляется так, как и для закрытых систем теплоснабжения, с разбив-
разбивкой всего отопительного периода на два диапазопа.
Первый - от +8°С до *„, когда в дополнение к центральному регулиро-
регулированию осуществляется местное количественное регулирование путем из-

434
Глава у
менения расхода сетевой воды на вентиляцию. Второй диапазон - от ? д0
to, когда сохраняется центральное качественное регулирование отпуска те.
плоты и расход сетевой воды на вентиляцию поддерживается постоянным,
равным расчетному. Температуру воды после калориферов x2v определяют
по выражениям E.2) и E.3), как и для закрытых систем теплоснабжения.
2,0-
1,5 ¦
1,0 -
0.5 -
/
ч
У
о*
—¦
^—¦
-~—
1
-5
-15
-20 -25
Рис. 5.9. График расхода сетевой воды на отопление и водоразборов
из подающего и обратного трубопроводов на горячее водоснабжение
при регулировании по совмещенной нагрузке отопления и горячего
водоснабжения
II вариант — когда по скорректированному графику при и г„ = +8°С
температура воды в подающей магистрали хх > 60°С. В этом случае сохра-
сохраняется центральное качественное регулирование отпуска теплоты на вен-
вентиляцию на всем протяжении отопительного периода (Gv = Gwmax = const).
Температура воды после калориферов определяется по формуле E.3).
ПРИМЕР 5.4. Построить графики расходов сетевой воды на отопле-
отопление и горячее водоснабжение для абонентского ввода открытой системы
теплоснабжения при регулировании отпуска теплоты по совмещенной на-
нагрузке отопления и горячего водоснабжения. Расчетные расходы теплоты
на абонентский ввод: на отопление Qomsa = 200 кВт, горячее водоснабжение
Qhm — 50 кВт, балансовый коэффициент а? = 1,1. Температура горячей воды
в системе горячего водоснабжения th = 60°С; холодной tc = 5°С. Температу-
Температуру воды в подающей Т\ и обратной т2 магистралях (скорректированный тем-
температурный график), а также относительные расходы воды Go и теплоты ??>
на отопление при различных температурах наружного воздуха взять из
примера 4.6 (табл. 4.5).

435
Решение. Расход сетевой воды на абонентский ввод Ga6 поддержива-
поддерживается регулятором расхода РР постоянным, равным расчетному расходу се-
сетевой воды на отопление Go
4>19A5О-7О)=2Д5Т/Ч-
Нанесем на график (рис. 5.9) линию расхода воды на абонентский ввод
Ga6=Gomax-
Расчетный расход воды на отопление Gomax поступает в отопительную
систему только при диапазоне температур наружного воздуха -15...-25°С,
когда водоразбор на горячее водоснабжение осуществляется только из об-
обратного теплопровода, т.е. при т2 > 60°С.
При температурах наружного воздуха от +8°С до -15°С, когда из по-
подающего теплопровода идет водоразбор на горячее водоснабжение, в сис-
систему отопления поступает расход воды меньше расчетного, т.е. Go < GomdX.
Относительные расходы воды на отопление Go при диапазоне темпе-
температур наружного воздуха +8... -15°С приведены в таблице 4.5.
По выражению GO=GO-Gomax находим расход сетевой воды на отопле-
отопление при различных температурах наружного воздуха.
Найдем расход воды на отопление
• при г„ = 8°С;
Go = 0,63; Go = 0,63-2,15 = 1,35 т/ч;
• при г„ = +5°С;
Go = 0,73; Go = 0,73-2,15 - 1,57 т/ч.
Аналогично определяем расход воды на отопление при *„ = 0°, -5°, -10°,
-15°С. Данные заносим в таблицу 5.2.
Расчетный расход сетевой воды на горячее водоснабжение находим
при балансовом расходе теплоты
О? = 1.1-0*, = 1,1-50 = 55 кВт;
б 3,66* 3,6-55
G=7^==086T/4
Расход воды на горячее водоснабжение представляет собой сумму во-
доразборов из подающего Gh\ и обратного Gh2 теплопроводов. Определим
водоразборы из подающего и обратного теплопроводов при tH = +8°С:
,й-т2„ = 60-33,3
Р т1п-т2„ 62,5-33,3
=0,08 т/ч.

436
Значения х\„ и %& берутся по скорректированному температурному
графику (см. пример 4.6).
При tH = +5°С:
о= 60-37,4 _Q6
Р 70,2-37,4
Ghi = 0,69-0,86 = 0,59 т/ч;
GA2 = A-0,69) 0,86 = 0,27 т/ч.
Аналогично определяем C и водоразборы из подающего и обратного
теплопроводов при г„ = 0°, -5°, -10°, -15°С. При г„ = -15...-25°С, когда
т2 > 60°С расход сетевой воды на горячее водоснабжение осуществляется
только из обратного теплопровода. Расход сетевой воды на горячее водо-
водоснабжение при tH = to = -25°С:
- _ 3,6Q? _ 3,655
с(т2-тс) 4,19G0-5)
= 0,73 т/ч.
Полученные значения заносим в таблицу 5.2 и строим по ним графики
расходов сетевой воды на отопление, водоразборов из подающей и обрат-
обратной линии тепловой сети (рис. 5.9).
Таблица 5.2
Расход сетевой воды на отопление и горячее водоснабжение
Расход воды,
т/ч
S.
Go
G&
GU
G>a
Температура наружного воздуха, °С
+8
0,63
1,35
0,86
0,78
0,08
+5
0,73
1,57
0,86
0,59
0,27
0
0,84
1,81
0,86
0,34
0,52
-5
0,91
1,96
0,86
0,19
0,67
-10
0,97
2,09
0,86
0,07
0,79
-15
1,00
2,15
0,86
—
0,86
-25
1,00
2,15
0,73
—
0,73
5.3.3. Гидравлический расчет паропроводов
Задачей гидравлического расчета паропроводов является определение
диаметров трубопроводов и потерь давления по участкам, исходя из рас-
расчетного расхода пара Gd, располагаемого перепада давления АР (разности
давления пара в начале Рн и конце Рк паропровода) с учетом изменения
плотности пара р вследствие падения давления и изменения температуры
пара т за счет потерь теплоты в окружающую среду.
Поскольку падение давления и потери теплоты на каждом участке па-
паропровода зависят от его диаметра, который является искомой величиной,
то гидравлический расчет состоит из двух этапов: предварительного и
окончательного.

437
В предварительном расчете считают, что потери давления по длине
паропровода происходят равномерно. Тогда среднее удельное линейное
падение давления находят по [2, форм. (VI. 10)]
где Рнч Рк - давление пара в начале паропровода и у потребителя, Па;
? - длина паропровода, м;
От — средний коэффициент местных потерь давления.
Для паропровода, состоящего из участков с различными расходами
пара, а»,, определяют:
«.=^, E-12)
где ?t и а, — длина участка и коэффициент местных потерь давления, кото-
который ориентировочно определяется по формуле В.Л. Шифринсона [2,
форм.(У1.11)]
a, =z45, E.13)
где G - расход пара на рассматриваемом участке, т/ч.,
z - коэффициент, припимаемый для паровых сетей равным 0,05.. .0,1.
Ориентировочно падение давления пара на расчетном участке
- E14)
Давление пара в конце расчетного участка
Ли =/>»-/?»*,. E.15)
Гидравлический расчет паропроводов производят по средней плотно-
плотности пара на расчетном участке р„ = (рн + рк)/2, которую определяют с уче-
учетом падения давления и температуры пара за счет потерь теплоты в
окружающую среду.
В предварительном расчете падение температуры перефетого пара на
каждые 100 м принимают Ат = 2,0.. .2,5°С.
Температура пара в конце расчетного участка
*„=тм-^-. E.16)
Средняя температура пара на участке
Tm=0,5(THt+TKt). E.17)
Диаметр паропровода находят по расчетному расходу пара и величине
среднего удельного падения давления Rm по таблицам или номограммам,
составленным при Ке = 0,2 мм. При этом плотность пара в таблицах или

438 Глава у
номограммах рт отличается от рт на рассматриваемом участке. Поэтому
предварительно находят табличные значения средней удельной потери
давления [2, форм. (VI.22)]
Расчетный расход пара Gd, согласно [1, п. 5.6] должен определяться с
учетом несовпадения максимальных часовых расходов пара отдельными
потребителями. При отсутствии суточных графиков расхода пара допуска-
допускается расчетный расход пара определять с коэффициентом 0,9.
Расход пара, т/ч, отдельными потребителями
», см,
где Q - тепловая нагрузка потребителя, кВт,
Q = 0Ошах + Gvmax + битах + Qtck,
г - теплота парообразования, кДж/кг.
По RTm, Gd и используя [2, номограмма VI.4], находят диаметр паро-
паропровода.
При окончательном расчете находят действительные значения удель-
удельных потерь давления и скорости пара
, »д^т^, E.20)
где /?т, Ur, pT - табличные значения удельных потерь давления, скорости
движения и плотности пара.
Диаметр паропровода должен быть подобран так, чтобы скорость дви-
движения пара не превышала значений, указанных в таблице 5.3.
Таблица 5.3
Максимальные скорости движения пара, м/с
до 200
более 200
Перегретый пар
50
80
Насыщенный пар
35
60
Зная из предварительного расчета диаметр паропровода, определяют
эквивалентную длину местных сопротивлений и действительные потери
давления на участках.
Действительная температура перегретого пара в конце расчетного уча-

439
где Qm — потери теплоты паропроводов в окружающую среду, кВт;
G — расход пара на участке, т/ч;
с — удельная теплоемкость пара, кДж/(кг-К), соответствующая средне-
среднему давлению пара на участке.
При тк выше температуры насыщения пара, соответствующей давле-
давлению Рк, конденсации пара не будет. Если при окончательном расчете сред-
средняя плотность пара на участке оказалась близкой к рт, из предварительного
расчета, и давление в конце паропровода Рк приблизительно равно задан-
заданному значению, то расчет можно считать законченным. В противном слу-
случае необходимо изменить диаметр паропровода и расчет повторить.
Расчет паропроводов насыщенного пара. Согласно [1, п. 5.6] при
расчете паропроводов насыщенного пара в суммарном расчетном расходе
пара необходимо учитывать дополнительное количество пара для возмещения
его конденсации. Тогда расчетный расход пара Gd на участке паропровода
Gd=Ga+ 0,5 GK + ?GK, E.22)
где Gn — расход пара на участке без учета возмещения пара на его конден-
конденсацию, т/ч;
GK — расход пара на расчетном участке для возмещения его конденса-
нии за счет потерь теплоты, т/ч;
EGK - расход пара на возмещение его конденсании на последующих
участках паропровода, т/ч.
Расход пара, кг/ч, для возмещения его конденсании,
0, E.23)
где q - удельная потеря теплоты изолированным паропроводом при разно-
разности температур пара и окружающей среды в 1°С, Вт/(м-К), принимается
по таблице [2, прил. 18];
f — длина расчетного участка, м;
тт - средняя температура пара на расчетном участке;
te — температура окружающей среды, °С (при надземной прокладке
равна расчетной температуре наружного воздуха для проектирования
отопления, при прокладке в непроходных каналах и тоннелях равна
40°С, при бесканальной прокладке равна среднегодовой температуре
грунта на глубине заложения оси теплопровода, °С);
г - теплота парообразования, кДж/кг, соответствующая среднему дав-
давлению пара на расчетном участке.
Методику гидравлического расчета паропроводов насыщенного пара
рассмотрим на примере.

440 Глава v
ПРИМЕР 5.5. Определить диаметр паропровода, схема которого пока-
показана на рис. 5.10. Исходные данные: начальное давление пара Р„ = 0,8 Мгц
давление пара у потребителей Рк = 0,6 МПа. Паропровод проложен в не-
проходном канале, температура воздуха в котором te = 40°С. Расход пара
потребителем А - GA = 22 т/ч, потребителем В - GB = 15 т/ч.
1=400м
X 1=300м .
I 111 2 3K
Рис. 5.10. Расчетная схема паропровода
Решение. Предварительный расчет. Расчетное направление трассы
паропровода - от ТЭЦ до потребителя А. Длина расчетной магистрали
е = ег_2 + ?2_э = 660 + зоо = 960 м.
Расход пара на участке 2-3 Gn = 22 т/ч, на участке 1—2 Gn = 37 т/ч.
Находим коэффициенты местных потерь давления на участках 1-2 и
2-3 по формуле E.13), принимая z = 0,07:
а,_2 = 0,07л/37= 0,426,
а2_3 = 0,07 V22 = 0,328.
Средний коэффициент местных потерь давления ат определяем по
формуле E.12)
0,426 660+ 0,328 300 n ~Qt.
660 + 300 '
Потери давления в сети АР = Ря - Рк = 0,8 - 0,6 = 0,2 МПа.
По [3, табл. Ш.5] находим плотность и температуру насыщения пара в
начале и конце паропровода, а также рассчитываем среднюю плотность пара:
р„ = 4,085 кг/м3, тн = 169,61 °С;
рк = 3,111 кг/м3, тк = 158,06°С;
рт = 0,5 ¦ D,085 + 3,111) = 3,598 кг/м3.
Среднее табличное значение удельного падения давления для расчетно-
расчетного направления паропровода при р = 1,0 кг/м3 определяем по формуле E.18)
_@,8-0,6I06 3,598 _,
™ 960A + 0,395)" 1

441
По [2, номограмма VI.4], зная RJm и Gn, находим диаметры паропрово-
паропровода на участках 1 —2,2-3:
di-2 = 325x8 мм,
d2-3 = 273x7 мм.
Ориентировочное падение давления на участке 1-2 определяем по вы-
выражению E.14)
Тогда давление пара в конце участка 1-2
Лч-2 = ^н - ЛЛ-2 = 0,8 - 0,099 = 0,701 МПа.
Из [3, табл. Ш.5] находим плотность и температуру насыщения пара в
конце участка 1-2:
рк1_2 = 3,6 кг/м3, тк1_2 = 164,17°С.
Средняя плотность и температура пара на участке 1-2:
Pmi-2 = 0,5 ¦ D,085 + 3,6) = 3,843 кг/м3;
т|и1_2 = 0,5 A69,61 + 164,17) = 166,89°С.
Конечное давление пара на участке 1-2 является начальным для уча-
участка 2-3.
Тогда средняя плотность и температура пара на участке 2-3:
Р«2-з = 0,5 • C,6 + 3,111) = 3,356 кг/м3;
ти2_з = 0,5 A64,17+ 158,06)= 161,115°С.
Зная диаметры паропровода, согласно [2, прил. 18], находим удельные
потери теплоты на участках 1-2, 2-3:
qx-г = 1,34 Вт/(м°С), д2.ъ = 1,2 Вт/(м°С).
По среднему давлению пара на каждом участке [3, табл. Ш.5] опреде-
определяем удельную теплоту парообразования г:
Ли1-2 = 0,5 ¦ @,8 + 0,701) = 0,751 МПа,
rmi-i = 492 ккал/кг = 2061,48 кДж/кг;
Рт2-3 = 0,5 ¦ @,701 + 0,6) = 0,651 МПа,
г„а-ъ = 496,555 ккал/кг = 2080,54 кДж/кг.
По формуле E.23) находим количество пара GK, кг/ч, для возмещения
его конденсации за счет потерь теплоты в окружающую среду

442 Глава V
Конечное давление пара на участке 1-2 является начальным для уча-
участка 2-4. Тогда среднее давление пара на участке 2-4
Ртг-А = 0,5 @,701 + 0,6) = 0,651 МПа.
Средняя плотность и температура пара
pm2-4 = 0,5 C,6 + 3,111) = 3,356 кг/м3;
тт2-4 = 0,5Aб4,17+ 158,06)= 161,1°С.
Коэффициент местных потерь давления на участке 2-4
0,271.
Среднее табличное значение удельных потерь давления для участка
2-4 при р = 1,0 кг/м3 определяем по формуле E.18)
Зная RTm и расход пара на участке 2-4, по [2, номограмма VI.4] нахо-
находим диаметр паропровода d2-4 = 219x6 мм.
Удельные потери теплоты паропроводом на участие 2-4 согласно [2,
прил. 18]
$2-4= 1,05 ВТ/(М°С).
По формуле E.23) находим количество пара для возмещения его
конденсации на участке 2-4 за счет потерь теплоты в окружающую сре-
среду, принимая теплоту парообразования г = 2080,54 кДж/кг [3, табл. Ш.5] по
0,651 МПа
Окончательный расчет (участок 1-2). Определяем по формуле
E.22) расчетный расход пара на участке с учетом количества пара, необхо-
необходимого для его возмещения при конденсации за счет потерь теплоты в ок-
окружающую среду
Си-2 = 37 + 0,5 ¦ 195,97 ¦ 10 + G5,44 + 88,02) ¦ 10~3 = 37,262 т/ч.
По [2, номограмма VI.4] уточняем диаметр паропровода и находим
действительные значения удельных потерь давления и скорости пара по
формулам E.20) при d^2 = 325x8 мм, RT = 570 Па/м, ит = 140 м/с

443
Действительная скорость движения пара не превышает допустимого
максимального значения (см. табл. 5.3).
Зная диаметр паропровода находим расстояние между неподвижными
опорами и определяем количество установленных сальниковых компенса-
компенсаторов - 7 штук.
По [2, прил. 17] определяем эквивалентную длпну меетных сопротив-
сопротивлений на участке
7 сальниковых компенсаторов 7x5,2 = 36,4 м;
тройник-проход- 17,4 м;
t€ = 7-5,2 +17,4 = 53,8 м.
Потери давления на участке
ДЛ-2 = Яд(* + ^е) = 148,32 F60 + 53,8) = 105870,82 Па = 0,1059 МПа.
Давление пара в конце участка
Р*1-г = 0,8 - 0,1059 = 0,694 МПа.
По [3, табл. 111.53] находим плотность и температуру пара в конце уча-
участка: рк1_2 = 3,6 кг/м3; TKi_2 = 163,8°С.
Средние значения плотности и температуры пара на участке
Р«1-2 = 0,5-D,085 + 3,571) = 3,828 кг/м3;
тт1_2 = 0,5 A69,61 + 163,8)= 166,7°С.
Полученную среднюю плотность пара рт сопоставляем со значением
из предварительного расчета. Как видно, величины рт1_2 и Рл_2 близки к
результатам предварительного расчета, поэтому пересчета не делаем.
Принимая PKi_2 за начальное давление для участка 2-3 и ответвления
2-4, выполняем аналогичные расчеты для этих участков.
Расчет паропроводов перегретого пара. Гидравлический расчет сети
перегретого пара отличается от расчета насыщенного пара тем, что сред-
среднюю плотность пара на расчетном участке необходимо определять с уче-
учетом изменения не только давления, но и температуры пара. Температура
перегретого пара в связи с потерями в окружающую среду быстро снижа-
снижается, иногда доходя до температуры насыщения пара. При этом перегретый
пар превращается вначале в сухой насыщенный, а затем во влажный пар. В
этих условиях при расчете необходимо учитывать количество выпадающе-
выпадающего в паропроводе конденсата.
8 предварительном расчете температуру перегретого пара в конце уча-
участка определяют по формуле E.16) предполагая, что падение температуры
составляет 2°С на каждые 100 м сети. При окончательном расчете темпера-
температуру пара в конце расчетного участка находят по формуле E.21), исходя из
потери теплоты паропроводом в окружающую среду.
Методику гидравлического расчета паропроводов перегретого пара
рассмотрим на примере.

444 Главау
ПРИМЕР 5.6. Рассчитать пропровод, схема которого показана на
рис. 5.10. Исходные данные: Ри = 0,8 МПа, Рк = 0,6 МПа, температура цара
в начале сети тн = 2б0°С. Паропровод проложен в непроходном канале
tc = 40°С. Расход пара потребителями: GA = 22 т/ч, GB = 15 т/ч.
Решение. Предварительный расчет участка 1-2. По формуле E.13)
находим коэффициенты местных потерь давления на участках расчетной
магистрпли, принимая z = 0,07, а средний коэффициент местных потерь
давления ат по формуле E.12):
«i_2 = 0,07>/37= 0,426,
О2_3 = 0,07 V22 = 0,328,
ат = 0,395.
Ориентировочно температуру пара в конце паропровода определяем
по формуле E.16)
тк = 260 - 2-960/100 = 240,8°С.
По [4, табл. 5.93] находим плотность перегретого пара:
рн = 3,341 кг/м3, рк = 2,594 кг/м3,
тогда
рт = 0,5 C,341 + 2,594) = 2,968 кг/м3.
По формуле E.18) определяем среднее табличное значение удельного
падения давления в паропроводе при р = 1,0 кг/м3
_ @,8-0,6)-10* 2,968 _
*™-960.A + 0,395)- 1 43,25 Па/м.
Ориентировочное падение давления пара на участке 1-2 определяем
по формуле E.14)
тогда давление пара в конце участка 1-2
Ры-2 = Рп- A^i-2 = 0,8 -0,099 = 0,701 МПа.
Температура пара в конце участка
тк1_2 = 260 - 2-660/100 = 246,8°С.
Средняя температура пара на расчетном участке
т„1-2 = 0,5 • B60 + 246,8) = 253,4°С.
По параметрам PKi_2 и tki_2 определяем плотность пара в конце участка
pKi -2 = 2,997 кг/м3.

445
Средняя плотность пара на расчетном участке
P«i-2 = 0,5 C,341 + 2,997) = 3,169 кг/мЗ.
По значениям RTm = 443,25 Па/м и Gn = 37 т/ч по [2, номограмма VI.4]
определяем стандартный диаметр паропровода на участке 1-2: d^2 =
== 325x8 мм, при этом /?т = 570 Па/м, ит = 140 м/с.
По формуле E.20) находим действительные удельные потери давления
я скорость пара на участке 1-2:
= 44,18 м/с.
Сравнивая полученную скорость движения пара ид с максимально-
допустимой (см. табл. 5.3) видим, что требование выполняется, т.к. \)д< и^.
Окончательный расчет. По плану трассы определяем местные со-
сопротивления, приняв для компенсации температурных удлинений сальни-
сальниковые компенсаторы. Зная диаметр паропровода, находим расстояние меж-
между неподвижными опорами и определяем количество сальниковых компен-
компенсаторов - 11 штук.
По [2, прил. 17] находим эквивалентную длину местных сопротивле-
сопротивлений на участке
• 11 сальниковых компенсаторов 11x5,2 = 57,2 м;
• тройник-проход - 17,4 м;
• ^=11-5,2+17,4 = 74,6 м.
Потери давления на участке
Д^ i-2 = /W + '•) = 179,87F60 + 74,6) = 132132,5 Па = 0,132 МПа.
Давление пара в конце участка
Лс1-2 = 0,8 - 0,132 = 0,668 МПа.
По полученным значениям d^2 = 325x8 мм, Tmi_2 = 253,4°C. По [2,
прил. 18] находим удельные потери теплоты изолированным паропрово-
паропроводом, проложенном в непроходных каналах: qX-i =1,3 Вт/(м°С).
Действительную температуру пара в конце расчетного участка опреде-
определяем по формуле E.21), принимая теплоемкость пара с = 2,1 кДж/(кг-°С),
260- 3-б1-3зб7б02 iBg4-40> = 251.5-С
По давлению пара в конце участка Рк1_2 = 0,668 МПа и температуре
тК1_2 = 251,5°С согласно [4, табл. 5.93] плотность пара в конце расчетного
участка: рк1_2 = 2,827 кг/м3.
Средняя плотность пара на участке
pmi-2 = 0,5 • C,341 + 2,827) = 3,084 кг/м3.

446 Глава у
Сопоставляя значения Рк\-г и р,„1-2, полученные в окончательном рас.
чете, со значениями из предварительного расчета видим, что они близки,
следовательно, пересчета данного участка не делаем. Полученные в резуль-
тате гидравлического расчета участка 1-2 давление PKi_2, температура тк1..2
и плотность пара pKi_2 являются исходными данными для расчета участка
2-3 и ответвления 2-4.
Гидравлический расчет участков 2-3 и 2-4 проводится аналогично
расчету участка 1-2.
5.3.4. Гидравлический расчет конденсатопроводов
Конденсатопроводы подразделяются на сборные и напорные. Сборные
конденсатопроводы служат для транспорта конденсата от паропотребляющих
приборов до конденсатных баков. В таких конденсатопроводах в связи с па-
падением давления возможно частичное вскипание конденсата, когда его тем-
температура превышает соответствующую температуру насыщения. Кроме того,
возможно прохождение пара в конденсатопровод через конденсатоотводчики
при их неисправности. В результате по конденсатопроводу перемещается
пароводяная смесь. Такие конденсатопроводы называются двухфазными.
Напорные конденсатопроводы служат для транспорта конденсата от
сборных баков до источника теплоты. В данных конденсатопроводах обес-
обеспечивается давление, исключающее вторичное вскипание, конденсат транс-
транспортируется, занимая полное сечение трубопровода. Напорные конденса-
конденсатопроводы рассчитываются аналогично трубопроводам водяных тепловых
сетей, при этом используются таблицы или номограммы, составленные для
труб с Ке = 1,0 мм. Диаметр напорного конденсатопровода определяют по
расходу конденсата и удельному падению давления по длине, которое
должно быть не более 100 Па/м.
Гидравлический расчет двухфазных конденсатопроводов производят с
учетом средней плотности пароводяной смеси, получающейся в результате
вскипания конденсата.
Плотность пароводяной смеси определяется по формуле [5]:
где р', р" - плотность воды на линии насыщения и сухого пара при давле-
давлении Р, МПа, в конце расчетного участка, кг/м3;
х - количество пара вторичного вскипания, кг/кг, определяется по фор-
формуле [5]:
* = i^2.f E.25)
где /1} i2 - энтальпия конденсата при давлениях /^ и Р% на расчетном уча-
участке, кДж/кг;
г2 - скрытая теплота испарения при Р2, кДж/кг.

447
При гидравлическом расчете двухфазных конденсатопроводов удель-
удельные потери давления на трение определяют по располагаемому перепаду
давления при скорости смеси не более указанных в табл. 5.3 для насыщен-
насыщенного пара. Располагаемое падение давления АР определяется с учетом раз-
разности геодезических отметок начала и конца расчегного участка
АР = (Рн - Рк) + pCM?(zH - гк) • Ю-6, E.26)
где Рн, Лс - давление в начале и конце участка, МПа;
рсм - плотность пароводяной смеси, кг/м3;
g — ускорение свободного падения, м/с2;
zH, zk - геодезические отметки начала и конца участка, м.
В первую очередь производят расчет основной расчетной магистрали
согласно [2, номограмма VI.6], значения потерь давления на трение и ско-
скорости пересчитывают с учетом коэффициента ф, учитывающего увеличение
потерь давления и скорости движения при транспортировке пароводяной
смеси
/?см = Дтф;исм=итф; E.27)
E.28)
Затем рассчитывают остальные участки с обязательной увязкой всех
ответвлений.
ПРИМЕР 5.7. Рассчитать сборный конденсатопровод от потребителя
А до бака для сбора конденсата (рис. 5.11), если давление в теплообменни-
теплообменнике (абсолютное) Рн = 0,6 МПа, в сборном баке конденсата Рк = 0,12 МПа
(абсолютное). Расходы конденсата, длины участков и геодезические отмет-
отметки показаны на рис. 5.11.
0,6 МПа
Рис. 5.11. Расчетная схема конденсатопровода
Решение. Давление в конденсатопроводе после конденсатоотводчика
Pi = 0,5 Р„ = 0,5 ¦ 0,6 = 0,3 МПа.
Предварительно принимаем среднюю плотность в конденсатопроводе
рсм = 20 кг/м3.

448 Глава у
Располагаемый перепад давлений в расчетной магистрали с учетом
геодезических отметок в крайних точках магистрали:
АР = (/>„ - Рк) + PcMg(zH - zj ¦ Ю-6 =
= 0,3 - 0,12 + 20-9,81C,5 - 0,5) ¦ 10 = 0,18059 МПа.
Среднее удельное падение давления в конденсатопроводе
Я АР _ 0,18059-10' 55S?TUu
* ~ Г A00+150)-0+0,3) ~SW lla/M'
где а - коэффициент, учитывающий эквивалентную длину местных со-
сопротивлений.
Приняв плотность конденсата р = 958,4 кг/м3, находим коэффициент ф
по формуле E.28)
Тогда удельные потери давления в сети при условии транспорта чис-
чистого конденсата
По полученному значению /?к и расходу пара G = 3,7 т/ч на участке
1-2 согласно [2, номограмма VI.6] находим d = 89x4,5; при этом таблич-
табличные значения удельных потерь давления и скорости движения конденсата
составят:
Rr = 9,8 Па/м, ит = 0,21 м/с.
Находим удельные потери давления и скорость движения пароводяной
смеси на участке 1-2 по формуле E.27)
Ясм = 9,8 -47,92 = 469,6 Па/м,
исм = 0,21-47,92 = 10,1 м/с.
Предварительное значение давления в конце участка 1-2
р2 = 0,3 - 469,6-100-A + 0,3)- КГ6 = 0,23895 МПа я 0,24 МПа.
Находим значения энтальпии конденсата при давлениях в начале и
конце расчетного участка 1 -2:
Ри = 0,6 МПа, !н = 670,6 кДж/кг,
Р2 = 0,24 МПа, гг = 529,6 кДж/кг.
Скрытая теплота парообразования г = 2189,2 кДж/кг при Р2.
Количество пара вторичного вскипания определяем по падению эн-
энтальпий конденсата по формуле E.25)

449
Плотность пароводяной смеси рсм вычисляем по формуле E.24)
• плотность воды при Р2 Р2 = 937,82 кг/м3,
• плотность пара при Р2 р?' = 1,339 кг/м3, тогда
п 937,82 1,339 _9ПТ7 / з
Рсм " 0,0644 (937,82-1,339) +1,339 ~2U'37 КГ/М '
что близко к принятому значению рсм.
Определяем коэффициент пересчета
Находим действительные значения скорости и удельных потерь давле-
давления:
Ъд = 0,21-47,05 = 9,88 м/с,
/?д = 9,8 • 47,05 = 461,09 Па/м.
По [5, табл. 7.1] находим сумму местных сопротивлений на участке 1—2:
• отводы гнутые 90° - 2 шт. 2 • 0,5 = 1,0;
• тройник-проход при слиянии потоков 1,5;
итого ?? = 2,5.
По данным [5, табл. 7.2] для трубопровода d = 89x4,5 мм при Ке =
= 0,001 м определяем эквивалентную местным сопротивлениям длину при
?? = 1,0, ?е = 2,21 м. Для ?? = 2,5 ?е = 2,21 -2,5 = 5,52 м. Тогда приведен-
приведенная длина участка 1 —2 составит
t = ? + ее = 100 + 5,52 = 105,52 м.
Потери давления на участке 1 —2
АР = 461,09-105,52 = 48654,2 Па « 0,047 МПа.
Давление в точке 2
Р2 = 0,3 - 0,047 + 20,37 ¦ 9,81 - C,5 - 2,0) ¦ 10~б = 0,2532 МПа.
Остальные участки рассчитываются аналогично.
5.3.5. Тепловой и гидравлический расчет пароводяных
подогревателей
ПРИМЕР 5.8. Подобрать пароводяной подогреватель для системы го-
горячего водоснабжения. Выполнить его тепловой и гидравлический расчет
при следующих исходных данных: тепловая нагрузка системы горячего
водоснабжения <2лтах = 800 кВт, давление насыщенного пара ^„ = 0,18
МПа, температура холодной воды tc = 5°C, горячей воды на выходе из по-
подогревателя th - 65°С.
15 - 1987

450 Глава v
Решение. Для пара Рн = 0,18 МПа находим температуру насыщения
/„= 116,3°С и скрытую теплоту парообразования г = 2213 кДж/кг [3, табл
Ш.5].
Исходя из тепловой нагрузуи системы горячего водоснабжения, при.
нимаем предварительно по [6, табл. 2.10] подогреватель ПП2-6-2-11 со сле-
следующими техническими характеристиками: наружный диаметр корпуса
Dc = 325 мм, внутренний диаметр корпуса D, = 309 мм, длина трубок
I = 2000 мм, количество трубок z = 68 шт, диаметр трубок (внутренний и
наружный) d, = 14 мм, de = 16 мм, число ходов по воде 2, приведенное чис-
число трубок в вертикальном ряду т = 8,5, площадь поверхности нагрева
Fe = 6,3 м2 площадь живого сечения трубного пространства /ф = 0,0052 м2
площадь живого сечения межтрубного пространства/^ = 0,061 м2.
Расход нареваемой воды
3600800 _И455 7
G
G*~ c(th-tc) ,19.F5-5)
Скорость нагреваемой воды в трубках подогревателя
Utp = 3600 Лр.р = 3600-0,0052 103 = °'61 М/°'
Средняя температура нагреваемой воды
tm = 0,5(ГА + О = 0,5 ¦ F5 + 5) = 35°С.
Средняя температура стенки трубок подогревателя
/от = 0,5^ + Гн) = 0,5 C5+116,3) = 75,6°С.
Средняя температура пленки конденсата на поверхности трубок
A«c = О,5(ГН + /Ст) = 0,5 ¦ A16,3 + 75,6) = 96°С.
Температурный перепад в подогревателе:
большая разность температур
А/б = Гн-/с= 116,3-5 = 111,3°С,
меньшая разность температур
Д*и = tH - th = 116,3 - 65 = 51,3°С.
Средняя логарифмическая разность температур греющего и нагревае-
нагреваемого теплоносителей
_Ый-Ыж _ 111,3-51,3 _
Коэффициент теплоотдачи от пара к стенкам трубок в межтрубном
пространстве

451
0,89 • E500 + 65^к - 0,2/Дк)
а
V(l 16,3-75,6)-8,5 0,016
Коэффициент теплоотдачи от стенок трубок к нагреваемой воде в
трубном пространстве
Коэффициент теплопередачи подогревателя
а„ Лй амтт 3597 100 6468
Здесь бст — толщина степки трубок, 5СТ = 0,001 м, А^ - коэффициент те-
теплопроводности стенки трубок, для латунных трубок А«т = 100 Вт/(м -К).
Требуемая площадь поверхности нагрева подогревателя
g*ma* = 800 103 = - 2
K-Atm-\i 2273-77 0,8 ' '
где jlx - коэффициент, учитывающий накипь и загрязнение трубок, ц = 0,8.
Принимаем одну секцию подогревателя ПП2-6-2-11 с площадью по-
поверхности нагрева Fe = 6,3 м2.
Расход пара в подогревателе
Гидравлический расчет сводится к определению потерь давления на
трение и в местных сопротивлениях нагреваемой воды, т.е. в трубках по-
подогревателя
где А. - коэффициент гидравлического трения, для латунных трубок
А. = 0,02;
? — длина трубок, ? — 2,0 м;
dt - внутренний диаметр трубок, d, = 0,014 м;

452 Глава v
2? - сумма коэффициентов местных сопротивлений, ?? = 9,5 соглас-
согласно [6, табл 2 18],
Urp - скорость воды н трубках подогревателя, Ътр - 0,61 м/с,
р - плотность воды, р = 1000 кг/м3,
п — количество ходов в подогревателе, п = 2
Определяем потери давления, Па, по упрощенному выражению [6]
где А = 0,262^ + 0,28 = 0,262 2 + 0,28 - 0,804, согласно [6, табл 2 19],
тогда
АР = 0,804 0,612 104 = 2991Па
ПРИМЕР 5.9. Требуется подобрать емкое гной пароводяной подогре-
подогреватель для нагрева воды с температурой tc = 5°С до темперагуры th = 65°С
насыщенным паром Р - 180 кПа Тепловая нагрузка системы горячего во-
водоснабжения Qhma = 200 кВт
Решение Из[3, табл III5] находим температуру насыщения пара
*„ = 116,3°С и скрытую Teruioiy парообразования г = 2218 кДж/кг
Требуемая поверхность нагрева змеевика
_UQ*n,ax_l,2 200 10 2
зм" К Atm " 696 81,3 ' '
где К - коэффициент теплопередачи змеевика из стальных трубок, К =
= 696Вг/(м2К),
Дг,„ - расчетная разность средних температур пара и нагреваемой воды,
°С
По [3, табл IV 2] принимаем подогреватель 3078 №4 рабочей емко-
емкостью 4000 л, площадью поверхности нагрева змеевика F3U = 4,7 м2. с числом
трубок л = 4, диаметром стальных трубок de/d, = 48/41 мм
Действительный коэффициент теплопередачи змеевика
•*¦»
В режиме непрерывной работы подогревателя расход нагреваемой воды
JJO0_Q^ ш 3600 200
c(th-t() 4,19 F5-5)

453
Расход пара
Литература
1 СЫиП 2 04 07-86 Тепловые сети /Госстрой СССР -М ЦИТП Госстроя СССР,
1987 -48 с
2 Теплоснабжение Учеб пособие для вузов /В Е Козин, Т А Левина, А П Марков
идр -М Высш шк, 1980 -408 с
3 Справочник по теплогазоснабжению и вентиляции /Р В Щекин, С М Коренев-
ский, Г Е Бем и др - Ч 1 - Киев, Ьудивельник, 1976 -415 с
4 Теплотехнический справочник /Под ред ВН Юренева, П Д Лебедева -2-еизд
Т 1 -М Энергия, 1975 -744 с
5 Теплоснабжение Учебник для вузов /А А Ионии, Б М Хлыбов и др Под ред
А А Ионина -М Стройиздат, 1982 -336 с
6 Наладка и эксплуатация тепловых сетей Справочник /В И Манюк, Я И Кап-
линский, Э Б Хиж и др - 3 е изд -М Стройиздат, 1988 -432 с

454
ГЛАВА VI. Методические указания к дипломным проектам
по отоплению, вентиляции, кондиционированию
воздуха и курсовым работам «Экологическое
обоснование промышленного объекта» и
«Очистка вентиляционных выбросов и энерго-
энергосбережение промышленного объекта»
6.1. Исходные данные и состав дипломного проекта
В задании на дипломный проект студент получает следующие исход,
ные данные: планы и разрезы здания с нанесенным технологическим обо-
оборудованием; район строительства и ориентацию фасадов здания; характе-
характеристика и назначение помещений здания; количество работающих, занятых
в одну смену и сменность работы; характеристику ограждающих строи-
строительных конструкций; источники теплоснабжения и параметры теплоноси-
теплоносителя; дополнительные сведения.
Приступая к проектированию отопления, вентиляции и кондициони-
кондиционирования воздуха, студент должен изучить технологический процесс, уст-
устройство и работу технологического оборудования, обратив особое внима-
внимание на вредные выделения проектируемого объекта, характер их воздейст-
воздействия на человека и окружающую среду, нормируемые уровни допустимых
концентраций. Технический поиск должен быть направлен на максималь-
максимальное сокращение поступлений вредностей в вентилируемое помещение. Не-
Необходимо выявить и проанализировать газовые выбросы и тепловыделения
технологического оборудования с целью возможности использования их в
качестве вторичных энергоресурсов для систем отопления и вентиляции.
Дипломный проект состоит из пояснительной записки объемом
80... 120 страниц и графической части на 9... 12 листах формата А1.
В пояснительной записке приводятся: выбор и обоснование принятых
решений по отоплению, вентиляции, кондиционированию воздуха с учетом
экологического, энерго- и ресурсосберегающего факторов; теплотехниче-
теплотехнический, аэродинамический и гидравлический расчеты систем; подбор отопи-
тельно-вентиляционного, очистного и другого оборудования; описание
расчетов по специальным разделам проекта.
Материал в пояснительной записке можно рекомендовать располагать
в следующей последовательности: титульный лист установленного образ-
образца; задание на дипломный проект; аннотация; оглавление; введение; описа-
описание проектируемого объекта; описание технологического процесса и харак-
характеристику производственных вредностей; расчетные параметры наружного
и внутреннего воздуха; теплотехнический расчет ограждающих конструк-
конструкций здания; расчет теплопотерь; местная вытяжная и приточная вентиля-
вентиляция; расчет тепловлагопоступлений и количества вредностей, выделяю-
выделяющихся в помещение; тепловые и воздушные балансы, определение возду-
хообменов общеобменной вентиляции; выбор и технико-экономическое
обоснование систем отопления, вентиляции и кондиционирования воздуха;

455
расчет систем воздухораспределения; расчет систем отопления, теплоснаб-
теплоснабжения и подбор оборудования; расчет систем вентиляции, кондиционирова-
кондиционирования воздуха и подбор оборудования, меры борьбы с шумом; экологическое
обоснование проектируемого объекта; выбор и расчет систем очистки газо-
газовых выбросов; утилизация вредных компонентов газовых выбросов и ресур-
ресурсосбережение; автоматизация отопительно-вентиляционных установок, сис-
систем кондиционирования воздуха и устройств очистки газовых выбросов;
технико-экономические показатели систем и вариантов сравнения; организа-
организация монтажных работ; техника безопасности и противопожарная техника
при строительно-монтажных работах; мероприятия и решения, принятые в
проекте по гражданской обороне; список использованной литературы.
Графическая часть проекта должна состоять из следующих чертежей:
генплан с нанесением инженерных коммуникаций, который выполняется в
левом верхнем углу (формат A3); на остальной части листа приводится
план-схема расположения вентиляционных систем (М 1:400, 1:800) и ха-
характеристика рассчитанных отопительно-вентиляционных и очистных сис-
систем (приложение 6.1); планов и разрезов здания с нанесением технологиче-
технологического отопительно-вентиляционного оборудования, теплопроводов систем
отопления и теплоснабжения, воздухоотводов систем вентиляции (М 1:100,
1:200); схем рассчитанных систем отопления и вентиляции (М 1:100 или
1:200); деталей отдельных установок и узлов систем вентиляции, конди-
кондиционирования воздуха, очистки и утилизации газовых выбросов, использо-
использования вторичных энергетических ресурсов (М 1:10, 1:20 или 1:50); тепло-
теплового центра (план, разрез и схема 1:20 или 1:50); схемы автоматизации сис-
систем отопления, вентиляции и кондиционирования воздуха; схемы
вариантов сравнения экономических показателей; календарного и сетевого
графика монтажных работ, графика движения рабочей силы и технологиче-
технологических карт производственных процессов.
Настоящий перечень материалов, которые должны быть приведены в
пояснительной записке и в графической части, может быть изменен в зави-
зависимости от специфики разрабатываемого объекта при сохранении общего
объема проекта.
6.2. Общие указания по выполнению дипломного проекта
В пояснительной записке следует четко в сжатой форме изложить ос-
основное содержание проекта, подтвержденное необходимыми расчетами. По
содержанию пояснительная записка должна соответствовать заданию на
дипломный проект. Последовательность изложения в ней основных вопро-
вопросов приведена в предыдущем разделе.
Пояснительная записка пишется от руки чернилами на белой писчей
бумаге размером 210x297 мм или печатается. Текст пишется разборчиво на
одной стороне листа с полями слева - 20 мм, справа - 15, сверху - 25 и
снизу - 30 мм. В пояснительную записку включаются только окончатель-
окончательные варианты расчетов.

456 Глава yj
Текстовая часть записки сопровождается необходимыми схемами, таб-
таблицами и ссылками на чертежи. Все формулы, применяемые в расчетах
должны быть расшифрованы с указанием размерностей всей буквенных
величин, входящих в формулы. Принятые нормативные величины должны
иметь ссылки на литературные источники.
Пояснительная записка должна быть пронумерована (с учетом титуль.
ного листа) и включать в себя перечень литературы, используемой студен,
том при выполнении проекта (включая и нормативную).
Записка подписывается автором, консультантами, руководителем про-
проекта и заведующим кафедрой.
На законченный проект составляется аннотация @,5-1 с), в которой
кратко описываются основные решения, принятые и разработанные в про-
проекте.
Оформление графической части проекта выполняется карандашом на
листах формата А1 в соответствии с требованиями действующих ГОСТов и
единой системы конструкторской документации.
Форматы листов ограничиваются внешней рамкой чертежа, выполнен-
выполненной сплошной тонкой линией. Каждый чертеж должен иметь внутреннюю
рамку, отделенную от внешней рамки полями слева на чертеже - 20 мм,
справа, снизу и сверху - по 5 мм. В правом нижнем углу листа вычерчива-
вычерчивается штамп установленного образца.
Все чертежи (планы, разрезы, схемы, детали и др.) выполняются в
масштабах, указанных в задании, кроме схемы автоматизации отопительно-
вентиляционных установок, календарного графика монтажных работ, гра-
графика движения рабочей силы, завоза материалов и технологических карт
производственных процессов.
Надписи на чертежах выполняются чертежным шрифтом. При оформ-
оформлении графической часги проекта необходимо максимально использовать
типовые чертежи.
Значительная часть расчетов в дипломном проекте выполняется на
ЭВМ. В частности, расчеты теплопотерь и нагревательных приборов; гид-
гидравлические расчеты теплопроводов систем отопления; расчеты воздухо-
обменов и воздухораздачи; рассеивания вредных веществ в атмосфере и др.
Решая в дипломном проекте важные задачи отопления, вентиляции, конди-
кондиционирования воздуха и охраны воздушного бассейна от загрязнений, не-
необходимо ориентироваться на ресурсосбережение. Такой подход к реше-
решению любых технических вопросов имеет фундаментальное значение для
развития экономики современного общества. Общеизвестно, что стоимость
сырья топлива, энергии резко возросла и имеются устойчивые тенденции к
дальнейшему повышению. В то же время, расход энергии на единицу на-
национального дохода в странах СНГ значительно выше, чем в развитых
промышленных. При этом на эксплуатацию отопительно-вентиляционного
оборудования расходуется в общем тепловом балансе свыше трети топлив-
топливных ресурсов и пятая часть электрической энергии.

457
Однако экономия ресурсов не должна быть самоцелью. Так, определе-
определение экономической целесообразности каждого энергосберегающего меро-
мероприятия должна быть обоснована и подтверждена расчетным путем.
Энергосбережение в системах теплоснабжения, отопления, вентиляции
и кондиционирования воздуха может быть достигнуто комплексом разно-
разнообразных мероприятий. Рассмотрим важнейшие из них.
Первое - снижение потерь теплоты зданиями. Оно включает в себя оп-
определение экономической целесообразности конструкций наружных стен и
покрытий; выбор технического решения по заполнению световых проемов,
объемно-планировочные решения, поступающего в помещение и др.
Второе - повышение эффективности потребления энергии жилыми и
общественными зданиями, что включает в себя снижение расхода топлива
котельными при оптимизации их работы; автоматизацию регулирования
температурного режима и подачи теплоты в здания; автоматизацию систем
отопления и калориферных установок; снижение расхода энергии при со-
совместном действии водяного отопления и приточной вентиляции; совер-
совершенствование оборудования, применяемого для теплоснабжения и отопле-
отопления потребителей и др.
Третье - снижение расхода энергии при эксплуатации систем отопле-
отопления, вентиляции и кондиционирования воздуха производственных зданий.
Здесь результат можно достичь использованием вторичных энергоресур-
энергоресурсов, в том числе производственных, технологических; рециркуляцией вен-
вентиляционного воздуха, использованием солнечной энергии; путем совер-
совершенствования проектных решений по вентиляции; снижением расхода
энергии холодоприготавливающими центрами; использованием аккумуля-
аккумуляторов холода и др.
Перечисленные мероприятия не исчерпывают всего многообразия раз-
различных энергосберегающих решений. Они находятся в постоянном совер-
совершенствовании и студент обязан самостоятельно заниматься их поиском и
разработкой. В качестве примеров ниже изложены возможные технические
подходы при решении вопросов охраны воздушного бассейна от загрязне-
загрязнений с увязкой их с экологическими факторами.
6.3. Исходные данные и содержание курсовых работ
экологической и энергосберегающей направленности
Нынешнее время настоятельно требует наличия квалифицированных
специалистов по защите окружающей среды, в частности, атмосферного
воздуха и ресурсосбережению, обладающих широким спектром знаний
инженерного профиля в рамках каждой из соответствующих специально-
специальностей с учетом ее экологических особенностей.
Одной из отличительных особенностей специальности «Тешюгазо-
снабжение, вентиляция и охрана воздушного бассейна» является ее приро-
природоохранная направленность в части сохранения чистоты атмосферного воз-
воздуха. Вредности (пыль, различные газы, пары), содержащиеся в газовых

458 ГлаваУ!
выбросах из промышленного оборудования, которые не удалось устранить
на различных стадиях технологических процессов, должны быть в обяза-
обязательном порядке учтены при проектировании систем вентиляции и ликви-
ликвидированы при эксплуатации. Вопросы утилизации уловленных в очистных
устройствах продуктов, энергосбережение, так же решаются специалиста-
специалистами, проектирующими системы вентиляции. Таким образом, проектант
промышленной вентиляции находится на последнем, важнейшем рубеже
защиты атмосферного воздуха от загрязнения вредными выбросами и ре-
ресурсосбережения.
В соответствии с указанными особенностями студентам необходимо
выполнить курсовые работы по дисциплинам «Инженерная экология» и
«Очистка вентиляционных выбросов и ресурсосбережение», которые по
своей сути едины в части достижения экологической безопасности и одно-
одновременно являются логическим продолжением одна другой в части реше-
решения поставленных задач (приложение 6.2).
Объектом для выполнения курсовой работы «Экологическое обосно-
обоснование промышленного объекта» может быть не только цех, котельная, но и
бытовой или сельскохозяйственный объект, например, птицефабрика, сви-
свинарник и т.п.
Цель указанной курсовой работы — дать студенту практические навыки
по объективной оценке воздействия от технологического процесса на каче-
качество окружающей среды по комплексу различных показателей на основа-
основании использования инженерных методов расчета, при условии обеспечения
на объекте оптимальных производственных показателей.
Примерное содержание курсовой работы по теме «Экологическое обос-
обоснование промышленного объекта» включает нижеследующие положения:
- исходные данные объекта проектирования;
- описание технологического процесса объекта;
- определение состава и расчет количества выбросов вредных веществ
в атмосферу;
- анализ вредных веществ выбросов, включая выявление компонентов,
обладающих суммацией вредного воздействия и их совместных парамет-
параметров; определение доминирующей вредности; расчет предельно допустимо-
допустимого выброса (ПДВ);
- определение влияния проектируемого объекта на окружающую сре-
среду, включая расчет категории опасности предприятия (КОП); выбор и рас-
расчет санитарно-защитной зоны (СЗЗ); расчет концентрации доминирующей
вредности в заданных точках местности с использованием ЭВМ и анализ
полученных результатов; проработку возможных природоохранных меро-
мероприятий и их анализ;
- расчет экономического ущерба от загрязнения атмосферного воздуха
выбросами объекта проектирования, включая определение возможного
ущерба народному хозяйству, налогов, штрафов за выброс; фактического
ущерба с учетом природоохранных мероприятий;

459
- расчет экономического эффекта от природоохранных мероприятий;
- оформление экологического паспорта (сертификата) объекта проек-
проектирования;
- оценка экологической безопасности промышленного объекта по рис-
риску техногенных катастроф.
Курсовая работа «Очистка вентиляционных выбросов и энергосбере-
энергосбережение» в идеальном варианте выполняется с учетом исходных данных ма-
материалов курсового проекта «Отопление и вентиляция промышленного
здания», являясь его продолжением в части охраны воздушного бассейна и
энергосбережения. В состав данной курсовой работы входят следующие
разделы:
-выбор, обоснование систем очистки газовых выбросов от твердых
частиц (пылей), их расчет и подбор очистного оборудования с использова-
использованием сухих и мокрых пылеуловителей;
- выбор, обоснование и расчет систем очистки выбросов от вредных
паров и газов в их традиционном автономном исполнении, как дополнения
к основному технологическому оборудованию;
-обоснование, разработка и расчет систем очистки и утилизации
вредных компонентов газовых выбросов на цели энергосбережения путем
их совмещения с системами обогрева и вентиляции технологического теп-
лоиспользующего оборудования;
-сравнение данных энергопотребления в натуральном и денежном
выражениях для трех вариантов исполнения: технологический теплоис-
пользующий процесс без очистки выбросов в атмосферу, с очисткой газо-
газовых выбросов в традиционном автономном исполнении и при решении во-
вопросов очистки и утилизации теплоты газовых выбросов с энергосбере-
энергосберегающим эффектом на технологические нужды;
-выдача обоснованных рекомендаций заказчику по решению вопро-
вопросов охраны воздушного бассейна с достижением при этом максимального
энергосберегающего эффекта, в том числе и в денежном выражении.
Характерной особенностью указанной курсовой работы является тот
факт, что предварительно оговаривается, что при обеспечении очистки га-
газовых выбросов до норм промышленной санитарии увеличение установ-
установленной мощности или расходов энергоносителей по сравнению с исходным
вариантом без очистки не допускается.
Это, на первый взгляд, парадоксальное условие имеет технические
решения (способы), разработанные на уровне изобретений и проверенные в
длительной промышленной эксплуатации.
Курсовые работы состоят из пояснительной записки и графической
части. Записка выполняется на отдельных листах писчей бумаги. Графиче-
Графическая часть может выполняться непосредственной в пояснительной записке
или отдельных чертежах.
Выполняемые курсовые работы тесно связаны с индивидуальной рабо-
работой студента с направленностью на экологию в части охраны воздушного

460
бассейна. В частности, рекомендуется проработка вопросов совершенство,
вания технологических процессов в части создания замкнутых циклов про.
изводства, малоотходных и безотходных процессов, систем пыле- и газо-
газоочистки, утилизации отходов, энергосбережения.
Идеальным конечным результатом выполнения индивидуальной рабо-
работы является участие студента в научно-исследовательской работе с данной
тематикой, проведение патентного поиска, оформление заявки на изобре-
изобретение, включение разработки в дипломный проект.
При выполнении курсовой работы необходимо пользоваться не только
литературой, приведенной в программах учебных дисциплин, но также
различными источниками научно-технической информации (технической,
нормативной и справочной, результатами научных и экспериментальных
исследований и т.п.).
6.4. Расчеты выделений вредных веществ в воздушную
среду технологическим оборудованием промышленных
предприятий
При проектировании промышленных предприятий необходимо знать
массовые выбросы вредных веществ в атмосферу. Их значения могут быть
использованы при определении экологических характеристик технологиче-
технологических процессов и оборудования в их экспертной оценке, расчетов выбросов
в ходе инвентаризации, для заполнения статической отчетности, разработке
плановых мероприятий по сокращению выбросов вредных веществ.
Состав вредностей, выделяющихся при производстве промышленной
продукции, широк и разнообразен. Это связано с номенклатурой исполь-
используемого технологического оборудования и исходными материалами в про-
процессах производства, а также уровнем техники и культуры работы на кон-
конкретном предприятии.
Для определения валовых выбросов вредных веществ с отходящими
газами от технологического оборудования воздухом, отводимым местными
отсосами и общеобменной вентиляцией, используются различные методы,
а именно: на основе прямых инструментальных измерений концентраций,
путем расчета материальных балансов процессов или удельных показате-
показателей. Последний метод широко используется в процессе проектирования
новых производств. Исходными данными для установления удельных по-
показателей служат экспериментальные и расчетные данные о количестве
вредных веществ, выделяющихся в ходе технологического процесса или
его отдельных операций, приведенных к единице массы получаемой про-
продукции, расходуемого материала, единице времени работы агрегата, маши-
машины, станка или единицы площади зеркала раствора [11].
В таблицах значения удельных показателей выделений вредных ве-
веществ даны в некотором диапазоне величин, связанных с особенностями
ведения технологического процесса применительно к конкретному произ-
производству. При проектных работах или недостаточных сведениях о ведении

461
технологического процесса следует принимать их средние значения. При
осуществлении модернизации оборудования принимают меньшие значе-
дия. При интенсификации технологических процессов: увеличении произ-
производительности оборудования, продувке воздухом, кислородом, подогреве
шихты, ускоренной сушке и т.п. принимается максимальное значение
удельных показателей.
При предпроектной экологической оценке возможностей размещения
производства на данной площадке расчеты следует вести по максимальным
значениям удельных показателей выделения вредностей.
Количество вредных веществ, содержащихся в отходящих газах, соот-
соответственно для удельных показателей на единицу массы переработанного
материала, единицу времени работы оборудования и на единицу площади
зеркала раствора определяют по формулам:
Ma = qnGnn, F.1)
Мл = дв-Тф-п, F.2)
M3~q3-Fi^-n, F.3)
где qa, qB, q3 — соответственно удельные показатели выделения вредных
веществ на единицу массы переработанного материала, единицу вре-
времени работы оборудования и единицу площади зеркала раствора;
Ga - масса переработанного или используемого в данном процессе ма-
материала;
Тф — время фактической или планируемой работы технологического
оборудования за рассматриваемый период времени;
п — число единиц однотипного технологического оборудования.
Выделение вредных веществ происходит в момент работы технологи-
технологического оборудования. Поэтому определение валового выброса связано для
действующего оборудования с фактическим фондом времени работы обо-
оборудования, а для проектируемого - с планируемым эффективным фондом
времени.
Общее количество выделяемых технологическим оборудованием вред-
вредных веществ М* по каждому из компонентов, присутствующих в выбросах
предприятия (цеха, участка) находится суммированием величин во всех
процессах:
М* = М{ + М2* + Мъ* +...+ М*. F.4)
Количество вредных веществ, уловленных из общей массы образовав-
образовавшихся в ходе производственного цикла Му* определяется исходя из осна-
оснащенности конкретного источника загрязнений установками газоочистки и
пылеулавливания по величине степени очистки т]. Так для одного источни-
источника, группы объединенных или однотипных масса уловленных вредных ве-
веществ определяется по выражению
м; = Мгг\. F.5)

462 ГлаваУ!
Величины степени очистки для расчетов могут быть приняты по пас-
паспортным данным установок, показателям средней эксплуатационной эффек-
эффективности (приведены в таблице 6.10) или по результатам натурных измерений.
Масса вредных веществ, выбрасываемых в атмосферу данным источ-
источником или группой однотипных, Мв* определяется как разность между их
количеством, выделенным за расчетный промежуток времени и уловлен-
уловленным установками газопылеочистки, или из выражения
где ка - коэффициент проскока, ка= 1 - г\.
При наличии натурных измерений концентраций вредных веществ в
отходящих газах после очистного устройства в атмосферу вычисляется по
формуле
где Lb - расход газов при рабочих условиях, м3/с;
Ск - конечная концентрация вредного вещества в выбросах, осреднен-
ная за 20-минутный период времени измерений при нормальных усло-
условиях, г/м3;
t - температура газовых выбросов, °С.
Расчеты характеристик выбросов по источникам выделений вредных
веществ сводятся в таблицы. В таблицах должны содержаться технологиче-
технологические параметры источников выбросов, влияющие на количество образующих-
образующихся загрязняющих веществ, а также принятые исходные данные в виде удель-
удельных показателей выделения вредностей, результаты замеров и другие сведе-
сведения со ссылкой на научно-исследовательские работы, отчеты предприятия,
научно-техническую литературу и другие источники, откуда они взяты [8].
Для осуществления грамотных расчетов валовых выбросов вредных ве-
веществ в атмосферу с использованием удельных показателей необходимо знать
особенности технологических процессов соответствующих производств.
6.4.1. Участки механической обработки материалов
Характерной особенностью процессов механической обработки мате-
материалов на различных станках (токарных, фрезерных, шлифовальных, наж-
наждачных и др.) является наличие в аспирируемом от оборудования загряз-
загрязненном воздухе преимущественно твердых частиц. Для таких производств
массу пыли устанавливают как выделенную в единицу времени на единицу
оборудования. При этом валовые выделения вредных веществ рассчитыва-
рассчитываются из нормо-часов работы станочного парка, а их поступления в атмо-
атмосферу - с учетом эффективности пылеулавливающего оборудования.
Удельные показатели выделения вредных веществ в единицу времени
на единицу основного технологического оборудования механической обра-
обработки материалов приведены в таблицах 6.1,6.2,6.3.

463
Таблица 6 1
Выделение пыли основным технологическим оборудованием
при абразивной обработке металлов без охлаждения
Оборудование
Круглошлифовальные
станки
Плоскошлифовальные
станки
Зубошлифовальные
станки
Внутришлифовальные
станки
Заточные станки
Полировальные
с войлочными
кругами
Отрезные станки
Определяющая
характеристика
оборудования
Диаметр шлифо-
шлифовального круга, мм
150
300
400
600
750
900
Диаметр круга, мм
175
250
350
450
500
Диаметр круга, мм
75-200
400
Диаметр круга, мм
до 20
17-80
до 150
до 200
Диаметр круга, мм
100
200
300
400
500
Диаметр круга, мм
100
200
300
400
500
600
Выделяемые вещества
наименование
абразивная и
пыль
-//-
-//-
— II —
-//-
войлочная и
абразивная
пыль
металлическая
пыль
количество, кг/ч
0,117
0,155
0,18
0,235
0,27
0,31
0,13
0,15
0,18
0,21
0,23
0,04-0,05
0,065
0,025-0,03
0,028-0,088
0,04-0,05
0,06-0,1
0,3-0,4
0,06-0,08
0,11-0,135
0,16-0,18
0,2-0,23
0,04-0,06
0,06-0,08
0,08-0,12
0,12-0,16
0,16-0,2
0,2-0,26
0,26-0,78

464
Глава VI
Таблица 6.2
Выделение пыли при механической обрабо
чугуна и цветных металлов
Вид обработки и
оборудование
Обработка чугуна резанием:
токарные станки
фрезерные станки
сверлильные станки
расточные станки
Обработка резанием бронзы и других
хрупких цветных металлов:
токарные станки
фрезерные станки
сверлильные станки
расточные станки
Выделяющиеся вредные вещества,
кг/ч на единицу оборудования
наименование
чугунная пыль
пыль цветных
металлов
количество, кг/ч
0,02-0,04
0,015-0,025
0,003-0,006
0,006-0,01
0,008-0,01
0,006-0,008
0,0012-0,0016
0,002-0,0028
Таблица 6.3
Выделение аэрозолей масел, эмульсий и паров воды при механической
обработке металлов с охлаждением
Оборудование
Металлорежущие станки
Шлифовальные станки
Выделяющиеся вредности,
г/ч на 1 кВт мощности
охлаждение
маслом
аэрозоль
0,2
30
охлаждение
эмульсией
аэрозоль
0,0063
0,165
охлаждение содовым
раствором
пары воды
150
150
ПРИМЕР 6.1. Для целей экологической оценки определить увеличе-
увеличение количества выбросов в атмосферу пыли от дополнительной установки
в цехе 4-х заточных станков с диаметром круга 400 мм и 3-х отрезных при
их объединении в аспирационную систему, оснащенную пылеуловителем с
эффективностью очистки 82-90%. Годовой фонд времени работы оборудо-
оборудования - 3980 часов, коэффициент загрузки оборудования - 0,8.
Решение. Из таблицы 6.1 значение удельного показателя выделения
пыли для указанного заточного станка составит 0,18 кг/ч, а отрезного -
0,78 кг/ч. Выбор удельных показателей по максимальным значениям, а сте-
степень очистки 82% по минимальному осуществлен исходя из заданного ус-
условия использования данных для экологической оценки.

465
Количество выбросов абразивной и металлической пыли составит
Л/в = @,18-4 + 0,78-3)A-0,82)-39800,810-3= 1,754 т/год.
6.4.2. Цеха и участки сварки и резки металлов
В процессах сварки, наплавки и резки металлов в воздушную среду
выделяются: сварочный аэрозоль, содержащий марганец и его оксиды, ок-
оксиды хрома, соединения кремния, фтора и многие другие вещества, а также
газообразные компоненты (фтористый водород, оксиды азота, оксид угле-
углерода и пр.). Количество вредных выделений при этом удобнее всего приво-
приводить к расходу сварочных материалов. Количественные характеристики
отдельных процессов сварки и наплавки металлов приведены в таблице 6.4.
Таблица 6.4
Удельные выделения вредных веществ при сварке и наплавке металлов
Сварочный
материал и
его марка
Количество выделяющихся вредных веществ в
г на 1 кг сварочных электродов
твердые частицы
свароч-
сварочный
аэрозоль
в том числе
марганец и
его оксиды
оксиды
хрома
газообразные компоненты
фтористый
водород
оксиды
азота
оксид
углерода
Ручная дуговая сварка сталей штучными электродами
Электроды
УОНИ-13/45
УОНИ-13/55
14
18
0,51
1.1
1
1,0
1,26
2.7
13,3
Ручная дуговая наплавка сталей
Электроды
ОЗН-300
ОНГ-Н
22,5
37,6
1,63
0,92
1,54
1,04
1,74
—
—
Ручная дуговая сварка и наплавка чугуна
Электроды
ЦЧ-4
Т-620
13,8
42.6
0,43
2,87
1.87
—
—
Ручная электрическая сварка меди, ее сплавов и титана
Электроды
Комсомо-
лец-100
20.8
0,27
1,1
0,78
Автоматическая сварка и наплавка металлов под флюсом
Плавленные
флюсы
ОСЦ-45
ФЦ-6
0,15
0,09
0,03
0,007
—
0,11
0,006
0,006
1,47
0,58

466 Глава yj
В процессах резки металла содержание в выбросах некоторых компо-
компонентов (в г на 1 погонный метр длины реза) можно приближенно вычис-
вычислить по следующим эмпирическим формулам
Оксидов алюминия при плазменной резке сплавов алюминия
qA=l2A Vs,
оксидов титана при газовой резке титановых сплавов
qT=6 Vs,
оксидов железа при газовой резке легированной стали
<7*=О,5 5,
марганца при газовой резке легированной стали
п* \Мп\
оксидов хрома при резке высоколегированной стали
где S - толщина листа металла, мм,
\Мп\, \Сг\ - процентное содержание марганца и хрома в стали
Неорганизованные выбросы сварочного аэрозоля через аэрационные
фонари составляют 18-22 г на 1 кг расходуемых электродов
ПРИМЕР 6.2. На участке имеется 4 сварочных поста для устранения
дефектов чугунных отливок путем ручной наплавки Расход электродов
марки Т-620 составляет 2,5 кг/ч
Определить состав и количество выделяющихся вредностей в час
Решение Из таблицы 6 4 находим, что при сварке электродом марки
Т-620 выделяется пыль в количестве 42,6 г/кг расходуемых электродов, в
том числе оксиды хрома 2,87 г/кг
Общее количество выделившегося сварочного аэрозоля составит
Мс = 42,6 2,5 4=426 г/ч,
в том числе оксидов хрома
Л/Сг=2,87 2,5 4 = 28,7 г/ч
6.4.3. Кузнечно-прессовые и термические цеха
К основному оборудованию кузнечно-прессовых и термических цехов
относятся нагревательные печи, работающие на газе и мазуте, электротер-
электротермические печи и ванны, закалочные баки, ковочные и штамповочные ма-
машины, дробеструйные камеры и галтовочные барабаны, зачистные станки

467
При сжигании газа и мазута в нагревательных печах происходит выделение
оксидов азота, углерода, серы. В отходящих газах может присутствовать
пыль и сажа за счет зольности мазута, недожога топлива, загрязнения ме-
металла в садке, а также за счет его угара. Кроме того, к наиболее распро-
распространенным загрязнениям воздуха в термических цехах относятся пары
масел, пары расплавов солей, щелочи и другие вещества. Вентиляционный
воздух, аспирируемый от дробеструйных камер, галтовочных барабанов,
содержит пыль в виде окалины.
Вентиляционный воздух, аспирируемый от наждачных станков, соот-
соответствует данным для аналогичного оборудования цехов механической
обработки материалов.
Количественные характеристики наиболее распространенных в маши-
машиностроительной отрасли источников выделений вредных веществ в кузнеч-
но-прессовых и термических цехах представлены в таблице 6.5.
Таблица 6 5
Выделение вредных веществ оборудованием кузнечных и термических цехов
Процесс,
оборудование
Нагревательные уст-
устройства при сжигании
природного газа
Атмосферы печей
различного типа
эндогаз
природный газ
Соляные ванны
нагрев под закалку в
расплавах хлористого
бария, натрия, калия
Масляные баки
закалка
отпуск
Очистные дробемет-
ные установки
Установка для нане-
нанесения антицемента-
антицементационных покрытий
Выделение вредных веществ
наименование
оксид углерода,
оксиды азота
оксид углерода,
оксиды азота
оксид углерода,
оксиды азота
аэрозоли
хлористый водород
аэрозоли
цианистый водород
аэрозоль и пары масла
аэрозоль и пары масла
пыль металлическая,
окалина
пары бензола и
толуола
единица
измерения
г на 1 м3
сжигаемого газа
-//-
-н-
-II-
-п-
г на 1 кг нагре-
нагреваемого металла
-н-
г на 1 кг обраба-
обрабатываемых деталей
-//-
-//-
-н-
-//-
-II-
количество
12,0
2,15
11,8
1,97
12,9
2,15
0,35
0,12
0,25
0,2-0,4
0,08-0,15
0,07-0,1
3-4
2,0

468 Глава VI
6.4.4. Участки нанесения лакокрасочных покрытий
Для нанесения на изделия защитных и декоративных покрытий ис-
используют различные шпаклевки, грунтовки, краски, эмали и лаки, содер-
содержащие в своем составе пленкообразующую основу (минеральные и органи-
органические пигменты, пленкообразователи, наполнители) и растворители или
разбавители (преимущественно легколетучие углеводороды аэроматиче-
ского ряда, эфиры и др.). Процесс получения покрытия на поверхности из-
изделия заключается в нанесении лакокрасочного материала и его после-
последующей сушке. При этом в воздушную среду выделяются аэрозоли краски
и пары органических растворителей. На величину этих выделений оказы-
оказывают влияние технология окраски, состав лакокрасочного материала, про-
производительность оборудования.
В качестве исходных данных для расчета выделений вредных компо-
компонентов принимают фактический или плановый расход лакокрасочных ма-
материалов по паспортным данным оборудования или заданию технологов,
процентное содержание растворителя в нем и его тип, соотношение компо-
компонентов лакокрасочного материала, выделяющегося в процессах окраски и
сушки. Порядок расчета общей массы выделяющихся вредных компонен-
компонентов следующий.
Вначале определяют массу вредных веществ, выделившихся при нане-
нанесении лакокрасочного покрытия на поверхность изделия:
массу вредных компонентов в виде аэрозоля краски
где Мк- масса краски, используемой для покрытия, кг;
qK - доля краски, потерянной в виде аэрозоля, %,
затем массу вредных компонентов в виде паров растворителя
F8)
F9)
где fp - доля летучей части (растворителя) в лакокрасочном материале, %;
qp - доля растворителя, выделившегося при нанесении покрытия, %.
Массу вредных компонентов, выделившихся в процессе сушки окра-
окрашенных изделий, определяют исходя из условия, что в процессе формиро-
формирования пленки покрытия происходит практически полный переход летучей
части лакокрасочного материала (растворителя) в парообразное состояние:
F10)
где qpc- доля растворителя, выделившегося при сушке покрытия, %.
В таблице 6.6 приведены сведения о количествах образующихся аэро-
аэрозолей краски и паров растворителя в процессах нанесения и сушки лако-

469
красочного покрытия различными методами. При привязке к конкретному
типу окрасочного оборудования принимаются значения паспортных или
эксплуатационных данных.
Таблица 6.6
Выделение вредных компонентов при нанесении
лакокрасочных покрытий
Способ окраски
Распыление:
пневматическое
безвоздушное
гшевмоэлектрическое
э лектри ческое
Электроосаждение
Окунание
Струйный облив
Покрытие в лаконаливных
машинах:
металлических изделий
деревянных изделий
Выделение вредных компонентов
аэрозолей, в %
производительности
по окраске
при окраске
30
2,5
0,5
0,3
—
—
—
—
паров растворителей в %
от общего содержания
растворителя в краске
при окраске
25
23
20
50
10
28
35
60
80
при сушке
75
77
80
50
90
72
65
40
20
ПРИМЕР 6.3. Для окраски деталей мотоцикла способом безвоздушно-
безвоздушного распыления используется эмаль МЛ-12 с содержанием 50% растворите-
растворителя (ксилол). Расход ее составляет 24 кг/ч.
Рассчитать и представить в табличном виде характеристику выбросов
от окрасочной и сушильной камер по данным технического паспорта.
Решение. Из технического паспорта указанного оборудования выпи-
выписываем необходимые показатели. Количество газовых выбросов из окра-
окрасочной камеры 20000 м3/ч при температуре 20°С, из сушильной - соответ-
соответственно 1200 м3/ч при температуре 140°С. Выброс осуществляется трубой
диаметром 800 мм для окрасочной камеры и 300 мм для сушильной при
высоте 18 м. В окрасочной камере очистка выбросов осуществляется с по-
помощью гидрофильтра, в сушильной - аппарата каталитического дожига
паров растворителя. Фактический годовой фонд времени работы оборудо-
оборудования 3200 часов.
Из таблица 6.6 находим выделение вредных компонентов: аэрозоля в
окрасочной камере #к = 2,5%, паров растворителя соответственно в окра-
окрасочной qp = 23% и сушильной qpc = 77% установках.

470 Глава VI
Находим массу вредных компонентов в виде аэрозоля эмали, выде-
выделяющуюся в воздушную среду окрасочной камеры:
24-2,5
100
0,6 кг/ч.
Определяем количество паров растворителя, выделившегося соответ-
соответственно в окрасочной и сушильной камерах:
М? = 24^23 = 276кг/ч;
- = 9,24 кг/ч.
Из таблицы 6.10 находим, что степень очистки в гидрофильтре от аэ-
аэрозоля краски составляет 98%, а от паров растворителя - 30%. Степень
очистки от паров растворителя в аппарате каталитического дожигания 97%.
Оформлешгый расчет характеристики выбросов окрасочной линии
представлен в таблице 6.7.
Расчет выбросов от окрасочной линии
Таблица 6.7
Номер источника
Наименование оборудования
Расход газов, м3/ч
Температура газов, °С
Диаметр трубы, м
Высота трубы, м
Вредные вещества в выбросах
Тип очисгки
Степень очистки, %
Выброс вредных веществ, г/с
т/год
Количество труб, шт.
Начальная концентрация вредности С„,
г/м3
Скорость выхода i азов ич трубы, м/с
Количество часов работы оборудова-
оборудования в год
1
окрасочная
камера
20000
20
0,8
18
аэрозоль краски,
пары ксилола
гидрофилы р
98
0,003
0,038
30
0,54
6,18
1
0,03
0,14
И,1
3200
2
сушильная
установка
1200
140
0,3
18
пары ксилола
кагалитический
дожиг
97
0,077
0,887
1
7,7
4,7
3200

471
6.4.5. Участки механической обработки древесины
Для механической обработки древесины применяется широкая но-
номенклатура станочного оборудования: круглопильные, строгальные, фре-
фрезерные, шипорезные, лепточнопильные, сверлильные, долбежные, шлифо-
шлифовальные. Отходы в виде опилок, стружки, пыли. Количество пыли М д
(т/год) определяется по формуле
1000
F.11)
где Ко — коэффициент эффективности местных отсосов, К„ = 0,9;
Кп - содержание в отходах пыли с размерами частиц менее 200 мкм, в %.
Ма - среднее количество древесных отходов, получаемых при обра-
обработке древесины на различных станках, кг/с;
х - время работы оборудования, ч/год.
Средние сведения по количеству образующихся отходов и содержа-
содержанию в них пыли для некоторых типов деревообрабатывающего оборудова-
оборудования приведены в таблице 6.8. Следует также учитывать при расчетах, что
интенсивность пылеобразования зависит в значительной степени от
свойств сорта древесины, ее влажности и необходимого качества обработки
поверхности.
Таблица 6.8
Пылеобразование при механической обработке древесины
Наименование
оборудования
1
Круюпильные
Ц6-2
ЦТЭФ
ЦКБ-4
IJA-2
Строгальные
СФ-3, СФ-4
С2Р8
С2Р12
Фрезерные
ФЛ, ФЛА, ФСШ-1
Ф-4, Ф-6
Ф-5
ФС-1
ВФК-2
Минимальный
объем отсасыва-
отсасываемого воздуха,
м3/ч
2
840
2520
860
1500
1500
2500
3100
900
1350
1500
1350
400
Среднее
количество
отходов,
кг/ч
3
пыль, опилки
29,7
46,3
44,0
61,0
стружка, пыль
33,0
445,0
490,0
стружка, пыль
24,0
26,1
26,1
47,5
27,0
Содержа-
Содержание пыли
в отходах,
4
36
34
36
35
25
25
25
20
20
20
20
20

472
ГлаваЛЦ
Продолжение таблицы 6.8
1
Шипорезные
ШО-10 (пила)
Шипорезные фрезы
ШО-6 (пила)
ШЛХ-3
Лентопильные
С-80
ЛД-140
Сверлильные и
долбежные
СВА-2
Шлифовальные
ШлПС-5П
ШлПС-7
ШлНСВ
2
720
1510
720
1980
1150
2500
150
3000
3000
2400
3
4,6
73,0
3,7
62,3
опилки, пыль
29,0
245,0
стружка, пыль
14,0
пыль
2,8
5,6
1,2
4
16
16
16
16
34
34
18
100
100
100
ПРИМЕР 6.4. Аспирационная система участка механической обра-
обработки древесины включает 4 строгальных станка марки СФ-3 и 5 фрезер-
фрезерных станков марки Ф-6.
Определить количество уловленной пыли за одну смену работы обо-
оборудования (8 часов) при его полной загрузке и степени очистки в
пылеуловителе 93%.
Решение. Из таблицы 6.8 находим среднее количество отходов для
станков СФ-3 - 33 кг/ч, Ф-6 - 26,1 кг/ч и соответственно среднее содержа-
содержание пыли в них - 25% и 20%. Коэффициент эффективности местных отсо-
отсосов составляет 0,9.
Количество уловленной пыли за одну смену работы оборудования со-
составит
МJJ = 0,9 C3 ¦ 0,25 ¦ 4 + 26,1 • 0,2 ¦ 5) • 0,93 ¦ 8 = 396 кг.
6.4.6. Цеха и участки химической и электрохимической
обработки металлов
Производственные процессы получения электрохимических покрытий
отличаются большим разнообразием, как по применяемым реагентам, так и
специфике технологий. Это вызывает образование вредных выделений в
различных концентрациях и агрегатных состояниях.
Производство, обеспечивающее нанесение на поверхность изделия
электролитического покрытия, можно разделить на три основные группы
обработки: механическую подготовку поверхности изделий (очистка, шли-

473
фование и полирование), подготовку поверхностей изделий в растворах
(травление, обезжиривание, промывка) и нанесение гальванических и хи-
химических покрытий.
При механической подготовке деталей удаление с их поверхности не-
неровностей, царапин, раковин, а также уменьшение шероховатости или по-
получение блестящей поверхности выполняется путем дробеструйной обра-
обработки, шлифования, полирования, галтовки, вибрационной обработки.
Все эти процессы связаны с образованием и поступлением в местные
отсосы пылевых частиц. Удельные выделения вредных веществ от указан-
указанного оборудования соответствуют наименьшим значениям выделений ана-
аналогичного оборудования механической обработки материалов.
Химическая подготовка поверхностей изделий заключается в их обез-
обезжиривании, травлении, химическом и электрохимическом полировании и
активировании. Для этих целей применяют органические растворители,
щелочные, водные, кислотные и эмульсионные моющие растворы.
Обработка поверхностей деталей проводится в специальных ваннах,
оборудованных бортовыми отсосами или местными отсосами других кон-
конструкций.
Процессы нанесения покрытий на поверхности металлических изделий
связаны с протеканием электрохимических реакций (электролитическое
осаждение металлов, оксидирование, фосфатирование и др.). Например, в
машиностроении наибольшее распространение нашли покрытия, получен-
полученные электролитическим осаждением цинка, меди, никеля, хрома, олова,
кадмия и других металлов. В качестве электролитов и растворов для нане-
нанесения покрытий используют концентрированные и разбавленные растворы
кислот: серной, соляной, азотной, фосфорной, синильной, хромовой и их
солей, сульфаты и хлориды никеля и др. Большое разнообразие способов
нанесения покрытий, применяемых при этом химических веществ и соеди-
соединений, используемых как в чистом виде, так и составе смесей при разных
температурах, обуславливает различие в агрегатном виде и содержании
выделяющихся компонентов.
В таблице 6.9 приведены удельные показатели выделения вредных
веществ от ряда технологических процессов нанесения покрытий на метал-
металлические изделия.
ПРИМЕР 6.5. Определить количество хромового ангидрида, образу-
образующегося от 6 ванн хромирования, имеющих в плане размеры 1500x840
мм, при фактическом годовом фонде времени работы оборудования 3400
часов.
Решение. Из таблицы 6.9 находим, что с 1 м2 площади поверхности
ванны в час выделяется в среднем 36 г хромового ангидрида.
Площадь зеркала раствора в ванне составляет
F3= 1,5 -0,84 = 1,26 м2.

474
Находим общее количество образующегося хромового ангидрида от
указанного оборудования
= 361,26-3400-61(Г6 = 0,925т/год.
Таблица 6.9
Удельные выделения вредных веществ при химической обработке
поверхностей деталей и нанесении гальванических покрытий
Процессы,
применяемые
растворы
и вещества
1
Обезжиривание
углеводородами
химическое
Травление:
в растворах хромовой
кислоты и ее солей
в растворах щелочи
в растворах соляной
кислоты
в растворах серной
кислоты
Хромирование
Молочное хромирование
Оксидирование стали
Фосфотирование
Декапирование
Количество отса-
отсасываемого воздуха
на 1 м2 зеркала
бортовыми отсо-
отсосами, тыс.м3/ч
обыкно-
обыкновенные
2
1,3
1,3
2,0
1,3
1,7
1,7
5,0
5,0
3,7
2,5
1,8
опроки-
опрокинутые
3
1,8
1,8
2,7
1,8
2,4
2,4
3
3,0
3,2
2
3,0
Выделяющиеся вредные веще-
вещества, г/ч м2 зеркала ванны
наименование
4
пары бензина,
керосина,
уайт-спирита,
бензола
едкая щелочь
(аэрозоль)
хромовый ангид-
ангидрид (аэрозоль)
едкая щелочь
(аэрозоль)
соляная кислота
(аэрозоль),
хлористый водород
(газ)
серная кислота
(аэрозоль),
сернистый ангид-
ангидрид (газ)
хромовый ангид-
ангидрид (аэрозоль)
щелочь (пары,
аэрозоль)
фосфорная кислота,
фтористый водород
соляная кислота,
хлористый водород
количест-
количество
5
3,99-4,62
1,1-2,11
3,98-6,82
2,04-4,12
0,03
0-0,01
0,14-0,27
0,21-0,39
0,02-0,04
28,8-42,2
39,0-57,6
158-237
57,6-86,4
0,9-1,3

475
Продолжение таблицы 6.9
1
Нанесение покрытий
в цианистых растворах:
кадмирование
меднение
латунирование
золочение
Осветление
2
2,3
2,3
2,3
2,3
1,8
3
1,9
1,9
1,9
1,9
1,3
4
цианистые соеди-
соединения (аэрозоли),
цианистый водород
-и-
-II-
азотная кислота
(аэрозоль)
оксиды азота (газ)
5
1,3-2,0
6,9-10,3
1,9-2,9
16-24
13,5-20,3
39,8-57
Таблица 6.10
Средняя эксплуатационная степень очистки газовых выбросов
в различных аппаратах и установках
Аппарат, установка
1
Сухие искрогасители
Мокрые искрогасители
Низконапорные скрубберы Вентури
Рукавные фильтры
Дожигатели окиси углерода (СО)
Газовые выбросы котельных
Электрофильтры
Золоуловители ВТИ
Жалюзийные золоуловители
Групповые циклоны ЦН-15
Аспирационный воздух от оборудования
механической обработки материалов
а) Сухая очистка
Пылеосадочная камера
Циклоны ЦН-11
Конические циклоны СИОТ
Циклоны Гипродревнрома
Рукавные фильтры
Сетчатые фильтры (для волокнистой пыли)
Эффективность
улавливания, %
твердых
и жидких
частиц
2
15-20
50-80
92-95
95-97
—
85-95
88-90
75-85
85-90
45-55
81-87
60-70
70-90
98-99
93-96
газообразных
и парообразных
компонентов
3
—
—
—
—
95-97
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—

476
Продолжение таблицы 6.10
б) Мокрая очистка
Циклоны с водяной пленкой ЦВП, СИОТ
Полые скрубберы
Пенные скрубберы
Мокрые пылеуловители типа ПВМ
Низконапорные пылеуловители КМП
Вентиляционные выбросы при окраске изделий
Гидрофильтры
Адсорбция
Термическое дожигание паров растворителя
Каталитическое дожигание паров растворителя
Вентиляционные выбросы при нанесении
гальванопокрытий
Очистка от аэрозоля хромового ангидрида:
Насадочные скрубберы с горизонтальным
ходом газа
Волокнистые туманоуловители ФНГ-Т
Волокнистый гидрофильтр «Сантехпроект»
Пенные аппараты ПГП-И
Очистка от паров кислот и щелочей:
Пенные аппараты ПГП-И
Форсуночно-насадочные скрубберы
Встроенные в бортовые отсосы волокнистые
фильтры
Прочие аппараты химической очистки:
Абсорбционный волокнистый фильтр
Волокснистый фильтр ФВГ-С-Ц
Ротационный фильтр для улавливания
масляного тумана типа ФРМ
80-90
70-89
75-90
90-95
92-96
86-98
—
—
—
90-95
96-99
87-90
80-87
—
—
94-95
—
98
97
—
—
—
—
—
20-30
92-95
92-99
90-99
—
—
—
—
80-95
55-60
—
99
95
—
6.5. Расчеты выбросов в атмосферу вредных веществ
при сжигании топлива
При сжигании твердого, жидкого и газообразного топлива выделяются
зола (пыль), оксиды углерода, серы, азота, ванадия. Их количество в дымо-
дымовых газах зависит от вида и состава топлива, конструкции топочных уст-
устройств и способа сжигания. Расчеты выделения вредных веществ при горе-
горении топлива производят по удельным показателям или балансовым мето-
методом. В первом случае массу выделившихся вредных веществ при сжигании
всех видов топлива в котлоагрегатах любого типа находят из выражения
Mr=103qxBr4 F.12)

477
где qx — удельный показатель выделения вредности в кг/т натурального
топлива или кг/тыс м3 газа, приведенных к нормальным условиям,
Вг - суммарный расход топлива за заданный промежуток времени т,
тысм3
Значения удельных выделений вредных веществ при сгорании топлива
в котлоагрегатах приведены в таблице 6 11
Таблица 6 11
Удельные показатели выделения вредных веществ с дымовыми
газами котлоагрегатов
Вид топлива
Угли донецкие
кузнецкий
карагандинский
воркутинский
подмосковный
Торф
Дрова
Мазут высокосернистый
Мазут малосернистый
Печное бытовое топливо
Газ (на 100 м3)
Удельные показатели выделения вредных
веществ, кг/т, кг/тыс м3
твердые
частицы
67,6
53,6
75,2
67,2
70,4
32,6
21,2
6,0
5,6
6,0
-
оксид
серы
50,4
7,2
14,4
14,4
48,6
1,8
-
54,9
5,9
56,8
-
оксид
углерода
49,0
51,3
43,9
45,5
25,8
24,0
30,1
37,7
37,7
37,7
12,9
оксиды
азота
2,21
2,23
1,97
2,17
0,95
1,25
0,78
2,46
2,57
2,61
2,16
ПРИМЕР 6.6. Рассчитать по удельным показателям выделение с ды-
дымовыми газами окислов азота за годовой период при сжигании в топке кот-
лоагрегата подмосковного угля в количестве 1200 т/год
Решение Из таблицы 611 находим удельный показатель выделения
окислов азота при сжигании подмосковного угля д^о2 = 0,95 кг/т
Количество указанной вредности за расчетный период составит
Л*ж>2 =0,95 1200 = 1140кг/год = 1,14 т/год
Более точные результаты дают расчеты вредных веществ в дымовых
газах балансовым методом
6.5.1. Расчет выбросов твердых частиц
Количество золы и несгоревшего топлива (т/год, г/с), выбрасываемого
в атмосферу с дымовыми газами от котлоагрегатов при сжигании твердого
и жидкого топлива, находят по формуле
МТ=Д Ар f A-Лз), F 13)

478
Глава Vi
где Ар - зольность топлива в %;
Лэ - степень очистки дымовых газов в золоуловителях;
/=0^/A-Гун);
Оун - доля золы топлива в уносе, %;
Гун - содержание горючего в уносе, %.
Значения Ар, Гун, сХун, г\3 - принимаются по фактическим средним пока-
показателям. Ар определяется по характеристикам сжигаемого топлива (таблица
6.12), т]3 - по техническим данным применяемых золоуловителей (таблица
6.10), а /- по таблице 6.13.
Таблица 6.12
Характеристика видов топлива
Вид топлива, марка, класс
1
Угли:
Донецкий бассейн
ДР
ГР
Гконцентрат
ЖР
ТР
АСШ.АШ
ПАРШ
Кузнецкий бассейн
ДР, ДСШ
ГР, ГМ, ГСШ
ТОМСШ
СС1ССМ
Осшлам
Карагандинский бассейн
КР
КСШ, К2С1П
К,К2
Экибастузский бассейн
БЭСШ
Горловский бассейн
АР
дко
ДМ
Челябинский бассейн
БЗ
Г6Р
ТР
ГР
W,
%
2
13,0
10,0
10,0
6,0
6,0
8,5
5,0
12,0
8,0
7,0
9,0
21,0
8,0
8,0
10,0
29,0
10,0
8,5
10,0
17,0
9,0
8,0
8,5
Ар,
%
3
28,0
28.0
11,0
25,0
25,0
30,0
26,0
13,2
14,3
18,6
18,2
16,6
27,6
29,4
20,7
14,2
11,7
7,3
10,8
29,9
22,8
28,1
18,3
Sp.
%
4
3,5
3,5
3,0
3,0
2,7
1,9
2,2
0,4
0,5
0.6
0.3
0,4
0,8
0,8
0,8
1,8
0,4
0,3
0,3
1,0
0,8
1,9
1,7
%
5
18,5
20,47
25,95
23,36
24,03
16,39
24,03
22,93
25,32
25,20
23,64
21,04
21,12
20,24
22,97
15,33
26,12
26,04
24,44
14,19
20.87
20.62
22,55
м3/кг
6
6,01
6,74
7,09
7,07
7.48
6,72
7,49
6,42
7,00
6,94
6,58
5,97
5,83
5,63
6,44
4,49
7,04
7,26
6,86
4,07
5,83
5,83
6,31

479
Продолжение таблицы 6.12
1
Дрова
Жидкое топливо:
мазут малосернистый
мазут сернистый
мазут высокосернистый
Стабилизированная нефть
Природный газ
2
40,0
3,0
3,0
3,0
—
3
0,6
0,1
0,1
0,1
0,1
—
4
-
0,5
1,9
4,1
2,6
—
5
10,24
40,30
39,85
38,89
39,90
33,60
6
3,75
11,48
11,28
10,99
11,35
10,68
Примечание: для природного газа QH- МДж/м3; Ц. - м3/м3.
Таблица 6.13
Значения коэффициентов/и А"со в зависимости от типа топок и топлива
Тип топки
С неподвижной решеткой и
ручным забросом топлива
С пневмомеханическим
забрасывателями и
неподвижной решеткой
С забрасывателями и
цепной решеткой
Шахтная
Слоевые топки бытовых
теплоагрегатов
Камерные топки:
паровые и водогрейные
котлы •
Бытовые теплогенераторы
Топливо
Бурые и каменные
угли
Бурые и каменные
угли
Бурые и каменные
угли
Твердое топливо
Дрова
Бурые угли
Каменные угли
Антрацит
Мазут
Газ природный,
попутный
Газ природный
Легкое жидкое
Печное топливо
/
0,0023
0,0026
0,0035
0,0019
0,0050
0,0011
0,0011
0,0011
0,01
—
0,01
Ксо, кг/ГДж
1,9
0,7
0,7
2,0
14,0
16,0
7,0
3,0
0,32
0,25
0,08
0,16
ПРИМЕР 6.7. Определить количество твердых частиц, удаляемых с
дымовыми газами в атмосферу от котла, имеющего топку с забрасывателем
и цепной решеткой, при сжигании угля марки ГР донецкого бассейна с рас-
расходом 120 т/год, при максимальном расходе 178 г/с и эффективности золо-
золоуловителя циклонного типа 80%.

480
Глава
Решение Зольность указанного топлива, согласно данным таблицы
6 12 составляет Ар=28% Коэффициент/- по таблице 6 13 для указанного
типа топки 0,0035
Количество твердых частиц, выбрасываемых с дымовыми газами в ат-
атмосферу, составит
Мг = 178 28 0,0035 A - 0,8) = 3,48 г/с (максимальное значение),
Л/т = 1200 28 0,0035 A - 0,8) = 23,52 т/год
6.5.2. Расчет выбросов оксидов серы
Расчет выбросов в атмосферу окислов серы в пересчете на SO2 (т/год,
г/с) при сжигании твердого и жидкого топлива производится по формуле
MSO2 = 0,02 В Sp A-л'5о2) A-TlsoJ, F 14)
где !f - содержание серы в топливе на рабочую массу, %,
l-Tlsoj - Д°ля окислов серы, связываемых летучей золой топлива
(принимается при сжигании углей равной 0,1, мазута 0,02),
1 — r| so2 ~ доля окислов серы, улавливаемых в золоуловителях, прини-
принимается равной нулю для сухих золоуловителей, для мокрых зависит от
щелочности орошаемой воды и приведенной сернистости топлива
5П= 103 Sf/Q* (cm рис 6 1)
При наличии в топливе сероводорода расчет выбросов дополнительно-
дополнительного количества оксидов серы в пересчете на SO2 ведется по формуле
М =1,88 10~2 |H2S|, F15)
где | H2S | - содержание сероводорода в топливе, %
30
20
10
0 06 0,12 0,18 5", %кг/МДж
Рис. 6.1. Степень улавливания оксидов серы в мокрых
золоуловителях при щелочности орошаемой воды
1-10 мг/моль л, 2 - 5 мг/моль л, 3 - 0 мг/моль л

481
ПРИМЕР 6.8. Определить количество оксидов серы, удаляемых с ды-
дымовыми газами в атмосферу от топочного устройства при сжигании в нем
700 т/год мазута с теплотворной способностью <2„ = 39850 кДж/кг, содер-
содержанием серы 1,9% и промывке газов водой с нулевой щелочностью в мок-
мокром пылеуловителе. Максимальный расход топлива 109 г/с.
Решение. Доля оксидов серы, связанных летучей золой при сжигании
жидкого топлива r|'SO2 = 0,02.
Находим приведенную сернистость топлива
Sn = ^? = 0,048% кг/МДж.
Степень улавливания оксидов серы в мокром пылеуловителе при ну-
нулевой щелочности воды по рис. 6.1 r|so2 = 1,5%.
Количество оксидов серы, удаляемых в атмосферу с дымовыми газа-
газами, составит:
MSO2 = 0,02-109-l,9-(l-0,02)(l-0,015) =
Msq2 = 0,02 • 700 • 1,9 • A - 0,02) • A - 0,015) = 25,7 т/год.
6.5.3. Расчет содержания оксида углерода в дымовых газах
Расчет образования оксида углерода в единицу времени (г/с, т/год) вы-
выполняется по формуле
Мао =0,001- CCO'b\i-^-\ F.16)
где ССо - выход оксида углерода при сжигании топлива, кг/т; кг/тыс.м3.
qA - потери теплоты вследствие механической неполноты сжигания то-
топлива.
Cco=qyRQH, F.17)
где <уз - потери теплоты вследствие химической неполноты сгорания топ-
топлива, %;
R — коэффициент, учитывающий долю потерь теплоты вследствие хи-
химической неполноты сгорания топлива, обусловленной наличием в
продуктах сгорания оксида углерода (для твердого топлива R= 1, для
газа - 0,5, для мазута - 0,65);
<2„ - низшая теплота сгорания топлива, МДж/кг, МДж/м3.
При отсутствии эксплуатационных данных значения q3 и q4 принима-
принимаются по таблице 6.14.
Ориентировочная оценка выброса оксида углерода может произво-
производиться по формуле
16 - 1987

482
Глава VI
Mco=0№B.Kco-\l-f^l
F.18)
где Kqo - количество оксида углерода на единицу теплоты, выделяющейся
при горении топлива, кг/ГДж, принимается по таблице 6.13
Таблица 6.14
Характеристики топок котлов малой мощности
Тип гонки и котла
Топка с цепной решеткой
Топка с пневмомеханически-
пневмомеханическими забрасывателями и цепной
решеткой прямого хода
Топка с пневмомеханически-
пневмомеханическими забрасывателями и цепной
решеткой обратного хода
Топка с пневмомеханически-
пневмомеханическими забрасывателями и непод-
неподвижной решеткой
Шахтная топка с наклонной
решеткой
I опка скоростного горения
Камерная топка с твердым
шлакоулалением
Камерная топка
Топливо
Донецкий антрацит
Угли типа кузнецких
Угли типа донецких
Бурые угли
Каменные угли
Бурые угли
Донецкий антрацит
Бурые угли типа
подмосковных
Угли типа кузнецких
Дрова, дробленные
огходы, опилки
Дрова, щепа, опилки
Каменные угли
Бурые угли
Мазут
Газ (природный,
попутный)
Доменный газ
а
1,5-1,6
1.3-1,4
1,3-1,4
1,3-1,4
1,3-1.4
1.3-1,4
1,6-1,7
1,4-1,5
1,4-1,5
1,4
1,3
1,2
1,2
1,1
1,1
1,1
Яз
0,5
0,5-1
0,5-1
0,5-1
0,5-1
0,5-1
0,5-1
0,5-1
0,5-1
2
1
0,5
0,5
0,5
0,5
1,5
Ча
13,5
5,5
6
5,5
5,5
6,5
13,5
9
5,5
2
4
5
3
0,5
0,5
0,5
ПРИМЕР 6.9. Определить количество оксида углерода, образующего-
образующегося при сжигании природного газа в камерной топке. Расход топлива 45 м3/ч,
низшая теплота сгорания 33,5 МДж/м\ действительный годовой фонд
времени работы топки 3980 часов.
Решение. Определяем годовой расход природного газа:
Вг = 45 • 3980 • 1(Г3 = 179Д тыс.м^/год.
Находим величину выхода оксида углерода при сжигании топлива
Ссо = 0,5 ¦ 0,5 ¦ 33,6 = 8,4 кг/тыс.м3,
выбрав из таблицы 6.14 величину </з = 0,5, а значение R для природного газа
составляет 0,5.

483
Количество оксида углерода в дымовых газах расчетной топки составит:
Мсо =0,001-8,4-179,1/1-^1 = 1,5 т/год
и осреднение
м'со = зШшб = ол05т/с-
6.5.4. Расчет выбросов оксидов азота
Количество оксидов азота, в пересчете на NO2, выбрасываемых в еди-
единицу времени (т/год, г/с), рассчитывается по формуле
М No2 = 0,001 • В • <2„ ¦ Кког' A - Р), F.19)
где В — расход натурального топлива за рассматриваемый период времени
(т/год, тыс.м3/год);
QH — низшая теплота сгорания натурального топлива, МДж/кг,
МДж/м3;
KNOi- параметр, характеризующий количество оксидов азота, обра-
образующихся на 1 ГДж теплоты, кг/ГДж;
Р - коэффициент, зависящий от степени снижения выбросов оксидов
азота в результате применения технических решений.
Значения ККОг определяются по графикам рис. 6.2 для различных ви-
видов топлива в зависимости от номинальной нагрузки теплогенератора. При
нагрузке котла, отличающейся от номинальной, ATNO2 следует умножить на
(бф/брH'25» гле Q$/Qp — соответственно номинальная и фактическая мощно-
мощности топливосжигающей установки, кВт.
Теплопроизводительность топливоиспользующего оборудования (кВт)
определяется по формуле
F.20)
где В - расход топлива, кг/ч, м3/ч;
Bн - теплота сгорания топлива, кДж/кг, кДж/м3.
Если имеются данные о содержании оксидов азота в дымовых газах, то
выброс (кг/год) вычисляется по формуле
MNO2 =20,4-CNO2-VB.fl-^0, F.21)
где CNO, - концентрация оксидов азота в дымовых газах, % по объему;
Ьл — объем продуктов сгорания топлива при известном коэффициенте
избытка воздуха а, значения которого приведены в таблице 6.14.
Ьл=аЦ.. Значения для топлива Ц. даны в таблице 6.12.

484
0,25
0,20
0,15
0,10
0,05
Глава VI
10
20
40 100
i i i
Q.kBt
100
200
400 1000
2000
10000
Q\ кВт
Рис. 6.2. Зависимость KNox от тепловой мощности котлоагрегата
1 - природный газ, мазут, 2 - антрацит; 3 - бурый уголь, 4 - каменный уголь
ПРИМЕР 6.10. Определить количество окислов азота, удаляемых с
дымовыми газами в атмосферу в течение рабочей смены (8 часов), при
сжигании в камерной топке сушильной установки природного газа в коли-
количестве Я =120 м3/ч с теплотворной способностью QH = 35700 кДж/м3. Сис-
Системы по очистке выбросов от окислов азота или их снижению отсутствуют.
Решение. Определяем тепловую мощность топочного устройства
35700-120
3600
= 1190 кВт.

485
Из графиков рис 6 2 находим параметр ^NO, = 0,07 кг/гДж С учетом
заданного расчетного времени вычисляем количество выбросов в атмосфе-
атмосферу окислов азота
Л*no, =0,001 120 8 35 7 0 07 A-0) = 2,4 кг
6.5.5. Расчет выбросов оксидов ванадия
Оксид ванадия относится к веществам 1-го класса опасности, т е чрез-
чрезвычайно опасным Количество выбрасываемых в атмосферу оксидов вана-
ванадия в пересчете на пятиоксид ванадия (т/год) находится по формуле
Mv,o5 =ИГб 4v,o5 В A-Лос) а-Л>). F 22)
где <7v,O{ — содержание оксидов ванадия в жидком топливе в пересчете на
V2O5,r/T,
Лос — коэффициент оседания оксидов ванадия на поверхностях нагрева
котлов (для котлов с промежуточными пароперегревателями, поверх-
поверхности нагрева которых очищают в остановленном состоянии - 0,07,
для котлов без промежуточных пароперегревателей при тех же усло-
условиях очистки — 0,05, для остальных T]oc = 0),
Т]у - доля твердых частиц продуктов сгорания жидкого топлива, улав-
улавливаемых в устройствах для очистки газов
При отсутствии данных анализа топлива содержание оксидов ванадия
в продуктах сжигания мазута определяют по формуле
<7v,o5=95,4 |$'|-31,б, F 23)
где | S р | - содержание серы в мазуте на рабочую массу в %
Формула справедлива для мазута с IS р I > 0,4%
ПРИМЕР 6.11. Определить количество выбросов V2O5 за 1 с и в год
при сжигании в котлоагрегате мазута сернистостью 3,5% при расходе топ-
топлива 0,6 т/ч и 4200 т/год Устройства очистки газовых выбросов и условия
для оседания оксидов ванадия отсутствуют
Решение Находим содержание оксидов ванадия в топливе по его
сернистости
<7v,o5 =95,4 3,5-31,6 = 302,3 г/т
Выброс V2O5 с дымовыми газами в атмосферу составит
= 0,05 г/с,
=10"* 302,3 4200 = 1,27 т/год

486 Глава VI
6.6. Анализ влияния выбросов в атмосферу
проектируемым промышленным объектом
на окружающую среду
6.6.1. Нормирование качества атмосферного воздуха
Качество воздушной среды оценивают концентрациями загрязняющих
веществ в единице объема [1]. При санитарной оценке воздуха концентра-
концентрацию примесей принято выражать в мг/м3; в технологическом оборудовании
и непосредственно в выбросе в г/м3.
Концентрацию конкретного компонента С, в выбросах находят из вы-
выражения
С,=^, F.24)
где L — количество газовых выбросов, м3/с ; м3/ч.
В вентиляции величину выбросов определяют на основе принятых
формул для местных отсосов.
При санитарной оценке воздушной среды регламентируются предель-
предельно-допустимые концентрации для вредных веществ (ПДК), в частности
рабочей зоны - ПДКрз> ПДКЗП и населенных мест, соответственно макси-
максимальные разовые и среднесуточные - ПДКмр, ПДКсс, значения которых
находятся в официальных источниках. Для некоторых веществ ПДК приве-
приведены в приложении 6.3.
В воздухе могут содержаться одновременно различные вещества. При
одновременном содержании нескольких из них, не обладающих однона-
однонаправленным действиям, ПДК остаются такими же, как при изолированном
воздействии и для каждого из них должно выполняться соотношение
С>ПДК,
где С - концентрация вещества в воздухе, мг/м3.
При наличии нескольких источников газовых выбросов приземная кон-
концентрация вредных веществ в любой точке местности определяется как их
сумма от отдельных источников при заданном направлении и скорости ветра.
При одновременном совместном присутствии в воздухе нескольких
веществ, обладающих суммацией вредного действия, для каждой фуппы
указанных веществ рассчитывается безразмерная концентрация q или зна-
значение концентрации л вредных веществ приводят условно к записи концен-
концентрации Са одного из них (см. приложение 6.4).
Безразмерная концентрация определяется по формуле
где С|, С2, ..., С„ - расчетные концентрации вредных веществ в атмосфер-
атмосферном воздухе в одной и той же точке местности,

487
ПДКЬ ПДК2 ПДК„ - соответственно максимальные разовые пре-
предельно допустимые концентрации вредных веществ в атмосферном
воздухе.
Согласно санитарно-гигиеническим требованиям концентрация долж-
должна отвечать условию д< 1.
Приведенная концентрация С„ к веществу с концентрацией С\
рассчитывается по формуле
Ся=С1+С2пдк7
К вредным веществам однонаправленного действия следует относить
вещества, близкие по химическому строению и характеру биологического
воздействия на организм человека. Примером сочетаний веществ, обла-
обладающих суммацией вредного воздействия, являются: окись углерода и
окислы азота, сероводород и сероуглерод, различные спирты, ароматиче-
ароматические углеводороды (ксилол, толуол, бензол и др.)[10].
Влияние неучтенных источников на создание концентрации конкрет-
конкретного вещества учитывают путем использования фоновой концентрации -
Сф. При наличии фонового загрязнения атмосферы должно выполняться
соотношение
С + СФ<ПДК.
При расчетах ПДВ количество вредных веществ, поступающих в атмо-
атмосферу, определяют как разность между их массой, выделившейся в ходе
технологического процесса, с учетом фактического времени работы обору-
оборудования и их массы, уловленной очистными установками, с учетом эффек-
эффективности последних.
Сведения по валовому количеству удаляемых с выбросами вредных
веществ должны быть обоснованы при составлении характеристики объек-
объекта проектирования как источника загрязнения атмосферы [11]. При этом
характеристику технологического процесса необходимо проработать в объ-
объеме достаточном для определения количества выбрасываемых вредных
веществ балансовым или другими теоретическими методами. Необходимо
также использовать различные методики, в том числе и отраслевые, для
определения валовых выбросов вредных веществ в агмосферу технологи-
технологическими производствами. Подобный новейший нормативный материал це-
целесообразно изучать по месту прохождения производственной и предди-
преддипломной практики.
Для систем общеобменной вентиляции расчеты ведут исходя из коли-
количества вредных выделений в помещениях производственных цехов. При
этом допускается принимать концентрации их соответствующими ПДК
рабочей зоны.
При одновременном выбросе в атмосферу из одного источника не-
нескольких вредных веществ, обладающих суммацией действия, расчеты вы-

488 Глава Vi
полняют после приведения всех вредных веществ к валовому выбросу 14
одного из них Mi по следующей зависимости
Сведения об источниках выбросов, их составе и количестве вредных
веществ, используемых очистных устройствах и их эффективности заносят
в таблицы установленной формы [2].
6.6.2. Определение доминирующей вредности
Раздел экологического обоснования объекта целесообразно проводить
в соответствии реальным условиям. Согласно существующему положению
воздухоохранные мероприятия в установленном порядке рассматриваются,
согласовываются, подвергаются экспертизе органами, осуществляющими
контроль за качеством воздушной среды [3]. По результатам этой работы
выдается разрешение на выброс загрязняющих веществ в атмосферу. Дня
получения такого разрешения разрабатывают и представляют материал
рабочего проекта — «Мероприятия по охране атмосферного воздуха от за-
загрязнений».
Состав таких материалов определяется степенью воздействия проек-
проектируемого объекта на загрязнение атмосферного воздуха, которая характе-
характеризуется значением параметра — П Определение указанного параметра для
каждого вещества из выбросов и каждого источника производят путем рас-
расчета требуемого потребления воздуха La, м3/с и параметра R по формулам:
F-28)
где М - количество данного вещества, выбрасываемого источником, г/с;
ПДКмр — разовая предельно допустимая концентрация вещества для
населенных мест, мг/м3;
Д- диаметр устья источника выброса, м;
Н — высота источника над уровнем земли, м;
Св — концентрация вещества на выбросе из устья источника, мг/м3.
Значение параметра П, м3/с, для каждого вещества определяем по сле-
следующей формуле
n = f,LnR, F.30)
1
где т — количество источников объекта, выбрасывающих одинаковое ве-
вещество.

489
Для группы веществ, обладающих суммацией вредного воздействия,
параметр - П находится как их сумма.
Из всех полученных значений выбирается максимальное и принимает-
принимается за определяющий параметр П для данного объекта.
В случае, когда для получения разрешения на выброс необходимо учи-
учитывать источники, для которых нет обоснованных данных для расчета па-
параметра Я, степень воздействия объекта на загрязнение атмосферного воз-
воздуха характеризуют параметром — Ф.
Указанный параметр для каждого выбрасываемого вещества рассчи-
рассчитывается по формуле
где #ср - средняя высота выброса, м.
Для групп веществ, обладающих суммацией вредного воздействия, па-
параметр Ф рассчитывается как их сумма. Из всех полученных значений вы-
выбирается максимальное, которое и принимают за определяющий параметр
Ф данного объекта.
В зависимости от величин параметров Пи Фв состав мероприятий по
охране атмосферного воздуха входят следующие материалы:
1. Обоснование выбора района размещения объекта и площадки для
строительства с учетом выбросов загрязняющих веществ в воздушный бас-
бассейн, фонового загрязнения, физико-географических, климатических и ме-
метеорологических факторов, определяющих рассеивание промышленных
выбросов в атмосфере.
2. Количество и состав выбрасываемых в атмосферный воздух загряз-
загрязняющих веществ и их комбинации с суммирующим вредным воздействием,
нормативы ПДК, потенциал загрязнения воздушного бассейна.
3. Ситуационный план района размещения объекта строительства с
нанесенными источниками выбросов в атмосферу и очистными устройст-
устройствами.
4. Результаты и анализ расчета загрязнения атмосферного воздуха в
районе размещения объекта. Предложения по предельно допустимым вы-
выбросам загрязняющих веществ в воздушный бассейн.
5. Оценка величины выделения загрязняющих веществ организован-
организованными и неорганизованными источниками.
6. Характеристика и обоснование мероприятий по снижению выброса
загрязняющих веществ в атмосферу в период неблагоприятных метеороло-
метеорологических условий (смог, опасная скорость ветра в направлении жилой за-
застройки и т.п.).
7. Сведения об уточнении размеров санитарно-защитной зоны с уче-
учетом розы ветров.

490
8. Обоснование выбора оборудования и аппаратуры для очистки вы.
бросов в атмосферу и сравнение их с лучшими отечественными и зарубезк-
ными образцами.
9. Характеристика и обоснование решения по технологии производст-
производства в части уменьшения образования и выделения загрязняющих веществ.
Сравнение их с передовыми технологическими решениями в отечественной
и зарубежной практике в части организации малоотходного и безотходного
производства, решения по использованию отходов, ресурсосбережению.
10. Характеристика и обоснование способов контроля за количествен-
ным и качественным составом выбросов загрязняющих веществ.
11. Экономическая эффективность предусматриваемых воздухоохран-
ных мероприятий.
Уточним некоторые пункты указанных выше материалов. При расчете
возможной степени загрязнения атмосферного воздуха следует учитывать
метеорологические факторы районов строительства промышленных объек-
объектов. В соответствии с ветровым режимом, количеством штилей, инверси-
инверсионными характеристиками вся территория СНГ условно разделена по усло-
условиям возможного потенциала загрязнений на пять зон.
I зона - зона низкого потенциала загрязнения воздуха - побережье мо-
морей Северного Ледовитого океана.
П зона - зона умеренного потенциала - большая часть европейской
территории страны и Западной Сибири.
III зона - зона повышенного потенциала - Северный Кавказ, Украина,
побережье дальневосточных морей, Казахстан, северные районы Средней
Азии.
IV зона - зона высокого потенциала - Урал, Закавказье.
V зона - зона опасного потенциала - Забайкалье, горные районы вдоль
границ азиатской части страны.
В зонах III...V возможности рассеивания вредных в атмосфере пони-
понижены и создаются условия для долговременного создания высоких концен-
концентраций.
В районах, где наблюдается длительный застой воздуха при сочетании
слабых ветров с температурными инверсиями (например, глубокие котло-
котлованы, места частого образования туманов, возникновения смогов), не сле-
следует размещать промышленные объекты с выбросами вредных веществ.
Особое внимание должно уделяться взаимному расположению промыш-
промышленного объекта и жилого массива с учетом розы ветров. На генеральном
плане предприятия расположение объектов также должно отвечать требова-
требованиям промышленной санитарии. Так, на заводской площадке и межцеховом
пространстве необходимо обеспечивать условия для сквозного проветривания.
Вредные примеси одних производств не должны распространяться на
более «чистые» производства.
По метеорологическим факторам необходимо учитывать среднегодо-
среднегодовые данные, годовой и суточный ход интенсивности и повторяемости при-

491
земных и приподнятых температурных инверсий, различных скоростей и
направлений ветра, штилей, осадков, туманов.
Не допускается увеличение объемов выбросов тех загрязняющих ве-
веществ, которые в зоне действия выброса рассматриваемого объекта превы-
превышают ПДК данных примесей в атмосферном воздухе.
На карту-схему ситуационного плана наносят промшющадку данного
объекта, санитарно-защитную зону, существующие жилые квартала, участ-
участки перспективной застройки, зоны отдыха, санатории, пункты наблюдения
загрязнения атмосферы.
В соответствии с требованиями, по которым осуществляется экологи-
экологическая экспертиза проектируемых объектов по охране воздушного бассейна,
рекомендуется выполнять соответствующий раздел дипломного проекта.
Навыки по расчету параметров, определяющих степень воздействия
проектируемого объекта на загрязнение атмосферного воздуха, можно по-
получить при рассмотрении примера.
ПРИМЕР 6.12. Для проектируемого промышленного объекта согласно
данным по выбросу вредных веществ в атмосферу, приведенных в графах
1...8 таблицы 6.15 рассчитать максимальное значение параметра77.
Решение примера приведено в графах 9... 13 таблицы 6.15.
На основании анализа полученных результатов делаем вывод: степень
воздействия проектируемого объекта на загрязнение атмосферного воздуха
характеризуется максимальным значением параметра /7М = 2,63-107 по сум-
мации действия сернистого ангидрида и двуокиси азота.
6.6.3. Расчет рассеивания в атмосфере вредных веществ
газовых выбросов
Расчет рассеивания вредных веществ в атмосфере выполняется со-
согласно нормативному документу ОНД-86 [7].
Степень опасности загрязнения атмосферного воздуха характеризуется
наибольшим рассчитанным значением концентрации, соответствующей
неблагоприятным метеорологическим условиям, в том числе и опасной
скорости ветра.
При расчетах определяют приземную концентрацию в двухметровом
слое над поверхностью земли, а в случае необходимости — в заданной точке
местности в вертикальном направлении.
В зависимости от высоты 77 устья источника выброса вредного веще-
вещества над земной поверхностью они относятся к одному из четырех классов:
высокие - 77> 50 м; средней высоты - 77= 10...50 м; низкие — 77=2... 10 м;
наземные - 77 < 2 м.
Опасная скорость ветра - это скорость, определяемая на уровне 10 м
от земной поверхности, при которой для заданного состояния атмосферы
концентрация вредных примесей на уровне дыхания людей (высота -2 м)
достигает максимальной величины.

Таблица 6.15
Пример определения степени воздействия проектируемого объекта
на загрязнение атмосферного воздуха, П
№
источ-
источника
1
1
2
3
я,
м
2
12
18
120
д
м
3
0,5
0.2
4,2
Н + Д
4
0,04
0,01
0,03
и
м3/с
5
0,072
0,28
101,7
Вещество
6
Пыль
Бензол
Фенол
Цианистый
водород
Сернистый
ангидрид
Двуокись
азота
ПКДмр,
мг/м*
7
0,5
1,5
0,01
0,01
0,5
0,085
Л/,
мг/с
8
600
530
2
22
12020
25300
гр.8
гр.7'
м3/с
9
1200
353
200
2200
24040
297647
гр.8
гр.5'
Св,мг/м3
10
8333,3
1892,8
7,1
78,6
118,2
248,8
гр.1О
гр.71
С/пдкмр
11
16666,7
1261,9
714,3
7857,1
236,4
2926,7
гр.11хгр.4,
R
12
666,7
12,6
7,1
78,6
7,1
87,8
гр.12хгр.9,
Я, м3/с
13
8,5x10*
4.5Х103
1.4Х103
UxlO5
1,7хЮ5
26.1Х106
С учетом суммации действия сернистого ангидрида и двуокиси азота их значение параметра Я составит:
Я = 0,1710б+26,110б=26,27106м3/с.
С учетом суммации действия сернистого ангидрида и фенола их значение параметра Я составит:
Я = 17О-1О3+1,4-1О3=171,4-1О3м3/с.

493
Максимальное значение приземных концентраций и входящие в них
коэффициенты определяют в зависимости от параметров/, Я)м, и'м, fc:
F.33)
^ F.34)
/f=8OO(u'MK, F.35)
где (йь - средняя скорость выхода газовоздушной смеси из устья источни-
источника, м/с;
А/ - разность между температурой выброса и окружающим воздухом;
L - количество выброса в атмосферу, м3/с.
Зная вспомогательные параметры, опасную скорость ветра од, м/с, оп-
определяют по формулам:
со = 0,5 при \)м<0,5; F.36)
со = им при 0,5 < 1)м < 2; F.37)
© = 1)м A + 0,12-77) при им > 2. F.38)
При/> 100 или At~O (холодные выбросы) вычисляют значения опас-
опасной скорости ветра:
ш = 0,5 при \>'м<0,5; F.39)
со=1)м при 0,5<и^<2; F.40)
со = 2,2\I, при <о'м>2. F.41)
Для/< 100 определяют максимальное значение приземной концентра-
концентрации вредных веществ См, когда выброс происходит из одиночного точечно-
точечного источника с круглым устьем
где А - коэффициент, зависящий от температурной стратификации атмо-
атмосферы для неблагоприятных метеорологических условий, определяю-
определяющих рассеивание вредных веществ (например, для Европейской терри-
территории СНГ и Урала севернее 52° с.ш. - 160, от 50 до 52° с.ш. - 180, ниже
50°с.ш.-200);
F - безразмерный коэффициент, учитывающий скорость оседания
вредных веществ в атмосферном воздухе (для газов F= 1, для пыли в
зависимости от степени очистки - 2.. .3);

494
тип- коэффициенты, учитывающие условия выхода газовоздушной
смеси из устья источника;
Т]р - безразмерный коэффициент, учитывающий влияние рельефа ме-
стности (при условии перепада высот не превышающий 50 м на 1 щ
Коэффициент т определяют в зависимости от/
т = А 7Т= при/< 100, F.43)
0,67 + ОД 47+ 0,34 V7
ш = -^ при /> 100, F.44)
Для/п</< ЮО значение коэффициента m вычисляют при fo-f.
Коэффициент п при/< 100 определяют в зависимости от им
/1=1 при им>2; F.45)
w = 0,532ui-2,13uM + 3,13 при 0,5<им<2; F.46)
w=4,4uM при им<5. F.47)
Для/> 100 (или Лг = О) и и'м > 5 определяют максимальную концен-
концентрацию
F.48)
где К^
Расстояние Хм, м, от источника выброса, на котором наблюдается мак-
максимальная приземная концентрация при неблагоприятных метеорологиче-
метеорологических условиях, определяют по формуле
Xu-=^^dH, F.49)
где d - безразмерный коэффициент.
При /< 100 коэффициент d находят по формулам:
rf = 2,48-(l + 0,28-V7) прия)м<0,5; F.50)
d= 4,95 A + 0,28 V7) при 0,5<им<2; F.51)
d = 77^7-A + 0,28-V7) приим>2; F.52)
При/> 100 или Дг =0 значение d определяют по формулам:
J=5,7 при им<0,5; F.53)
при 0,5<-им<2; F.54)
при Um>2. F.55)

495
При опасной скорости ветра приземная концентрация по оси факела сх
на расстоянии Хш м, определяется по формуле:
cx=SxcM4 F.56)
где S± - безразмерный коэффициент, определяемый в зависимости от
X = Х/Хы
Sj = ЗХ4-8р + 6Х при Х/Хм < 1; F.57)
5! = Щ при 1 < XIХ„ < 8; F.58)
0,13* 2+1
Sy = = —= при F < 1,5 и XIX* > 8. F.59)
3,58 Х2+ 35,2 X +120
Значения приземной концентрации в атмосфере су на расстоянии Y, м,
по перпендикуляру к оси факела выброса определяют по формуле
cv=S2cx, F.60)
где 5г — безразмерный коэффициент, определяемый в зависимости от ско-
скорости ветра со и отношения по значению аргумента гу.
fv = -^Ц- при со < 5; F.61)
ty=^—Y при со > 5; F.62)
1
^ +45Д/*J
F3)
Действительную концентрацию в заданной точке местности опреде-
определяют с учетом фоновой, как сумму концентраций от различных источни-
источников.
Для одного или нескольких источников расчет рассеивания врецных
веществ в учебных целях рекомендуется выполнить вручную. Для группы
источников подобный расчет целесообразно выполнять на ЭВМ по одной
из программ, утвержденных Госкомгидрометом, например, «Эфир-6».
Результаты расчетов загрязнения атмосферы при неблагоприятных по-
погодных условиях по всем веществам и комбинациям веществ суммирующе-
суммирующего вредного воздействия с учетом фона рекомендуется наглядно показы-
показывать на карте-схеме объекта проектирования. При этом в дипломном про-
проекте целесообразно определять концентрации на границе санитарно-
защитной зоны, местах забора приточного воздуха, контрольных точках.
В представленном материале по расчету рассеивания вредных веществ
в атмосфере изложены определяющие положения методики расчета с уче-
учетом выполнения учебных целей. Для углубленного изучения рекомендуют

496 ГлаваУ!
использовать нормативную литературу [11] Учитывая возрастающие и
изменяющиеся требования к учету рассеивания вредных веществ в атмо-
атмосфере самостоятельный поиск информационных материалов в этой части
как для студента, так и для специалиста должен являться осознанной необ-
необходимостью и расцениваться как одна из особенностей непрерывного ин-
инженерного экологического образования
Применяя метод рассеивания вредных веществ в атмосфере, как одно
из средств поддержания требуемого качества воздушной среды, следует
представлять, что при этом не достигается в полной мере цели защиты ок-
окружающей среды Поэтому использование рассеивающих свойств атмо-
атмосферы допускается только после применения наиболее эффективных тех-
технологических производств и средств, обеспечивающих максимальную очи-
очистку газовых выбросов
ПРИМЕР 6.13. Определить максимальную концентрацию сернистого
ангидрида в приземном слое от выбросов из котельной в точке с координа-
координатами Л> 1000 м и Y= 100 м при опасной скорости ветра Источником вы-
выброса является труба высотой #=35 м, диаметром устья Д= 1,4 м, объем
удаляемых дымовых газов L=10,8 м3/с при температуре /=125°С, количе-
количество выбрасываемого сернистого ангидрида SO2 - М =12 г/с, температура
окружающего воздуха гв = 25°С Максимальная разовая предельно допусти-
допустимая концентрация ПДКМ р - 0,5 мг/м3, фоновая концентрация гф = 0,05 мг/м3,
коэффициент стратификации атмосферы А = 200, коэффициент рельефа
местности Т]р = 1
Решение Определяем скорость выхода газовых выбросов из устья
трубы
JL =^1О8
0 пД2 я 1,42
Вычисляем вспомогательный параметр -/
1000 72 1,4
352 A25-25)
= 0,56
Так как/< и At = 100 > 0, то расчет ведут по формулам для нагретых
газов Находим параметр 1)м и опасную скорость ветра со
„„ =0,65 3&O.65
V Н
При им > 2
co = i)Ma + 0,28V7) = 2,04 A + 0,28^056) = 2,2 м/с
Определяем коэффициенты F, п, т и вычисляем максимальную при-
приземную концентрацию вредности Для газообразной примеси - SO2 F= I,
/7 = 1, так как 2,04 > 2

497
Находим безразмерный параметр d и вычисляем расстояние по оси X,
на котором наблюдается максимальная приземная концентрация
Хм = <///= 12,3-35 = 430 м.
Определяем безразмерный коэффициент Si и вычисляем концентра-
концентрацию вредности в точке с координатами X—100 м, Y=0.
Так как 1 < XIXн = 1000/430 = 2,32 < 8; то
0,664;
0ДЗ-2,322+1
Гх =5,гм =0,6640,19 = 0,19 =0,13 мг/м3.
Определяем коэффициенты /у, S2 и вычисляем концентрацию в задан-
заданной точке с координатами Х= 100 м, У = 1000 м при со < 0,5
со^_=2,2-1ОО2
' х2 юоо2
1 - = 0,8.
В-0,0222 +17 0,0223 + 45Д-0,0224J
cy=S2cx =0,8 ОД3 = 0,1 мг/м3.
Определяем действительную концентрацию в заданной точке и срав-
сравниваем с допустимой
с = cv + Сф = ОД + 0,05 = 0,15 мг/м3;
с<ПДКмр = 0,5мг/м3.
Полученное соотношение удовлетворяет требованиям норм санитарии.
6.6.4. Нормирование предельно допустимых выбросов
Для предотвращения загрязнения атмосферного воздуха сверх установ-
установленных ПДК введены нормативы на величины выброса вредных веществ |_2].
Предельно допустимый выброс (ПДВ) является научно-техническим нор-
нормативом, устанавливаемым для каждого конкретного источника загрязне-
загрязнения атмосферы при условии, что выбросы от него и всей совокупности ис-
источников с учетом их рассеивания и превращения в атмосфере, а также
перспектив развития предприятия не создадут приземных концентраций,
превышающих нормативы качества воздуха.

498 Глава У;
Сокращение количества выбросов достигается совершенствованием
технологического процесса производства и применением газоочистных
устройств.
Если по причинам объективного характера на предприятии не могут
быть достигнуты нормы ПДВ, вводится поэтапное снижение выброса вред,
ных веществ до значений, обеспечивающих соблюдение ПДК. При этом
количество временно согласованных выбросов (ВСВ) должно устанавли-
устанавливаться с учетом величин выбросов, достигнутых на предприятиях с передо-
вой технологией производства.
Величины ПДВ и ВСВ устанавливаются в тоннах в год. Контрольные
их значения исчисляются в граммах в секунду и не должны быть превыше-
превышены в любой двадцатиминутный интервал времени.
ПДВ и ВСВ определяются для каждого источника отдельно. В резуль-
результате суммирования для различных источников устанавливаются допусти-
допустимые значения для промышленных объектов и комплексов.
Величины ПДВ (ВСВ) разрабатываются на предприятиях, а затем рас-
рассматриваются и согласовываются с органами, осуществляющими контроль
за качеством воздушной среды, и утверждаются в установленном порядке.
Пересмотр норм ПДВ и ВСВ осуществляется не реже одного раза в пять лет.
Расчеты по установлению допустимых выбросов вредных веществ
промышленными предприятиями производятся в соответствии с ГОСТ
17.2.3-02-78.
При расчетах ПДВ валовые массы вредных веществ, поступающих в
атмосферу, определяют как разность между их массой, выделившейся в
ходе технологического процесса, с учетом фактического времени работы
оборудования, и их массой, уловленной очистными установками, с учетом
эффективности последних [3].
Сведения по валовому количеству удаляемых с выбросами вредных
веществ должны быть обоснованы при составлении характеристики объек-
объекта проектирования как источника загрязнения атмосферы. При этом харак-
характеристику технологического процесса необходимо прорабатывать в объеме,
достаточном для определения количества выбрасываемых вредных веществ
балансовым или другими теоретическими методами. Необходимо также
использовать различные методики, в том числе и отраслевые, для опреде-
определения валовых выбросов вредных веществ в атмосферу технологическими
производствами. Подобный новейший нормативный материал целесооб-
целесообразно изучать по месту прохождения преддипломной практики.
Для конкретного технологического оборудования количество газовых
выбросов и содержащихся в них вредностей рекомендуется устанавливать
по паспортным данным, которые затем уточняются по результатам натур-
натурных исследований аналогичных действующих производств.
Для систем общеобменной вентиляции расчеты ведут исходя из коли-
количества вредных выделений в помещения производственных цехов. При
этом допускается принимать концентрацию их соответствующей ПДК ра-
рабочей зоны.

499
В основу математических зависимостей для определения ПДВ оди-
одиночного источника выброса при условии, что Сф < ПДК положены форму-
формулы из расчета рассеивания в атмосфере вредных веществ выбросов раздела
6.6.3, из которых следует соответственно для нагретых и холодных газов
ПДВЯ = (Щ^ГИС*^Я 3^ при/< 100; F.64)
.^ при/,100; F.65)
По контрольной норме ПДВ определяют максимальную допустимую
концентрацию вредности в трубе
сПдв="^г^. F.66)
ПРИМЕР 6.14. Определить предельно допустимый выброс сернистого
ангидрида по условию задачи 6.13. при действительном годовом фонде
времени работы котельной т= 1960 ч/год.
Решение. При условии выброса нагретых газов расчет ведем по фор-
формуле F.64).
SSrSff71Ш5г/с-
В пересчете на годовой фонд времени выброс SO2 в атмосферу с ды-
дымовыми газами составит
ПДВ = ПДВ^т.3600 . 28.9-1960-3600
Для условий данного примера следует отметить, что действительный
выброс SO2, равный 12 г/с или 84,7 т/год меньше, чем ПДВ. Это указывает,
наряду с результатами расчетов по рассеиванию, что нормы санитарии со-
соблюдаются без использования дополнительных природоохранных меро-
мероприятий.
Для определения нормативов ПДВ целесообразно использовать поня-
понятие «категория опасности предприятия» (КОП) для окружающей среды по
формуле
где п - количество вредных веществ;
М1 - масса выброса i-ro вещества, т/год;
ПДК,-среднесуточная ПДК /-го вещества, мг/м3;
а, - безразмерный коэффициент, позволяющий привести степень вред-
вредности i-ro вещества к вредности SO2 . Для веществ 1-го класса опасно-
опасности а, = 1,7; для 2-го - 1,3; 3-го - 1; 4-го класса опасности — 0,9 [14].

500 Глава VI
При отсутствии среднесуточных значений ПДК для расчетов КОП мо-
могут использоваться значения максимальных разовых ПДК или уменьшен-
уменьшенные в 10 раз значения ПДК воздуха рабочей зоны.
По величине КОП предприятия подразделяются на четыре категории
опасности со следующими граничными значениями: 1-я категория опасно-
опасности предприятия - КОП >10б, 2-я - 10б > КОП > 104, 3-я - 104 > КОП > 103
4-я-КОП>103.
Значения КОП рассчитывают при условии, когда А/, /ПДК, > 1.
При Л/, /ПДК, < 1 значения КОП не рассчитываются и приравниваются
к нулю.
Предприятия 1-й и 2-й категории наиболее опасны для окружающей
среды и для них документация по ПДВ разрабатывается по полной про-
программе.
Для предприятий 3-й категории опасности документация по ПДВ раз-
разрабатывается по сокращенной программе.
К 4-й категории опасности относятся предприятия, имеющие незначи-
незначительные выбросы в атмосферу. Для таких объектов устанавливают норма-
нормативы ПДВ на уровне фактических выбросов.
Состав документации в виде книги «Мероприятия по охране атмо-
атмосферного воздуха от загрязнений» с определением ПДВ выполняются в
зависимости от параметров «Я» и «Ф», рассмотренных в разделе 6.6.2.
ПРИМЕР 6.15. Определить категорию опасности проектируемого
промышленного объекта при следующих расчетных данных выброса в ат-
атмосферу в год загрязняющих веществ: азота диоксид — 8 т; свинца и его
соединений - 0,01 т; углерода оксид - 1,2 т; аммиак -4 т; сернистый ангид-
ангидрид -6 т; сероуглерод - 0,3 т; ксилол - 10 т.
Решение. Расчет категории опасности промышленного объекта про-
производим по формуле 6.67:
Категория опасности предприятия - 3, т.к. 104> КОП > 103.
6.6.5. Обоснование размеров санитарно-защитной зоны
Промышленные предприятия и их составные объекты, являющиеся ис-
источниками химического, биологического или физического воздействия на
окружающую среду и здоровье человека необходимо отделять от жилой
застройки санитарно-защитной зоной (СЗЗ). Они представляют собой тер-
территории определенной протяженности и ширины, располагающиеся между
источниками загрязнения и границами зон жилой застройки.

501
Назначение санитарно-защитной зоны - обеспечить до требуемых са-
санитарных норм содержание в приземном слое загрязняющих веществ газо-
газовых выбросов, а также факторов физического воздействия — шума, инфра-
инфразвука, вибраций, электромагнитного излучения. При этом СЗЗ создает ар-
архитектурно-эстетический барьер между промышленной и жилой зонами,
особенно при соответствующем ее благоустройстве, озеленении.
Расчет СЗЗ регламентируется государственным стандартом и уточня-
уточняется другими документами [4, б]. Для этой цели все предприятия разделены
на 10 групп по отраслям промышленности и зависимости от их вредного
воздействия на окружающую среду. В пределах каждой группы выделяется
пять классов предприятия по степени их опасности и в зависимости от
класса устанавливается нормативная ширина СЗЗ:
Класс предприятия
I
II
III
IV
V
Расстояния, м
1000
500
300
100
50
Достаточность размеров СЗЗ по принятой классификации, в первую
очередь предприятий 1-го, 2-го и 3-го классов, должны быть подтверждены
расчетами рассеивания выбросов в атмосфере по действующим методикам
математического моделирования по доминирующему веществу с учетом
суммации вредного воздействия, фонового воздействия вредностей, а так-
также расчетами распространения шума, вибрации и электромагнитных полей.
В зависимости от действительной розы ветров конфигурация СЗЗ
должна быть скорректирована, но в любом случае не может быть меньше
нормативной. Такую корректировку производят по формуле
? = ?<>%-, F-68)
где I - определяемая величина санитарной зоны, м;
?0 - величина зоны в соответствии с нормативом, м;
Ро — средняя повторяемость ветра при круговой розе ветров — 12,5%;
Рр -средняя повторяемость ветра в рассматриваемом направлении со-
согласно розе ветров, %.
6.7. Очистка газовых выбросов и энергосбережение
Очистка газовых выбросов — это отделение от них или превращение в
безвредное состояние загрязняющих атмосферу веществ. Промышленная
очистка имеет последующую утилизацию или возврат в производство от-
отделенного от газа или превращенного в безвредное состояние уловленного

502 ГлаваУ!
продукта. Санитарная очистка имеет место, когда остаточное содержание в
газе загрязняющих веществ позволяет обеспечить установленные предель-
предельно допустимые концентрации в воздухе населенных мест или производст-
производственных помещений.
Выбор системы очистки зависит от исходного состава удаляемых газов,
агрегатного состояния вредных примесей и воздухоохранных требований.
Важнейшим показателем любого очистного устройства является сте-
степень очистки газов от вредных примесей - т|. Степень очистки непосредст-
непосредственно в предназначенном для этих целей устройстве определяется из рав-
равнозначных соотношений
??*^
где Сн, Ск - концентрация вредных веществ в газах соответственно до очи-
очистного устройства и после него;
А/н, Мо — соответственно масса вредного вещества, входящего с газами
в очистное устройство и на выходе из него.
При последовательном соединении нескольких устройств общую сте-
степень очистки находят из соотношения, зная соответственно эффективность
каждого из них
Л = 1-A-Л1)а-Л2Ы1-Л„)- F.70)
В расчетах можно также пользоваться коэффициентом проскока Кп
*П=1-Л- F.71)
6.7.1. Очистка газовых выбросов от пылей
Учитывая распространенность и важность очистки воздуха от твердых
частиц, рассмотрим вопросы пылеулавливания, акцентируя внимание на
особенностях этих процессов.
Очистка от пыли необходима не только при выбросах в атмосферу, но
и воздуху, поступающему в помещения для обеспечения требуемых сани-
санитарно-гигиенических условий и технологических требований, а также за-
защиты вентиляционного оборудования (например, калориферы, воздухоох-
воздухоохладители и т.д.) от загрязнений, в результате чего снижаются их теплотех-
теплотехнические и аэродинамические показатели.
Выбор системы очистки зависит от вида пыли, концентрации, физико-
химических свойств. К последним относятся дисперсность, плотность, сли-
паемость, электрозарядность, горючесть, взрывоопасность, самовоспламе-
самовоспламеняемость и т.д. Эти показатели, характеризующие свойства, приводятся в
атласах промышленной пыли.
Аппараты для очистки воздуха от пыли отличаются большим разнооб-
разнообразием и по своему назначению подразделяются на пылеуловители и воз-
воздушные фильтры. Первые служат для санитарной очистки воздуха, удаляе-
удаляемого в атмосферу.

. 503
Пылеуловители бывают двух видов: сухие пылеуловители без приме-
применения жидкости и мокрые - с использованием жидкости. Сухие пылеуло-
пылеуловители подразделяются на гравитационные, инерционные, фильтрационные
и электрические.
В гравитационных устройствах частицы пыли оседают под действием
силы тяжести. Это так называемые пылеосадочные камеры.
В инерционных очистных устройствах улавливание частиц происходит
под действием сил инерции, возникающих при изменении направления или
скорости потока газов. Эти аппараты делят на жалюзийные (пластинчатые,
конические), циклонные (прямоточные, вихревые, возвратно-поточные)^
ротационные.
В фильтрационных устройствах улавливание частиц пыли происходит
при прохождении через пористые материалы. Они включают тканевые
фильтры (каркасные, рукавные), волокнистые (ячейковые, панельные, ру-
рукавные), зернистые (ячейковые, барабанные).
В электрофильтрах улавливание частиц пыли происходит на основе
сообщения им заряда с последующим осаждением на электродах.
В пылеуловителях мокрого типа процесс сепарации заканчивается при
контакте твердых частиц с жидкостью. Контакт происходит на смоченных
стенках, перегородках, на каплях или свободной поверхности воды.
Мокрые пылеуловители подразделяют на инерционные, фильтрацион-
фильтрационные и электрические.
К инерционным пылеуловителям относят скрубберы, циклоны с водя-
водяной пленкой, аппараты ударного действия.
Фильтрационные мокрые аппараты включают различные пенные пы-
пылеуловители, а также барботажного типа и с подачей воздуха под утоплен-
утопленную в воде решетку.
В мокрых электрофильтрах вода подается в виде пленки на осадитель-
ные электроды. По эффективности работы пылеуловители подразделяют на
пять классов.
Пылеуловители в системах вентиляции и кондиционирования воздуха,
предназначенные для очистки воздуха, подаваемого в помещение, выделя-
выделяют как воздушные фильтры.
Необходимость очистки воздуха определяется его состоянием в месте
забора и требованиями к его чистоте в помещениях. Как правило, воздух
очищают в следующих случаях: для уменьшения запыленности воздуха,
подаваемого в помещения; для защиты теплообменников, оросительных
устройств, приборов автоматики и другого оборудования вентиляционных
камер и кондиционеров от запыления; для предохранения ценной внутрен-
внутренней отделки и оборудования в помещениях разного назначения; для под-
поддержания заданной чистоты воздуха в специальных помещениях.
По конструктивным особенностям воздушные фильтры подразделяют
на смоченные пористые (ячейковые и рулонные), сухие пористые (ячейко-
(ячейковые, рулонные, панельные), электрические. По эффективности воздушные
фильтры подразделяют на три класса (таблица 6.17)

504
Глава VI
Таблица 6 16
Характеристика основных классов пылеуловителей
Класс
пылеуло-
пылеуловителей
I
II
III
IV
V
Размер эффективно
улавливаемых частиц,
мкм
0.3 0,5
2
4
3
20
Эффективность очистки выбросов
от дисперсной пыли
группа дисперс-
дисперсности пыли
V
IV
IV
Ш
III
II
II
I
I
эффективность,
%
80,0
99,9 80,0
92,0 45.0
99.9 92,0
99,0 80,0
99,9 99,0
99,9 95,0
99,9
99,0
Таблица 6 17
Классификация воздушных фильтров
Класс
фильтров
I
II
II
Эффективно улавливаемые
пылевые частицы
Всех размеров
Более 1 мкм
От 10 до 50 мкм
Нижние пределы
эффективности по массе, %
99
85
60
Расчет пылеочистных систем состоит преимущественно в определении
степени очистки, гидравлического сопротивления, затрат, подборе венти-
вентиляционных устройств, компоновке оборудования
Для расчета пылеуловителя необходимо иметь следующие данные
физико-химические свойства пыли, ее дисперсность и фракционный со-
состав, количество очищаемого воздуха, начальную концентрацию пыли в
очищаемых газах, минимальную степень очистки, располагаемое давление
перед очистным устройством
К числу основных показателей при выборе пылеочистного устройства,
характеризующих его работу, кроме степени очистки, относят пылеемкость,
скорость фильтрации, аэродинамическое сопротивление, стоимость очистки
Пылеемкость, г или кг, определяется массой пыли, которая накаплива-
накапливается между очередными процессами регенерации при условии, что аэроди-
аэродинамическое сопротивление очистного устройства возрастает в 2 3 раза от
начального (для пылеуловителей объем бункера для накопления уловлен-
уловленной пыли)

505
Отношение объемного расхода очищаемого газа к площади фильт-
фильтрующей поверхности, называется скоростью фильтрации или нагрузкой по
газу, мэ/(м2-мин).
Аэродинамическое сопротивление определяется разностью давлений
на вход и выходе в очистной аппарат, Па.
Стоимость очистки газов, отнесенная к 1000 м3/ч включает в себя ка-
капитальные и эксплуатационные расходы очистной установки.
Данные по пылеемкости, скорости фильтрации, допустимому аэроди-
аэродинамическому сопротивлению имеются в характеристике очистных уст-
устройств, которые как и методики расчета пылеочистных устройств изложе-
изложены в учебной и справочной литературе [5, 9, 13, 15].
Например, подбор воздушных фильтров для приточных камер систем
вентиляции рекомендуется производить в следующей последовательности:
1. Исходя из поставленных задач выбирают класс фильтра.
2. Выбирают тип фильтра, принимают его воздушную нагрузку и оп-
определяют типоразмер фильтра или площадь фильтрующей поверхности.
3. Устанавливают начальное аэродинамическое сопротивление.
4. По концентрации пыли в воздухе и степени очистки устанавливают
количество пыли, уловленной в единицу времени, час, сутки.
5. По пылеемкости фильтра определяют период его работы до регене-
регенерации, смены масла, замены фильтрующего материала.
6. Рассчитывают стоимость очистки.
Аэродинамическое сопротивление очистного устройства для выбора
вентилятора следует принимать при условии достижения допустимой пы-
пылеемкости.
Поскольку пыль, содержащаяся в газовых выбросах, может иметь зна-
значительную разбежку по дисперсному составу, а эффективность улавлива-
улавливания частиц различных размеров не одинакова, введено понятие фракцион-
фракционной степени очистки. Фракционная степень очистки показывает массовую
долю данной фракции пыли, содержащейся в пылеуловителе. Когда из-
известны фракционный состав пыли — Фь Фг Фп и соответственно фрак-
фракционная степень очистки пылеуловителя Ль r\2 Л/» то общую степень
очистки 2 Л находят из выражения
Ел = Л^ + г\2Ф2 +-ПА • F72)
Полидисперсностью состава промышленных пылей определяется це-
целесообразность последовательного применения нескольких типов пыле-
пылеуловителей, соответственно для каждой фракции. Например, для местных
отсосов на участке выбивания земли в литейных цехах можно использовать
последовательно пылеосадочную камеру (коллектор, жалюзийный пыле-
пылеуловитель), циклон, рукавный фильтр. В таком варианте требуемая степень
очистки порядка 98% может быть достигнута при минимальных затратах.
Пыль способна гореть, самовоспламеняться, образовывать с воздухом
взрывоопасные смеси даже в тех случаях, когда исходный материал явля-

506 Глава VI
ется негорючим. Причиной является увеличение суммарной поверхности и
свободной поверхностной энергии системы, что повышает химическую
активность, в частности, способность к окислению с выделением теплоты.
Показатели пожаро- и взрывоопасности пыли определяются экспери-
экспериментально. Важнейшими из них являются температура воспламенения и
самовоспламенения, концентрационные пределы взрыва, максимальное
давление взрыва.
Наименьшую температуру вещества, при которой после воспламене-
воспламенения от внешнего источника зажигания наблюдается его устойчивое горе-
горение, называют температурой воспламенения. Самовоспламенение пыли
происходит в результате самоускорения экзотермической реакции окисления
при условии превышения тепловыделения над скоростью отвода теплоты.
Самовозгорающиеся вещества подразделяют на три группы.
Первая группа - вещества, самовозгорающиеся при воздействии на
них воздуха. К ним относятся бурые и каменные угли, торф, сажа, опилки,
алюминиевая пыль, порошок эбонита и др. Причиной самовозгорания яв-
является способность к окислению при низких температурах. Активизировать
этот процесс можно при наличии примесей, обладающих каталитически
активными свойствами, способствующими процессам окисления.
Вторая группа - вещества, самовозгорающиеся под действием воды. К
ним относятся калий, натрий, карбид кальция, негашеная известь и др.
Причиной загорания многих из них является выделение в процессе реакции
водорода и повышение температуры.
Третья группа - вещества, самовозгорающиеся при смешении друг с
другом. В эту группу входят различные окислители. Например, азотная
кислота, разлагаясь, выделяет кислород, что может вызвать самовозгорание
органических веществ.
Пыль, находящаяся в воздухе, может воспламеняться, взрываться
только при определенных пределах концентраций. Взрыв является одной
из разновидностей реакции горения, когда наблюдается практически мгно-
мгновенное протекание реакции в объеме.
Минимальное и максимальное значения концентрации пыли, при ко-
которых она способна воспламеняться, называется нижним и верхним кон-
концентрационным пределом взрываемости. Концентрации ниже нижнего и
выше верхнего концентрационного предела взрываемости являются безо-
безопасными.
Пыль, находящаяся во взвешенном состоянии в воздухе, взрывоопас-
взрывоопасна, а осевшая - пожароопасна. Однако при подъеме осевшей пыли в ре-
результате горения, локального микровзрыва, удара и т.п. она может перехо-
переходить во взвешенное состояние и стать средой для последующего взрыва
или ряда взрывов.
Возможная динамика последовательного развития взрывов с возмож-
возможностью нарастания их мощности должна быть проанализирована при про-
проектировании систем пылеочистки.

507
Взрыво- и пожароопасные пыли подразделяют на четыре класса:
I класс - пыли с нижним пределом взрываемости до 15 г/м3; к ним от-
относятся аэрозоли сахара, торфа, эбонита, шрота подсолнечника, хлопка;
II класс — взрывоопасные пыли с нижним пределом взрываемости от
16...65 г/м3; к ним относятся аэрозоли крахмала, мучная и чайная пыль;
III класс - наиболее пожароопасные пыли с температурой самовоспла-
самовоспламенения до 250°С, например, табачная пыль;
IV класс - пыли с температурой самовоспламенения выше 250°С, на-
например, древесные опилки.
На взрывоопасность пылей, а также силу взрыва и температуру само-
самовоспламенения оказывает существенное влияние дисперсность частиц. Так,
с уменьшением дисперсности давление в месте взрыва возрастает, а
температура самовоспламенения смеси уменьшается.
Взрывоопасность пыли зависит также от наличия в ней инертных при-
примесей, влажности и выделения горючих газов.
Присутствие в пыли инертных частиц или газов снижает взрывоопас-
взрывоопасность, вплоть до превращения ее при соответствующих соотношениях в
пожаро- и взрывобезопасную. Например, при содержании кислорода в воз-
воздухе менее 10% воспламенение пылей не происходит. Аналогично, как
балласт, влияет на указанные свойства влажность.
Возможность выделения летучих горючих газов из пылей резко повы-
повышает пожаро- и взрывоопасность.
Все многообразие факторов горючести и взрывчатости пылей должно
быть в обязательном порядке учтено при разработке конкретных очистных
систем с целью уменьшения вероятности аварии. При этом следует пом-
помнить, что показатели пожаро- и взрывоопасности пылей определяются экс-
экспериментально. Существующие для этого методы не позволяют воспроиз-
воспроизводить различные сочетания реальных условий, при которых возможно
загорание или взрыв пыли. Поэтому результаты соответствующих реко-
рекомендаций по гарантии безопасности в определенной степени условны и
каждая из очистных систем должна быть проанализирована на возмож-
возможность минимального ущерба в случае аварии.
При выполнении курсовой работы в части пылеулавливания рекомен-
рекомендуется осуществлять подбор и расчет циклонов, как одного из универсаль-
универсальных устройств, используемых в общей системе очистки газовых выбросов
сложного состава.
В настоящее время циклоны являются наиболее распространенным
видом пылеуловителей. Только в СНГ их применяется более 20-ти типов.
Наиболее распространенные из них типы ЦН, СДК-ЦН, СИОТ, ЛИОТ,
МИОТ, ВЦНИИОТ, ОЭКД и др. На рис. 6.3 изображены схемы наиболее
распространенных из них.
Принцип работы циклона заключается в следующем. Поток запылен-
запыленного воздуха входит тангенциально через патрубок в верхнюю часть ци-
циклона и, закручиваясь, поступает но кольцевому пространству, образован-

508
Глава Vi
ному цилиндрической частью циклона и выпускной трубой, в его внутрен-
внутреннее пространство. Под действием центробежной силы частицы пыли при.
жимаются к стенкам циклона и под влиянием сил тяжести опускаются вниз
и через выпускное отверстие проходят в бункер, из которого пыли перио-
периодически удаляются через пылевой затвор.
ж)
Рис. 6.3. Типы циклонов
а - МИОТ, б - ГДПЦ, в - ЦН-15, г - Файфеля, д - ЛИОТ,
е - СИОТ, ж - СДК-ЦН-33
Циклоны имеют преимущества перед другими пылеуловителями, обу-
обусловленные небольшой их стоимостью, простотой устройства и обслужи-
обслуживания, сравнительно небольшим гидравлическим сопротивлением и высо-
высокой производительностью. Вместе с тем в них плохо улавливаются частицы
размерами менее 5 мкм. Это является главным недостатком, но одновре-
одновременно генеральным направлением поиска путей дальнейшего совершенст-
совершенствования конструкции циклонов.
Хотя первые циклоны появились в промышленности более 100 лет на-
назад, работы по совершенствованию их конструкций и улучшению показа-
показателей продолжаются Изобретательская мысль до сих пор находит новые
сочетания простоты конструктивного исполнения со сложностями аэроди-
аэродинамических и физических процессов сепарации различных пылей и смесей.
Показательно и само развитие конструкции циклонов в историческом ас-
аспекте Это — не традиционный путь развития, когда старая модель отживает
свой век и заменяется новой Все известные конструкции применяются и
сосуществуют одновременно Причина в том, что для определенных видов
пылей, имеющих различные физико-химические показатели, опытным пу-
путем создавалась оптимальная модель циклона Можно даже утверждать, что

509
для каждой отрасли промышленности создавался свой циклон. Например,
для золы из дымовых газов котельных, помольных и сушильных установок,
горелой земли литейных цехов рекомендуются цилиндрические циклоны
типа ЦН.
Область применения центробежных пылеуловителей весьма широка
так как они могут использоваться для очистки воздуха, выделяющегося при
таких технологических процессах, как сушка, обжиг, агломерация, сжига-
сжигание топлива и многих других. Поэтому главной задачей, предшествующей
расчету центробежных пылеуловителей, является подбор оптимального
типа циклона, который бы удовлетворял требованиям эффективности очи-
очистки, аэродинамического сопротивления, металлоемкости, производитель-
производительности, габаритных размеров и надежной работы.
Единого критерия для выбора оптимальной формы не существует. Од-
Однако в конструкциях современных циклонов все четче проявляется тенден-
тенденция развития конусной части. Для того чтобы установить связь между гео-
геометрической формой циклонов и их эффективностью, необходимо устано-
установить влияние на последнюю сложной аэродинамики воздушных потоков,
возникающих в этих аппаратах.
Центробежные пылеуловители могут использоваться в системах пыле-
очистки для выделения из потока воздуха как крупнозернистых (скорость
воздуха во входном патрубке <ишш = 8...1О м/с), так и мелкозернистых и по-
порошкообразных материалов (<ишш= 12... 16 м/с). При этом они могут приме-
применяться в качестве I или II ступени системы очистки запыленного воздушно-
воздушного потока, в зависимости от требований, предъявляемых к чистоте воздуха.
В том случае, когда имеем дело с токсичными или взрывоопасными среда-
средами, а также для улавливания частиц сильно слипающихся материалов, не-
необходимо использовать специальные типы циклонов. Тип циклона необхо-
необходимо выбирать в зависимости от вида и свойств пыли (таблица 6.18).
Таблица 6 18
Зависимость типа циклона от вида пыли
Тип циклона
Цилиндрические серии ЦН
Конические серии С
СИОТ, ЛИОТ
ВЦНИИОТ с обратным
конусом
Гипродрева
Гипродревпрома серии Ц
Вид пыли
Зола из дымовых газов котельных, сухая пыль
помольных и сушильных установок, горелая зем-
земля литейных цехов
Пыль каталитического крекинга нефтепродуктов,
угольная пыль, сажа
Сухая несминающаяся, неволокнистая пыль
Абразивная пыль, слипающаяся пыль типа сажи и
талька
Древесная щепа и стружка, влажные опилки
Сухие опилки, шлифовальная древесная пыль

510 Глава Vi
Скорость запыленного воздушного потока, подводимого в циклон,
принимается 16-22 м/с, при этом достигается максимальная эффектив-
эффективность работы циклона. Верхний предел скорости обусловливается тем, что
с ее повышением эффективность очистки увеличивается незначительно, а
сопротивление возрастает пропорционально квадрату входной скорости
воздуха. При входной скорости воздуха выше 30 м/с эффективность очист-
очистки может значительно снизиться.
Наиболее широко на практике применяются одиночные цилиндриче-
цилиндрические и конические циклоны типа НИИОГАЗ. К цилиндрическим относятся
циклоны типов ЦН-11, ЦН-15, ЦН-15У и ЦН-24. Отличительной особенно-
особенностью этой группы аппаратов является наличие удлиненной цилиндрической
части, угол наклона крышки и входного патрубка а, равный соответствен-
соответственно 11, IS, 24°, и одинаковое отношение диаметра выхлопной трубы D^ к
диаметру циклона /)ц, равное 0,59. Циклон типа ЦН-15У (укороченный)
имеет меньшую высоту.
К коническим относятся циклоны типа СДК-ЦН-33, СК-ЦН-34 и СК-
ЦН-22. Они отличаются длинной конической частью, спиральным входным
патрубком и малым отношением диаметров выхлоп, ной трубы к корпусу
циклонов (соответственно 0,33-0,34; 0,22). Циклон типа СК-ЦН-22 приме-
применяется для улавливания пылей, обладающих повышенной абразивностью
или высокой слипаемостью. Потери давления в этом циклоне значительно
выше, чем в других конических циклонах.
Применяются также циклоны с различными конструктивными особен-
особенностями.
В зависимости от производительности по воздуху циклоны можно ус-
устанавливать по одному (одиночные циклоны) или объединять в группы из
2, 4, б, 8 штук (групповые циклоны). Эффективность очистки воздуха в
циклоне определяется дисперсным составом и плотностью частиц улавли-
улавливаемого материала, массой отдельных частиц и скоростью движения возду-
воздуха в подводящем патрубке, конструкцией и размерами циклонов, а также
вязкостью воздуха, зависящей от его температуры. При уменьшении диа-
диаметра циклона и повышении до определенного предела скорости загряз-
загрязненного воздуха эффективность очистки в циклоне возрастает. Она может
быть рассчитана исходя из данных фракционной эффективности.
Для увеличения срока службы циклонов, подвергающихся абразивно-
абразивному износу, в местах наибольшего износа (в нижней части конуса, во вход-
входной части улитки) с наружной стороны, стенок рекомендуется приваривать
дополнительные листы. Циклоны диаметром менее 0,8 м из-за повышенно-
повышенного абразивного износа нельзя применять для улавливания частиц абразив-
абразивных материалов.
Вопросы конструктивного исполнения циклонов и пылеуловителей
широко представлены в различных источниках [5, 13, 15].
В инженерных расчетах указанных пылеуловителей широко пользуют-
пользуются графиками функциональной эффективности циклонов выбранного типа,

511
испытанных при стандартных условиях. Такие графики получены для раз-
различных циклонов при диаметре ?> = 500 мм, скорости движения воздуха,
принятой по приложению 6.5, плотности пыли р„=2670 кг/м3; динамиче-
динамической вязкости воздуха и,, = 17,75 ¦ 10~б Па-с и представлены на рисунке 6.4.
99,9
99
99
50
20
—2
*
1
3 4
¦5
В*
Г
>
и,
¦¦
--
i
—
=
=
=
1,0
2,0
5,0
10
20
50
d, мкм
Рис. 6.4. Фракционная эффективность циклонов ВНИИОГАЗа
1 - СКЦН-34; 2 -ЦН-11; 3 -ЦН-15; 4 - ЦН-15у; 5 -ЦН-24
ПРИМЕР 6.16. Требуется очистить от пыли, удаляемой вентиляцион-
вентиляционными установками, загрязненный воздух в объеме Lo=40000 м3/ч. Темпе-
Температура очищаемого воздуха f=250°C. Плотность рв=1,25 кг/м3, плотность
материала пыли р„= 1500 кг/м3, фактическое давление />ф = 986,60 Па, аэро-
аэродинамическое сопротивление не должно превышать />=550Па. Дисперси-
Дисперсионный состав пыли приведен в таблице 6.19.
Таблица 6.19
Дисперсионный состав пыли
Размер частиц
по фракциям
5
5...10
10...30
30...50
50
Принятые размеры
частиц, dn мкм
2,5
7,5
20
40
50
Содержание фракции,
Ф,%
10
15
26
38
11
Начальная запыленность очищаемого воздуха Сп=20 г/м3, эффектив-
эффективность улавливания пыли должна быть не ниже 80%.

512 ГлаваУ!
Решение. Выбираем циклон конструкции НИИОГАЗ типа ЦН-15 с
диаметром ?>ц=800 мм. Учитывая величину расхода воздуха очищаемого,
целесообразно установить группу циклонов. По табличным данным коэф-
коэффициент аэродинамического сопротивления одного циклона равен ?=105,
группы - Е?=1Д ? и, согласно условию, он не должен превышать, с уче-
учетом коэффициента запаса, 500 Па E50:1,1). Ориентировочно для расчета
принимаем аэродинамическое сопротивление ?=450 Па. Определяем плот,
ность очищаемого воздуха при рабочих условиях |
«¦*•¦¦
В этом случае скорость воздуха в циклоне определяется исходя из ус-
условия, что величина аэродинамического сопротивления циклона определя-
определяется как функция скорости воздуха, отнесенная к площади всего сечения
цилиндрической его части, т.е.
откуда
При этом производительность одного циклона ЦН-15
А, = 3600^-соц = 3600-3,14 0,82 -^ = 6530 м3/с,
а число циклонов в группе п=L/L^ = 40 000/6530 = 6,13. Принимаем п = 6.
Определив количество циклонов, уточняем основные параметры:
производительность по воздуху L^=Un = 40000/6 = 6660 м3/с; скорость
воздуха в циклоне
Ю = =
аэродинамическое сопротивление одного циклона
аэродинамическое сопротивление группы циклонов
Ро = 1,1 Рц = 1,1 • 457 = 502 Па (что меньше заданного).
Эффективность очистки удаляемого воздуха, т.е. степень улавлива-
улавливания пыли (по фракциям) в зависимости от заданного дисперсного состава
пыли

513
100%
где т\п - 25, 76, 97, 98, 5 и 99% - фракционная степень очистки данного
циклона для пыли соответственно размером - dr - 2,5; 7,5; 20; 40; 50
мкм.
Полученная расчетная степень очистки ? Ц соответствует требованиям
заданного условия.
6.7.2. Очистка выбросов от газообразных компонентов
Разнообразие газообразных примесей в выбросах в атмосферу приво-
приводит к необходимости применения различных способов их обезвреживания.
Метод очистки выбирается в зависимости от состава загрязняющих ве-
веществ, их количества, эффективности очистных устройств, возможности
утилизации уловленных продуктов, технико-экономических показателей,
специфики технологического производства и других факторов. К наиболее
распространенным способам очистки выбросов относятся: адсорбция, аб-
абсорбция, конденсация, химическое окисление, каталитическое и термиче-
термическое дожигание, биологическая очистка [4].
Очистка методом адсорбции заключается в том, что выбросы пропус-
пропускают через твердые вещества, способные концентрировать на поверхности
внутренних пор содержащиеся в газах вредные компоненты. В качестве
адсорбентов используют активированный уголь, селикагели, алюмогели,
циолиты, торф. Для проведения расчета процесса адсорбции необходимо
иметь данные в виде сетки изотерм, отражающих равновесие поглощаемо-
поглощаемого компонента с адсорбентом в рабочем интервале температур очистки и
десорбции. На основе этих данных, исходя из количества выбросов, кон-
концентрации вредных компонентов в них и необходимой продолжительности
цикла улавливания, находят массу адсорбентов. После выбора конструкции
адсорбера необходимо дать аппаратурное оформление и обосновать пара-
параметры последующих стадий процесса: десорбции, сушки и охлаждения
адсорбента.
Процесс абсорбционной очистки вентиляционных выбросов заключа-
заключается в избирательном поглощении одного или нескольких вредных компо-
компонентов жидким поглотителем. В качестве абсорбента может быть исполь-
использована практически любая жидкость, в которой растворяются данные вред-
вредные вещества выбросов. На первой стадии расчета процесса абсорбции
необходимо выбрать абсорбент и дать его обоснование. Абсорбент должен
удовлетворять ряду требований: обладать высокой поглотительной способ-
способностью, минимальной летучестью, хорошими кинетическими свойствами,
способностью к регенерации; не оказывать коррозийного воздействия на
аппаратуру; не быть токсичным. Затем строят равновесные линии процесса
17 - 1987

514 ГлаваУ!
абсорбции с концентрациями вредных веществ в газовой и жидких фазах и
находят рабочую линию процесса очистки. Количество абсорбента Go оп-
определяют на основе уравнения материального баланса процесса абсорбции
Ск) = Со(Ска-Сяп), F.73)
где Сж.в, С„ в - конечная и начальная концентрации вредных веществ в аб-
абсорбенте.
После аппаратурного оформления процесса очистки необходимо обос-
обосновать и рассчитать процесс регенерации абсорбента и дать предложения
по утилизации уловленных веществ.
Очистку методом конденсации применяют для выбросов, содержащих
повышенное количество паров различных водяных растворов, углеводоро-
углеводородов и других органических соединений, имеющих повышенные температу-
температуру кипения и присутствующих в газовой фазе в относительно повышенных
концентрациях. Для осуществления процесса используют конденсаторы с
водным или воздушным охлаждением. Процесс конденсации следует рас-
рассматривать как первую ступень очистки, за которой последуют другие ме-
методы, например, дожигание, обеспечивающие выполнение санитарно-
гигиенических требований к составу выбросов.
Суть способа химического окисления вредных веществ вентиляцион-
вентиляционных выбросов состоит в воздействии на вредные компоненты реагентами,
обладающими сильными окислительными свойствами. К таким реагентам
можно отнести озон, хлор, перманганаты и др. Способ химического окис-
окисления рекомендуется применять для очистки вентиляционных выбросов,
когда концентрация вредных веществ в них мала, например, на уровне за-
запахов. Источники выделения запахов широко распространены в различных
отраслях промышленности и сельского хозяйства. К ним относятся живот-
животноводческие комплексы, мясокомбинаты, предприятия пищевой, машино-
машиностроительной, химической, парфюмерной, кожгалантерейной, электротех-
электротехнической и других отраслей промышленности.
Суть метода биологической очистки вентиляционных выбросов состо-
состоит в разложении, окислении и ассимиляции микроорганизмами вредных
компонентов. Особенностью метода является использование естественных
биологических процессов без применения чуждых экологической системе
материалов и реагентов.
Биологический метод очистки может быть реализован в устройствах
трех типов: в фильтрах со слоем увлажненной почвы или компоста, через
который пропускаются очищенные выбросы (земляные фильтры); в фильт-
фильтрах с инертной насадкой, на поверхности которой искусственно выращива-
выращивается биопленка (аэробиофильтры); в аппаратах барботажного типа с водной
суспензией активного ила (абсорберы биоочистки).
Сущность термического способа очистки газовых выбросов заключа-
заключается в нагреве их до температур, превышающих температуру самовоспла-
самовоспламенения токсичных компонентов и выдержке их в присутствии кислорода.

515
При этом горючие компоненты выбросов переходят в менее токсичные
или нейтральные вещества. Например, реакция окисления углеводородов
происходит с образованием углекислого газа и паров воды
СтЯп + (т + л/4)О2 = тСО2 + (и/2)Н2О.
Реакция протекает экзотермически.
Преимущества термического способа - универсальность по отноше-
отношению к горючим газам любого состава, простота исполнения и надежность
эксплуатации.
Недостатки - значительный расход топлива, обусловленный необхо-
необходимостью нагрева газовых выбросов до температур начала процесса горе-
горения вредностей и появление в процессе дополнительных вредностей, на-
например, окислы азота, угарный газ и др.
Термический способ следует рассматривать как чисто тепловой про-
процесс горения бедных газовоздушпых смесей. Основными факторами, опре-
определяющими эффективность термического дожигания, являются температу-
температура нагрева вентиляционных выбросов, время их выдержки при этой темпе-
температуре и качество перемешивания.
Температура, до которой необходимо нагреть выбросы, зависит от ви-
вида вещества. На основе опытных данных установлено, что газовые выбросы
необходимо нагревать до температур, превышающих в 1,5-2 раза темпера-
температуру самовоспламенения содержащихся в них горючих компонентов, но не
ниже 750°С.
Время пребывания вредностей в термическом нейтрализаторе 0,5-1,5 с.
Выбор устройства термической очистки производится по расходу топ-
топлива Во, необходимого для подогрева выбросов до заданной температуры,
который определяется по формуле
{6.74)
где гд - температура газовых выбросов, поступающих в камеру дожига, °С;
fT - температура нагрева газовых выбросов, °С;
<2н — низшая теплотворная способность топлива, кДж/м3;
Т1О - тепловой КПД очистного устройства;
Ст - теплоемкость газовых выбросов, кДж/(м3-°С).
При термическом дожигании предварительный подогрев выбросов ва-
важен не только с точки зрения экономии расхода топлива, но и качества
очистки. Он осуществляется при использовании теплоты очищенных газов.
Степень рекуперации составляет 0,2-0,7.
ПРИМЕР 6.17. Из технологической установки удаляются в атмосферу
газы в количестве L=1000 М3/ч с температурой г=150°С, концентрацией
паров ксилола Сп= 10 000 мг/м3 и содержанием кислорода — 18%.
17*

516 Глава VI
Подобрать автономное устройство термической очистки газовых вы-
выбросов, работающее, на природном газе с теплотворной способностью
Bн=33500кДж/м3 при средней температуре подогрева газовых выбросов
/д=404°С и обеспечивающее концентрацию паров ксилола не выше ГТДК
рабочей зоны.
Решение. На. основании справочных данных находим характеристику
вредности, содержащейся в газовых выбросах. Ксилол С8Н10 - температура
самовоспламенения tc = 563°C, нижний предел взрываемости в смеси с воз-
воздухом Св=43,5 г/м3, конечная концентрация Ск = ПДКрз = 50 мг/м3, низшая
теплотворная способность QHB=4l 250 кДж/кг.
Запишем реакцию обезвреживания ксилола термическим методом
С8Ню +10,5О2 = 8СО2 +5Н2О.
Определим необходимую степень очистки
Находим минимальную температуру в рабочей камере дожига-
тельного устройства
/С=1,5*С=1,5-563 = 844°С.
Расход природного газа на процесс термической очистки определяем
по формуле F.74)
_1000-1>26-(844-404)_ з
В°~ 33500-0,85 9'5м/ч-
На основе количества газовых выбросов и расхода топлива подбирают
типоразмер устройства термической очистки, которое устанавливают на
технологическом оборудовании.
Каталитическое дожигание беспламенно и вследствие этого не связано
с пределами воспламенения смеси. В общем виде кинетику гетерогенного
процесса каталитического окисления можно представить в виде пяти эле-
элементарных стадий: диффузия исходных веществ к поверхности катализато-
катализатора, адсорбция, химическая реакция, десорбция, диффузия полученных ве-
веществ в свободное газовое пространство.
Аппарат каталитической очистки состоит из вентилятора для забора га-
газовых выбросов, подогревателя до температур реакции начала каталитиче-
каталитического окисления, реактора и теплообменника для утилизации тепла очищен-
очищенных газов. Мощность No подогревателя, нагрева газовых выбросов до темпе-
температур начала реакции каталитического окисления /к определяют по формуле
i?- F-75)
В качестве примера рассмотрим характеристику одного из типов ката-
катализатора, предназначенного для очистки газовых выбросов, НИИОГАЗ-ЗД.

517
Каталитически активное вещество представляет собой смесь окислов не-
неблагородных металлов с добавками платины и палладия (сотые доли про-
процента), которая нанесена в виде активной пленки на нихромовую проволо-
проволоку диаметром 0,1-0,2 мм, свитую в спирали диаметром 3-4 мм. Катализа-
Катализатор упакован в пакеты прямоугольной формы и внешне подобен
воздушному фильтру. Масса одного каталитического элемента для очистки
800-1000 м3 /ч выбросов составляет 8-9 кг. Линейные размеры одного па-
пакета - 610x305x90 мм. Гидравлическое сопротивление при линейной ско-
скорости потока 1 -4 м/с порядка 200 Па. Температура реакции начала катали-
каталитического окисления для паров органических растворителей 280-300°С.
Допустимый разогрев 650°С, объемная скорость 25000-30000 ч.
ПРИМЕР 6.18. Подобрать устройство каталитической очистки газо-
газовых выбросов для технологической установки, имеющей следующую тех-
техническую характеристику: количество газовых выбросов в атмосферу
L= 1500 м3/ч, их температура t= 120°C, концентрация паров толуола в вы-
выбросах - Сн = 8ОООмг/м3, требуемая конечная концентрация вредности в
очищенных газах - Ск=200 мг/м3, энергоноситель - электроэнергия.
Решение. Находим характеристику вредности, содержащейся в газо-
газовых выбросах. Толуол, химическая формула С7Н8, нижний предел взры-
ваемости в смеси с воздухом Св=49 г/м3, низшая теплотворная способность
Bн=41000 кДж/кг, стехиометрическое количество воздуха, потребное для
сжигания 1 кг толуола Ц. = 11,3 м3 /кг.
Запишем реакцию процесса обезвреживания паров толуола методом
каталитического дожигания
С7Н8 + 9О2=7СО2 + 4Н2О.
Определяем необходимую степень очистки газовых выбросов
Выбираем к установке в реактор катализатор типа НИИОГАЗ-ЗД. Со-
Согласно его технической характеристике при температуре подогрева газовых
выбросов /к = 350°С обеспечивается степень очистки не менее 98%. Пакет
катализатора прямоугольной формы имеет следующие линейные размеры
610x305x90 мм. Допустимая температура разогрева не выше 650°С, объ-
объемная скорость не выше 30000 ч.
Приняв к установке 3 пакета катализаторов, находим объемную ско-
скорость Шь и сравниваем ее с рекомендуемой величиной - 30000 ч.
¦"¦ =t = 3@,6lS5-0.09) = *>880-Г'<30000н-
Определяем температуру очищенных газов t0 и сравниваем ее с допус-
допустимой - 650°С

518 Глава VI
1,31-Ю6
Находим мощность подогревателя загрязненных газов в системе като-
католической очистки по формуле F.75)
Далее из каталога по количеству очищаемых газов и мощности выби-
выбираем тип реактора и подогревателя.
6.7.3. Энергосбережение в системах очистки газовых
выбросов при объединении с энерготехнологией
При разработке систем очистки вентиляционных выбросов задача со-
состоит не только в охране окружающей среды, но и в достижении постав-
поставленной цели с минимальными затратами и с получением экономического
эффекта [16, 17J. Последнее достигается, когда вредные вещества не только
обезвреживаются, но и превращаются в полезный продукт. Рассмотрим
возможности экономии природного газа и электроэнергии на технологиче-
технологические нужды при использовании способов термического и каталитического
дожигания вредностей газовых выбросов.
Известно, что недостатком способа термического дожигания является
значительный расход топлива для подогрева газовых выбросов до темпера-
температур реакции окисления. Устранить указанный недостаток возможно путем
использования вентиляционных выбросов для процесса горения техноло-
технологического топлива в котлах, топках, печах [12]. При содержании в выбро-
выбросах кислорода выше 17% и горючих компонентов менее 50% от нижнего
предела взрываемости они обеспечат полноту сжигания технологического
топлива и выполнение требований норм безопасности.
Использование для сжигания топлива вентиляционных выбросов, со-
содержащих горючие компоненты и имеющих повышенную температуру,
влечет за собой изменение режимов горения. Изменяется и тепловой баланс
технологического оборудования, что влечет за собой уменьшение расхода
топлива Вр. Расчетный расход топлива Вр, который учитывает физическое
тепло выбросов, находят по формуле
0„
где tn - температура воздуха в помещении.
Действительный расход топлива 5Д, который учитывает химическое
тепло выбросов, находят из выражения
а Л„ F.77)

519
где Qhb — низшая теплотворная способность горючих компонентов газо-
газовых выбросов;
G — количество горючих компонентов, которое содержится в воздухе,
используемом на сжигание единицы объема или массы топлива,
G = CHaL°\ F.78)
G=-%^, F.79)
а - коэффициент избытка воздуха;
Ц - теоретическое количество воздуха для сжигания 1 м3 или 1 кг то-
топлива.
Выбор оптимальной энерготехнологической схемы оборудования с
применением очистных устройств в каждом конкретном случае определя-
определяют путем сравнения количества воздуха, потребного для сжигания топлива,
расходов топлива на технологические нужды и очистку газов. Рассмотрим
варианты этих соотношений.
Если количество воздуха, необходимое для сжигания технологическо-
технологического топлива I* и его расход Вт превышает количество газовых выбросов L и
расход топлива на его очистку методом термического дожигания Во (Вт > Во
и Lr > L), то в этом случае очистное устройство не применяется, а вместо
пего используется технологическое нагревательное устройство в тепловом
режиме его работы.
Количество воздуха, необходимого для сжигания топлива, находят из
выражения
F.80)
Возможная энерготехнологическая схема оборудования, предназна-
предназначенного для расплавления и полимеризации порошковых покрытий на из-
изделиях, при использовании топки для попутной термической очистки газо-
газовых выбросов представлена на рисунке 6.5. Газовые выбросы, содержащие
продукты испарения и термического распада покрытия изделий, отсасыва-
отсасываются по линии 7 вентилятором 8 и подаются в горелку 10 топки 11, где ис-
используются в качестве первичного и вторичного воздуха для сжигания тех-
технологического топлива. Продукты сжигания топлива и вредных веществ,
проходя через регулирующее устройство 72, отсасываются по линии 13
дымососом 15 и подаются на обогрев теплообменников, в частности, тер-
терморадиационных панелей б, установленных непосредственно в рабочей
зоне технологического оборудования 3. Часть очищенных газов по линии
14 возвращается в систему обогрева оборудования, а оставшееся количест-
количество проходит через теплообменник 4, где подогревается воздух, поступаю-
поступающий на технологические нужды и по линии 1 удаляется в атмосферу.
При использовании воздуха, содержащего горючие компоненты для
сжигания топлива, в тепловой баланс оборудования поступает физическая
и химическая теплота газовых выбросов. Это приводит к уменьшению рас-

520 Глава VI
хода топлива на обогрев технологического оборудования. Минимальный
расход топлива на термическое дожигание вредных веществ составляет
В=В0, а выброс в атмосферу определяется количеством образующихся при
этом продуктов сгорания.
Н
Рис. 6.5. Принципиальная схема обогрева и вентиляции технологического
оборудования с использованием топливосжигающего устройства для попутной
термической очистки газовых выбросов
I - линия выброса очищенных газов в атмосферу; 2 - воздушный фильтр; 3 - линия
подачи атмосферного воздуха на технологические нужды; 4 - теплообменник; 5 -
технологическое теплоиспользующее оборудование; 6 - панельный теплообменник;
7 - линия забора загрязненных газов; 8 - вентилятор; 9 - газопровод; 10 - горелка;
I1 - топка; 12 - заслонка; 13 - линия подачи продуктов сжигания на обогрев техно-
технологического оборудования; 14 - линия возврата очищенных газов на рециркуляцию;
15-дымосос
Если Вт > Во, a Lr < L нагревательное устройство (топка) ликвидиру-
ликвидируется и вместо него устанавливается устройство термического дожигания
вредных веществ, которое одновременно выполняет функции по очистке
газовых выбросов и обогреву технологического оборудования. Причем
мощность очистного устройства выбирается по расходу топлива, необхо-
необходимого на технологические нужды. Энерготехнологическая схема обору-
оборудования с использованием устройства термической очистки выбросов
вместо топки представлена на рис. 6.6. Из схемы видно, что устройство
термического дожигания вредностей в отличие от топочного устройства,
представленного на рис. 6.5 имеет теплообменник 12 для подогрева за-
загрязненных газов очищенными. Необходимость предварительного подог-
подогрева загрязненных газов обуславливается не только экономией топлива,
но и качественным дожиганием вредных веществ, содержащихся в вы-
выбросах. Если состав газовых выбросов допускает применение каталитиче-
каталитического метода дожигания вредных веществ, то взамен топки можно уста-
установить каталитические аппараты.
Принципиальная схема энергоиспользования при этом сохраняется,
что и приводит к сокращению расхода топлива на технологические нужды.

521
Минимальный расход топлива при этом не должен быть меньше по-
потребного для работы очистного устройства В > Во.
Если Вт < Во и L > Lr, взамен топки рационально использовать нагрева-
нагревательно-очистное устройство с комбинированным термокаталитическим до-
10 и
12
Рис. 6.6. Принципиальная схема обогрева и вентиляции технологического обору-
оборудования с использованием устройства термической очистки газовых выбросов
1... 10 — то же, что на рисунке 6.5; 11 - устройство термической очистки газовых
выбросов; 12 - подогреватель загрязняющих газов; 13 - заслонка; 14 - линия воз-
возврата очищенных газов на циркуляцию; IS- дымосос
жиганием вредных веществ. Работа устройства термокаталитической очи-
очистки выбросов понятна из рис. 6.7. Загрязненные газы отсасываются из тех-
технологического оборудования 5 по линии 7 вентилятором 8 и затем разде-
разделяются на два потока. Часть из них, численно равная количеству воздуха,
необходимого для сжигания технологического топлива, поступает на тер-
термическую очистку в топку 77. Избыточное количество газов поступает в
теплообменник 75, где подогревается до температур начала реакции ката-
каталитического окисления вредных веществ 300-400°С и затем направляется в
реактор 72 на очистку. Очищенные каталитическим способом газы могут
удаляться в атмосферу или использоваться в смеси с очищенными терми-
термическим способом для обогрева технологического оборудования. Топка вы-
выбирается по расходу топлива на технологический процесс. Газы, идущие на
каталитическую очистку, подогреваются до температур начала реакции
окисления за счет тепла от дожигания горючих компонентов выбросов
термическим способом.
Если в рассматриваемом варианте для очистки выбросов применять
только устройство термического дожигания, то расход топлива определяет-
определяется в нем по расходу его на процесс очистки. Так как Во> Вти имеется из-
избыток теплоты, то химическое и физическая теплота самих газовых выбро-
выбросов на нужды технологии не может быть утилизированно полностью. В
этом случае количество выбросов в атмосферу соответствует технологиче-
технологическим выбросам.

522
Глава VI
Рис. 6.7. Принципиальная схема обогрева и вентиляции технологического
оборудования с использованием устройства комбинированной термической
и каталитической очистки газовых выбросов
1... 11 - ю же, что на рисунке 6.5; 12 - реактор с катализатором; 13 - заслонка;
14 - линия отсоса газовых выбросов, очищенных каталитическим дожиганием;
15 - подогреватель выбросов, идущих на каталитическую очистку; 16 - линия
отсоса газовых выбросов, очищенных термически; 17 - линия возврата очищен-
очищенных газов на рециркуляцию; 18 - дымосос
ПРИМЕР 6.19. Для технологической установки по данным примера
6.17 разработать систему венгиляции и обофева при условии объединения
топочного и очистного устройства в единый агрегат и произвести расчет
расхода шплива при условии, что в топочном устройстве расходуется газ в
количестве Вл = 70 м3 'ч с коэффициентом избытка воздуха ос= 1,7 при годо-
годовом фонде времени работы оборудования тг=4000 ч. Увеличение расхода
топлива на технологические нужды не допускается.
Решение. Оборудование технологической установки автономной
системы очистки, как рассмотрено в примере 6.17, не имеет функциональ-
функциональной связи с системой обогрева оборудования и общий расход топлива Вс
будет равен сумме
Вс = Вт + Во = 70 +19,5 = 89,5 м3/ч.
Для выполнения задания по разработке системы попутной термиче-
термической очистки газовых выбросов определяем количество воздуха, необхо-
необходимого для сжигания технологического топлива,
1,7-9,4-70 = 1119 м3/ч;
Lr=1119>L = 1000 м3/ч.
На основании сравнения приходим к выводу, что все количество газо-
газовых выбросов можно обезвредить в топочном устройстве в режиме его тех-
технологической эксплуатации.

523
Находим расчетный расход топлива Вр в топочно-очистном устройстве
с учетом того, что воздух, идущий на горение, обладает физическим теплом
Вр . Дг_1С,(р„)= 70_ 10001^26050-20) = 651 м,/ч
Определяем количество паров ксилола, содержащегося в выбросах,
идущих на сжигание одного кубометра природного газа
= кюре -пхю кг/мз
651Ю6
ВрЮ6 6,51-Ю6
Действительный расход топлива Вл на технологические нужды с уче-
учетом химического тепла газовых выбросов
),l = 52,7 м'/с
Экономия природного газа при совмещении с технологической схемой
обогрева системы термической очистки по сравнению с автономной составит
Находим экономию топлива за год на технологический процесс и очи-
очистку выбросов при использовании способа попутной термической очистки
Вг = (Вс -Вя)тг= (89,5-52,7)• 4000 = 147000 нм3/год.
На основе совмещения системы каталитического дожигания со схемой
обогрева технологического оборудования можно не только снизить допол-
дополнительные затраты, но и получить экономический эффект путем превраще-
превращения горючих компонентов газовых выбросов в источник дополнительной
тепловой энергии.
Рассмотрим особенности расчета систем каталитической очистки, совме-
совмещенных с энергетической схемой обогрева технологического оборудования.
Мощность системы каталитической очистки - No сравнивают с мощно-
мощностью, необходимой на технологический процесс — NT n в зависимости от
результатов сравнения принимают решение о выборе схемы обогрева тех-
технологической установки. При этом имеют место два варианта: No < Nv или
NO>NT. В первом случае, когда мощность потребления для системы очист-
очистки меньше, чем на технологические нужды, последнюю уменьшают и на-
находят как разность NTO = NT - No- Одна из схем обогрева технологической
установки при условии No < NT представлена на рисунке 6.8.
В случае, когда No ^ NT нагревательное устройство в системе обогрева
технологической установки ликвидируется, а его функции выполняет аппа-
аппарат каталитической очистки газовых выбросов. Принципиальная схема
обогрева технологической установки с использованием системы каталити-
каталитического дожигания взамен электрокалорифера представлена на рисунке 6.9.

524
Глава VI
12 13 14 15
5 6 7 8 9 10 11
i/
Рис. 6.8. Принципиальная схема обогрева и вентиляции технологической
установки с каталитической очисткой газовых выбросов
1 - технологическое теплоиспользующее оборудование, 2 - панельный теплооб-
теплообменник, 3 - линия подачи теплоносителя в рабочую камеру, 4 - калорифер, 5 —
вентилятор, 6 - линия возврата очищенных газов в рабочую камеру, 7 - реактор с
катализатором, 8 — подогреватель загрязняющих газов, 9 - вентилятор системы
очистки, 10 - линия забора загрязненных газов на очистку, 11 - линия отсоса
отработанного теплоносителя на рецеркуляцию, 12 — линия выброса очищенных
газов в атмосферу, 13 -теплообменник, 14 - линия забора атмосферного воздуха,
15 - воздушный фильтр
14 15
9 5 16
т/
Рис. 6.9. Принципиальная схема обогрева и вентиляции технологической
установки с использованием аппарата каталитической очистки выбросов
1 15 - то же, что на рис 6 8, 16 - теплообменник системы каталитической
очистки выбросов

525
Из анализа схем обогрева технологических установок, представленных
на рис. 6.8 и рис. 6.9 видно, что часть очищенных газов возвращается в сис-
систему рециркуляции и, следовательно, используется для разбавления кон-
концентрации вредных веществ до заданной величины взамен атмосферного
воздуха. За счет уменьшения количества выбросов в атмосферу установ-
установленная мощность NT в системе обогрева технологической установки может
быть снижена на величину 7^ф, которую находят из выражения
где и - температура очищенных газов, удаляемых в атмосферу, °С.
Так как тепло от дожигания горючих компонентов поступает в схему
обогрева технологической установки, мощность, потребляемая в стацио-
стационарном режиме работы, может быть уменьшена. Количество тепла от до-
дожигания вредностей NM содержащихся в газовых выбросах, находят по
формуле
6 F.82)
Если Nx + Ыф < NT — No система каталитической очистки выполняется
по упрощенной схеме, т.е. газы проходят последовательно через подогре-
подогреватель, реактор, где установлен катализатор, поступают в технологическую
установку (рис. 6.8). Во всех остальных случаях систему каталитической
очистки целесообразно выполнять для предварительного подогрева
(рис. 6.9). Минимальное количество воздуха, которое должно подаваться в
технологическую установку LK, определяется количеством окислителя, по-
потребным для дожигания самих вредных веществ, паров растворителя, и
находят из выражения
LK=a.KL°rMH, F.83)
где (Хк - коэффициент избытка воздуха при каталитическом дожигании
Ь°г - теоретическое количество воздуха, потребное для сжигания 1 кг
вредных веществ.
При этом гарантируемый подсос воздуха в технологическую установ-
установку не должен быть меньше величины, обеспечивающей концентрацию го-
горючих компонентов не выше 50% от нижнего предела взрываемости в сме-
смеси их с воздухом.
Совмещение систем обогрева и очистки газовых выбросов технологи-
технологического оборудования от горючих компонентов позволяет получать эконо-
экономический эффект по сравнению с оборудованием, оснащенным автоном-
автономными системами обезвреживания выбросов. Он достигается за счет сниже-
снижения расхода топлива и электроэнергии на технологический процесс и
уменьшения капитальных затрат на сооружение автономных очистных уст-
устройств.

526 Глава VI
ПРИМЕР 6.20. Для технологической установки (пример 6.18) имею-
имеющей мощность для обогрева NT= 300 кВт, разработать систему каталитиче-
каталитической очистки газовых выбросов при условии, что увеличение установлен-
установленной мощности недопустимо.
Решение. При условии выполнения системы каталитической очистки
автономной, т.е. независимой от схемы обогрева технологического обору-
оборудования, общая установленная мощность
NT=NT + NO = 300+ 125,5 = 425,5 кВт,
что недопустимо, согласно условию задачи.
Сравниваем установлешгую мощность, необходимую на технологиче-
технологический процесс - 300 кВт, с установленной мощностью системы каталитиче-
каталитической очистки - 125,5 кВт. Так как NT > Л/q, то мощность технологического
электрокалорифера уменьшаем на величину мощности подогревателя сис-
системы очистки
NTO=NT-Nn = 300- 125,5 = 174,5 кВт.
Энерготехнологическую схему обогрева сушильной установки выби-
выбираем согласно рис. 6.8.
Находим количество теплоты на технологический процесс, выделяе-
выделяемое при дожигании паров толуола и используемое в стационарном режиме
N = <2hbChLoti __ 41000800015000,98 _131 кВт
' 3600-Ю6 3600-Ю6
Определяем количество толуола, которое поступает в рабочую камеру -
Ма и количество воздуха, необходимое для его дожигания
МИ = CHL,J О =8000-1500 10 6 =12 кг/ч;
4-11,3-12 = 542 м3/ч.
Находим количество воздуха, которое следует подавать в рабочую ка-
камеру, чтобы гарантировать в ней содержание паров толуола не выше 50%
от нижнего предела взрываемости
Значения величин L* и L^ сравниваем и по большему из них устанав-
устанавливаем выброс в атмосферу очищенных газов. Следовательно, каталитиче-
каталитической очистке подвергнем 1500 м3/ч, а удаляем в атмосферу только 542 м3/ч.
Определяем величину дополнительного снижения установленной
мощности электрокалорифера в системе подогрева сушильного агента за
счет сокращения количества газовых выбросов в атмосферу. Температуру,
с которой очищенные газы удаляются в атмосферу принимаем - 200°С

527
Находим действительную мощность - NA электрокалорифера, установ-
установленного в системе подогрева сушильного агента и мощность, потребляе-
потребляемую им в стационарном режиме работы сушильной установки - Л^
#д = ЛГТ 0 - ЛГф = 174,5 - 26 = 148,5 кВт;
Nc=Na-Nx= 148,5 -134 = 14,5 кВт;
Так как условие - Nx + N$ = 160 кВт <Nr-N0=\74,5 кВт соблюдается,
то выполнение системы каталитической очистки по упрощенной схеме
является оптимальным вариантом.
Подсчитаем экономию электроэнергии на сушильной установке с ис-
использованием аппарата каталитической очистки для целей се обогрева по
сравнению с аналогичной установкой без очистки газовых выбросов при
двухсменной работе, годовой фонд времени примем тг = 4000 ч
NO = (NX + Мф)тг=A34 + 26)-4000 = 640000 кВтч/год.
В том случае, когда очистка вентиляционных выбросов производится
путем улавливания вредных веществ, например, в циклонах, скрубберах,
рукавных фильтрах и т.д., необходимо давагь предложения по использова-
использованию полученного продукта в народном хозяйстве. Например, если уловле-
уловлены отходы переработки зерновых культур, пищевых продуктов, то они
могут быть после переработки и гранулирования предложены на корм
скоту. Неорганические отходы, шлам необходимо рассмотреть с точки
зрения возможности их использования в промышленности строительных
материалов.
При разработке систем очистки выбросов конденсационным, адсорб-
адсорбционным и абсорбционным методами необходимо обосновывать предло-
предложения по использованию продукта, полученного в процессе регенерации.
Например, если при углеадсорбционном способе уловлены спирты, раство-
растворители и т.п., то после конденсации и отделения от воды они могут быть
повторно использованы на технологические нужды. Возможны варианты
полезного использования самого адсорбента насыщенного веществами,
загрязняющими вентиляционные выбросы. Например, если для улавлива-
улавливания примесей в рециркуляционном воздухе животноводческих сооружений
использовать торф, то после его насыщения азотистыми и другими соеди-
соединениями ценность его в качестве удобрения повышается.
Учитывая многообразие технологических процессов, на проектируе-
проектируемых объектах студенту представляются широкие возможности для само-
самостоятельной творческой работы по использованию уловленных отходов в
качестве сырья и энергоресурсов.

528 Глава VI
Литература
1. Беспамятное Г.П., Кротов Ю.А. Предельно допустимые концентрации химиче-
химических веществ в окружающей среде. Справочник -Л.: Химия, 1985. - 528 с.
2. ГОСТ 17.2.3.02-78. Охрана природы. Атмосфера. Правила установления допус-
допустимых выбросов вредных веществ промышленных предприятий. -М: Государ-
Государственный комитет по стандартам. 1987. - 13 с.
3. Инструкция о порядке рассмотрения, согласования и экспертизы воздухоохран-
ных мероприятий и выдачи разрешений на выброс загрязняющих веществ по
проектным решениям. ОНД 1-84. - М.: Гидрометеоиздат, 1984. - 23 с.
4. Инженерная экология. Учебник для ВТУЗ. Под ред. В.Т.Медведева. - М: Гар-
дарики, 2002.
5. Курсовое и дипломное проектирование по вентиляции гражданских и промыш-
промышленных зданий. / Б.П. Титов, Э.В. Сазонов, Ю.С. Краснов и др./ -М.: Стройиз-
дат, 1985.-208 с.
6. Мазур И.И., Молодованов О.И. Курс инженерной экологии. Учебник для ВТУЗ.
-М.: Высшая школа, 1999.
7. Методика расчета концентраций в тмосферном воздухе вредных веществ, со-
содержащихся в выбросах предприятий. ОНД-86. -Л.: Гидрометеоиздат, 1987.
-93 с.
8. Еремкин А.И., Квашнин И.М., Юнкеров Ю.И. Нормирование выбросов загряз-
загрязняющих веществ в атмосферу. Учебное пособие. - М.: изд. АСВ, 2000. - 176 с.
9. Сазонов Э.В. Теоретические основы расчета вентиляции. -Воронеж: Воронеж-
Воронежский университет, 1985.-С. 108-140.
10. Санитарные нормы проектирования промышленных предприятий. СН 245-71.:
Стройиздат, 1972.-95 с.
11. Сборник методик по расчету выбросов в атмосферу загрязняющих веществ раз-
различными производствами. -Л.: Гидрометеоиздат, 1986. - 183 с.
12. Сенькевич Э.В., Курпан М.И. Термическая очистка газовых выбросов сушиль-
сушильных установок. - Мн.: Вышэйшая школа, 1980. - 127 с.
13. Справочник по пыле- и золоулавливанию /М.И. Биргер, П.Ю. Вальдберг,
Б.И. Мягков и др./ под общей редакцией А.А. Русанова. - М.: Энергоатомиздат,
1983.-312 с.
14. Челноков А А., Ющенко Л.Ф. Основы промышленной экологии. Учебное посо-
пособие. - Мн.: Высшая школа, 2001. - 343 с.
15. Штокман Е.А. Очистка воздуха. - М.: изд АСВ, 1999. - 320 с.
16. Энергосбережение в системах теплоснабжения, вентиляции и кондиционирова-
кондиционирования воздуха: Справочное пособие /Л.Д. Богуславский, В.И. Ливчак, В.П. Титов и
др./ под ред. Л.Д. Богуславского и В.И Ливчака. - М.: Стройиздат, 1990. - 624 с.
17. Пахомова Н.В., Рихтер К.К. Экономика природопользования и охраны окру-
окружающей средыю Учебное пособие. С-Петсрбургский университет, 2001.-220 с.

529
Приложение 6.1.
Генплан
Характеристика
отопитепьно-вентиляционных сист
(рассчитанных)
SM
Спецификация
объектов
генплана
План-схема
проектируемого объекта
Штамп
Приложение 6.2
Краткое содержание дисциплины «Инженерная экология»
Тема 1. Введение в инженерную экологию
Содержание, цели, задачи и основные понятия предмета. Историче-
Историческое и современное содержание охраны природы. Особенности охраны
окружающей среды в XXI веке. Место дисциплины «Инженерная эколо-
экология» в подготовке инженера по специальности «Теплогазоснабжение, вен-
вентиляция и охрана воздушного бассейна» на современном этапе научно-
технического прогресса.
Тема 2. Нормирование качества окружающей среды
Санитарно-гигиенические и физико-химические свойства загрязните-
загрязнителей окружающей среды. Их классификация по токсичности. Вещества, об-
обладающие суммацией вредного воздействия. Пожаро- и взрывоопасность
вредных компонентов в выбросах и отходах.
Критерии качества окружающей среды. Предельно допустимые концен-
концентрации (ПДК). ПДК загрязняющих веществ в воздухе рабочей зоны, промп-
лощадок, населенных мест. Принципы установления ПДК. Роль ПДК в охра-
охране окружающей среды. Приведенные ПДК и массовый выброс для веществ,
обладающих суммацией вредного воздействия. Определение доминирующей
вредности по нормативным параметрам из ряда различных компонентов.
Предельно допустимый выброс (ПДВ) загрязняющих веществ в атмо-
атмосферу. Правила разработки норм ПДВ. Порядок введения норм ПДВ в дей-

530 ГлаваУ!
ствие. Временно согласованный выброс (ВСВ). Расчет допустимых кон-
концентраций вредных веществ в технологических выбросах. Расчет категории
опасности предприятия (КОП). Расчет и обоснование санитарно-защитной
зоны (СЗЗ) предприятия. Критерии качества потребляемой воды. Критерии
загрязнения сточных вод. Комплексный анализ состояния окружающей
среды. Понятие предельно допустимой экологической нагрузки (ПДЭН) и
принципы ее формирования.
Тема 3. Инженерные методы расчетов качественного и
количественного состава выбросов от промышленных
объектов в окружающую среду
Основные антропогенные источники загрязнения окружающей среды:
промышленность, транспорт, отопительно-производственные котельные,
сельское хозяйство, бытовая сфера.
Классификация источников и характеристики их выбросов: организо-
организованные и неорганизованные, точечные и линейные, непрерывные, периоди-
периодические, мгновенные. Особенности технологических процессов различных
производств с точки зрения выделений вредных веществ в окружающую
среду. Методы расчета выброса вредностей технологическим оборудовани-
оборудованием промышленных предприятий по удельным показателям и расчетными
методами. Расчеты выбросов загрязняющих веществ в атмосферу при сжи-
сжигании топлива и от транспортных средств. Расчеты выделений вредностей
по укрупненным показателям.
Тема 4. Методы определения уровня загрязнения атмосферного
воздуха вредными компонентами газовых выбросов
Распространение загрязнителей в атмосфере. Влияние климатических,
рельефных условий и архшектурно-планировочных решений на распро-
распространение загрязнителей. Диффузия загрязнителей в атмосфере. Методы
исследований. Распространение загрязняющих веществ в воздухе от ста-
стационарных источников. Инженерные мел оды расчета полей концентраций
загрязняющих веществ. Расчет оптимальной высоты выброса. Использова-
Использование ЭВМ для оценки загрязнения атмосферы технологическими и вентиля-
вентиляционными выбросами.
Тема 5. Экологические экспертиза, паспортизация и
сертификация промышленных объектов
Общие положения экологической экспертизы промышленных объек-
объектов. Цель и объекты экологической экспертизы. Субъекты экспертизы.
Принципы и требования к экологической экспертизе. Состав экспертного
заключения. Организация экологической экспертизы в нашей стране и за
рубежом. Экологический паспорт промышленного предприятия. Структура
и содержание. Порядок составления и утверждения экологического паспор-
паспорта промышленного объекта.
Цели, задачи и место сертификации в инженерной экологии.

531
Тема 6. Анализ риска технологий и основы пожаро- и
взрывобезопасности при очистке и утилизации газовых
выбросов
Анализ риска производства как современное направление в экологи-
экологической экспертизе. Оценка риска технологий и управления риском. Пре-
Пределы взрываемости горючих компонентов в смеси с воздухом. Расчет
взрывобезопасных концентраций вреднестей в газовых выбросах. Инже-
Инженерные методы обеспечения взрывобезопасности оборудования при очи-
очистке вентиляционных выбросов. Флегматизация взрывчатых смесей. От-
Отложения горючих компонентов в системах вентиляции и методы борьбы с
ними. Самовозгорание отложений в системах вентиляции. Огнепрегради-
тели и их применение в системах очистки газовых выбросов. Взрывные
клапаны в системах очистки газовых выбросов. Методология выбора мест
их установки и расчета. Стадии управления и действий в чрезвычайных
ситуациях.
Тема 7. Инженерные методы создания экологически чистых
производств
Пути снижения загрязнений окружающей среды промышленными вы-
выбросами. Технологические мероприятия. Санитарно-технические меро-
мероприятия. Архитектурно-планировочные мероприятия. Методы и средства
очистки газовых выбросов в атмосферу от пылей и газов. Утилизация теп-
теплоты вентиляционных и технологических газовых выбросов. Анализ тра-
традиционных технических решений. Понятия малоотходного и безотходного
производства. Оценка безотходности производства. Основные принципы
создания безотходных производств. Практические примеры осуществления
малоотходных энергосберегающих производств в системах теплогазоснаб-
жения и вентиляции. Методы их расчета. Особенности изобретательской
работы в области охраны окружающей среды.
Тема 8. Экологический контроль и мониторинг природно-
технических геосистем
Методы определения концентраций твердых примесей в воздухе. От-
Отбор проб в газоходах и атмосфере. Определение содержания в воздухе за-
загрязняющих паров и газов. Отбор проб. Методы анализа. Расчет концен-
концентраций определяемых веществ. Контроль загрязнения атмосферы. Правила
выбора контрольных точек. Периодичность отбора проб контролируемых
ишридиентов. Контроль метеоусловий. Контроль фактических выбросов
загрязняющих веществ в атмосферу. Выбор места отбора проб для анализа.
Периодичность отбора проб Контролируемые параметры и их измерения.
Паспортизация пыле- и газоулавливающих установок. Контроль за загряз-
загрязнением водоемов. Контроль за эффективностью очистки сточных вод. Мо-
Мониторинг природнотехнических геосистем. Цели, структура и задачи на-
национальной и глобальной системы мониторинга окружающей среды.

532 Глава VI
Тема 9. Экономическая оценка ущерба, наносимого загрязнением
окружающей среды
Понятие ущерба от загрязнения и методы его оценки Ущерб, наноси-
наносимый выбросами промышленных предприятий Ущерб, наносимый при
строительстве и эксплуатации топливо-сжигающих установок, газо- и теп-
теплопроводов Определение экономической эффективности природоохран-
природоохранных мероприятий Законодательные и нормативные документы
Примерный перечень практических занятий
1 Сбор и анализ данных по санигарно-тигиеническим, физико-
химическим свойствам компонентов, загрязняющих окружающую среду, с
использованием нормативных документов
2 Определение качественного и количественного состава вредных ве-
веществ в выбросах промышленных обьектов, например, механических, сва-
сварочных., кузнечных, термических, окрасочных, гальванических, деревооб-
деревообрабатывающих и других цехах
3 Расчет выбросов вредных веществ при сжигании топлива и от
транспорта
4 Определение доминирующей вредности при расчетах воздействия
промышленного объекта на окружающую среду
5 Расчет концентрации доминирующего вещества в заданных точках
по методике расчетов рассеивания вредностей в атмосфере и на ЭВМ
6 Определение коэффициента опасности промышленно1 о объекта и
расчет санитарно защитной зоны с учетом розы ветров
7 Расчет экономического ущерба от загрязнения окружающей среды,
величин налогов и штрафов
8 Расчет экономического эффекта от природоохранных мероприятий
9 Составление экологического паспорта промышленного объекта с
анализом составных его частей
10 Расчет систем вентиляции и очистки газовых выбросов по услови-
условиям вфывобезопасности
11 Анализ и оценка экологической безопасности промышленного объ-
объекта по риску гечногенных катастроф

533
Приложение 6.3
Предельно допустимые концентрации (ПДК) вредных веществ в воздуха
рабочей зоны и атмосферном воздухе населенных пунктов
Наименование вещества
1 Аюг диоксид
2 Акролеин
3 Аммиак
4 Ацетон
5 Бензол"
6 Ксилол
7 Озон
8 Ртуть металлическая
9 Свинец и его соединения
10 Серная кислота*
11 Сернистый ангидрид"
12 Сероводород*
13 Сероуглерод
14 Спирт метиловый*
15 Стирол
16 Голуол
17 Углерода оксид*
18 Уксусная кислота*
19 Фенол*
20 Формальдегид*
21 Хлор"
22 Хром шсстивалентныи
23 Циклогсксан
24 Этиловый спирт
пдк
мг/м
2
0,2
20
200
15
50
0,1
0,01
0,01
1
10
10
1
5
30
50
20
5
0,3
0,5
1
0,01
80
1000
пдк
мг/м3
0,085
0,03
0,2
0,35
1,5
0,2
0,16
0,0003
0,3
0,5
0,008
0,03
1
0,04
0,6
5
0,2
0,01
0,035
0,1
0,0015
1,4
5
пдксс
мг/м3
0,04
0,03
0,04
0,35
0,1
0,2
0,03
0,0003
0,0003
0,1
0,05
0,008
0,005
0,5
0,002
0,6
3
0,06
0,003
0,003
0,03
0,0015
1,4
5
Класс
опас-
опасности
2
2
4
4
2
3
1
1
1
2
3
2
2
3
2
3
4
3
2
2
2
1
4
4
Особенно-
Особенности дейст-
действия на ор-
организм
О
К
о
о
о
О.А
О
А,К
Примечание Условные обозначения
* - 1ребуегся специальная защита кожи и глаз,
О — вещества с осфонаправленным механизмом действия, треб>ющие автоматиче-
автоматического контроля за ич содержанием в воздухе,
А - вещества способные вызывать атлер1 ическис заболевания в производственных
условиях.
К — канцеро! ены

534 Глава VI
Приложение 6.4
Группы веществ, обладающие эффектом суммации [8\
1 Аммиак, сероводород
2 Аммиак, сероводород, формальдегид
3 Аммиак, формальдегид
4 Азота диоксид и оксид, мазутная зола, серы диоксид
5 Азота диоксид, гексан, углерода оксид, формальдегид
6 Азота диоксид, i ексан, серы диоксид, углерода оксид
7 Азота диоксид, серы диоксид
8 Азота диоксид, серы диоксид, углерода оксид, фенол
9 Ацетон, акролеин, фталевый ангидрид
10 Ацетон, трикрезол, фенол
11 Ацетон и фенол
12 Ацетон и ацетофенон
13 Ацетон, фурфурол, формальдегид и фенол
14 Аэрозоли пятиокиси ванадия и сернистый ашидрид
15 Аэрозоли пятиокиси ванадия и трехокиси хрома
16 Бензол и ацетофенон
17 Свинца оксид, серы диоксид
18 Сероводород, формальдегид
19 Сернокислые медь, кобальт, никель и серы диоксид
20 Серы диоксид, окись уитерода, фенол и пыль конверторного производ-
производства
21 Серы диоксид и фенол
22 Серы диоксид и фтористый водород
23 Серы диоксид, трехокись серы, аммиак и окислы азога
24 Серы диоксид и кислоты серная
25 Серы диоксид и никель металлический
26 Серы диоксид и сероводород
27 Сероводород и динил
28 Сильные минеральные кислоты (серная, соляная и азотная)
29 Углерода оксид и пыль цементного производства
30 Уксусная кислота и уксусный ангидрид
^ 1 Фенол и ацетофенон
32 Фурфурол, метиловый и этиловый спирты
33 Циклогексан и бензол
34 Этилен, пропилен, бутилен и амилен

535
Приложение 6.5
Коэффициенты местных сопротивлений ?о циклонов диаметров
500 мм и оптимальные скорости движения воздуха
Марка
циклона
ЦН-11
ЦН-15
ЦН-15у
ЦП-24
СДК-ЦН-33
СК-ЦН-34м
СК-ЦП-34
СИО1
ЛИО1
ЕЩНИИОГ
Скорость
движения
воздуха, м/с
н'.«
3,5
3,5
3,5
4,5
2
2
1,7
—
—
—
—
—
—
—
—
—
12-15
12-15
12 18
Значение Q) циклонов
с выбросом в
атмосферу
Си
250
163
170
80
600
2000
1150
—
—
—
С
6,1
7,8
8,2
10,9
20,3
—
24,9
6
4,2
10,5
сулигкой
на выхлопной
трубе
Си
235
150
158
73
500
—
—
—
—
—
С
5.2
6,7
7,5
12.5
31,3
30,3
30,3
4,2
3,7
10,4
при
групповой
уст ановке
Си
215
140
148
70
—
—
—
—
—
—

536 Глава VII
ГЛАВА VII. Теплотехнический расчет наружных
ограждающих конструкций отапливаемых
зданий
7.1. Основные положения теплотехнического
проектирования наружных ограждающих конструкций
При проектировании наружных ограждающих конструкций зданий и
сооружений необходимо соблюдать требования строительных норм [1].
Наружные ограждающие конструкции совместно с системами инже-
инженерного оборудования (отопление, вентиляция и кондиционирование воз-
воздуха) должны обеспечивать нормируемые параметры микроклимата поме-
помещений при минимальном энергопотреблении.
При проектировании наружных ограждающих конструкций следует
учитывать взаимовлияние их и систем инженерного оборудования.
С целью значительного повышения теплозащитных качеств наружных
ограждающих конструкций их следует конструировать, как правило, мно-
многослойными, разделяя между составляющими их слоями прочностные и
теплофизические функции. При этом отдельные слои конструкции могут
частично совмещать вышеуказанные функции.
При размещении слоев в многослойной наружной ограждающей кон-
конструкции следует соблюдать следующее:
- материалы с более высокими коэффициентами теплопроводности и
теплоусвоения и более низким коэффициентом паропроницаемости целе-
целесообразно располагать в конструкции со стороны помещения, что обеспе-
обеспечивает более высокую температуру внутренней поверхности в местах теп-
теплопроводных включений и узлах сопряжения ограждающих конструкций
(стен между собой, стен и перекрытий и др.), повышает теплоустойчивость
ограждающих конструкций и помещений при колебаниях температуры на-
наружного воздуха и теплоотдачи отопительных приборов в системах ото-
отопления периодического действия, а также улучшает влажностный режим
материалов в конструкции. При этом наружный слой должен отвечать тре-
требованиям действующих нормативных документов по огнестойкости и мо-
морозостойкости.
При выполнении наружного слоя ограждающей конструкции из мате-
материала с более высоким коэффициентом теплопроводности и более низким
коэффициентом паропроницаемости, чем у материала внутреннего слоя
конструкции, целесообразно предусматривать устройство воздушной про-
прослойки, вентилируемой наружным воздухом и располагаемой между на-
наружным слоем конструкции и основными ее слоями.
Толщина вентилируемой воздушной прослойки в покрытиях должна
быть не менее 150 мм, в наружных стенах - в пределах 50-100 мм.
При конструировании наружных ограждающих конструкций с замкну-
замкнутыми воздушными прослойками следует иметь ввиду:

537
- располагать воздушные прослойки рекомендуется ближе к наружной
стороне ограждающей конструкции;
- целесообразно создавать несколько воздушных прослоек меньшей
толщины, чем одну суммарной толщины;
- замкнутые воздушные прослойки должны иметь высоту не более вы-
высоты этажа или не более 3,6 м;
- толщину замкнутых воздушных прослоек рекомендуется предусмат-
предусматривать в пределах 15-30 мм;
- в наружных стенах зданий с мокрым и влажным режимом устраивать
замкнутые воздушные прослойки не следует.
При проектировании крупнопанельных или объемно-блочных зданий
необходимо стремиться к тому, чтобы сопротивление теплопередаче сты-
стыков панелей или блок-комнат по возможности было не ниже сопротивления
теплопередаче наружной стеновой панели (наружной стены блок-комнаты).
При конструировании ограждающих конструкций необходимо преду-
предусматривать мероприятия по предотвращению увлажнения материалов в
конструкции за счет воздействия атмосферной и грунтовой влаги, влаги
производственных и хозяйственно-бытовых процессов и проникания
внутрь ограждения водяного пара.
7.2. Расчетные условия
Расчетные значения параметров внутреннего и наружного воздуха для
теплотехнических расчетов ограждающих конструкций определяют сле-
следующим образом.
Расчетные температуру и относительную влажность внутреннего воз-
воздуха принимают по табл. 4.1 [1] для помещений жилых, общественных, ад-
административных и бытовых зданий и сооружений Расчетные температуру и
относителыгую влажность внутреннего воздуха для помещений производст-
производственных и вспомогательных зданий промышленных предприятий, а также
сельскохозяйственных и складских помещений и сооружений определяют
по нормам технологического проектирования соответствующих зданий.
Расчетную зимнюю температуру наружного воздуха предварительно
принимают по табл. 4.3 [1] с учетом тепловой инерции ограждающей кон-
конструкции по табл. 5.2. При этом величину тепловой инерции рассчитывают
по формуле G.1), исходя из значения нормативного сопротивления тепло-
теплопередаче соответствующей конструкции по табл. 5.1 [I]:
G.1)
где /?i, R2, .. , RH - термические сопротивления отдельных слоев конструк-
конструкции, определяемые по [1, E.5)];
Su S2, ••¦. Sh — расчетные коэффициенты теплоусвоения материала сло-
слоев конструкции в условиях эксплуатации согласно данных [1, табл.
4.2], принимаемые но [1, табл.А.1].

538 Глава Vg
После расчета сопротивления теплопередаче ограждающей конструк-
конструкции уточняют ее тепловую инерцию и при необходимости уточняют значе-
значение расчетной зимней температуры наружного воздуха и сопротивления
теплопередаче ограждающей конструкции.
Влажностный режим помещений и условия эксплуатации ограждаю-
ограждающих конструкций зданий и сооружений в зимний период принимают по [1,
табл. 4.2] в зависимости от температуры и относительной влажности внут-
внутреннего воздуха.
Среднюю температуру наружного воздуха за отопительный период и
его продолжительность принимают по [1, табл. 4.4], а среднюю относи-
относительную влажность наружного воздуха по месяцам - по [1, табл. 4.7].
Наибольшую из средних скоростей ветра по румбам с повторяемостью
16% и более по месяцам зимнего периода определяют по [1, табл. 4.5].
Пример расчета 7.2.
Определить расчетную зимнюю температуру наружного воздуха для
нахождения требуемого сопротивления теплопередаче наружной стены
крупнопанельного жилого дома (КПД) с трехслойными железобетонными
панелями с утеплителем из полистирольного пенопласта плотностью 25
кг/м3 и бетонными слоями из тяжелого бетона плотностью 2400 кг/м3 для
Могилевской области.
Расчетная температура внутреннего воздуха 18°С, относительная
влажность - 55% [1, табл. 4.1].
Режим помещений - нормальный, условия эксплуатации ограждаю-
ограждающих конструкций - Б [1, табл. 4.2].
Определяем тепловую инерцию конструкции, исходя из значения нор-
нормативного сопротивления теплопередаче, которое в соответствии с табл.
5.1 [1] для наружных стен КПД составляет 2,5м2оС/Вт.
Термическое сопротивление отдельных слоев панели составляет:
- для бетонных слоев [1, E.5)]:
*-^»-. G-2)
где 5] и 62 — толщина внутреннего и наружного бетонных слоев, соответ-
соответственно 0,08 м и 0,06 м;
А,1 - коэффициент теплопроводности тяжелого бетона равный 1,86
Вт/(м°С), [1,табл. АЛ];
1»й0 м2-°С/Вт,
- для утеплителя [1, E.6)]:
^ ^ | G-3)

539
где Rr норм - нормативное сопротивление теплопередаче, м2-°С/Вт [1, табл.
5.1];
0Св и а„ - коэффициенты теплоотдачи внутренней и наружной поверх-
поверхностей, соответственно 8,7 и 23 Вт/м2-°С [1, табл. 5.7].
RT = 2,5-Г-1- + -^- + 0,075) = 2,267 М2-°С/Вт,
87 23
Тепловая инерция по формуле G.1):
D = ВД + R2S2 = 0,075 • 17,88 +- 2,267 ¦ 0,39 = 2,225,
где Si и S2 - коэффициенты теплоусвоения бетона и пенополистирола, со-
соответственно 17,88 и0,39 Вт/(м2оС), [1, табл. АЛ].
В соответствии с [1, табл. 5.2] при тепловой инерции ограждающей
конструкции в пределах 1,5-4,0 в качестве расчетной зимней температуры
наружного воздуха принимается температура наиболее холодных суток обес-
обеспеченностью 0,92, которая для Могилевской области составляет *„=— 29°С
[1, табл. 4.3].
После расчета сопротивления теплопередаче наружной стены уточня-
уточняют ее тепловую инерцию по G.1) и, если она выйдет из пределов от 1,5 до
4,0, принимают расчетную зимнюю температуру наружного воздуха, соот-
соответствующую новому значению тепловой инерции и повторно рассчиты-
рассчитывают сопротивление теплопередаче.
7.3. Сопротивление теплопередаче наружных
ограждающих конструкций
Ограждающие конструкции зданий должны иметь определенное зна-
значение сопротивления теплопередаче, от которого зависят затраты на экс-
эксплуатацию зданий и санитарно-гигиенические условия помещений.
Наружные ограждающие конструкции, за исключением заполнения
проемов (окон, фонарей, витрин, дверей, ворот) и ограждающих конструк-
конструкций помещений, в которых имеются избытки явной теплоты, должны иметь
сопротивление теплопередаче RT, м2-°С/Вт, равное экономически целесооб-
целесообразному, но не менее требуемого сопротивления теплопередаче, опреде-
определяющего санитарно-гигиенические условия, и не менее нормативного со-
сопротивления теплопередаче, установленного [1].
Расчет сопротивления теплопередаче производят следующим образом.
Вначале определяют требуемое сопротивление теплопередаче, /?ттр,
м2°С/Вт, по формуле G.3). Затем с учетом тепловой инерции D, соответст-
соответствующей /?т, определяют требуемое сопротивление теплопередаче:
где п — коэффициент, учитывающий положение наружной поверхности

540 Глава УЦ
ограждающей конструкции по отношению к наружному воздуху по [1
табл. 5.3];
гъ и tH - расчетные температуры, °С, внутреннего и наружного воздуха,
определяемые в соответствии с разделом 1.2;
(Хи - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-°С), внутренней поверхности
ограждающей поверхности ограждающей конструкции по \ 1, табл. 5.4];
Л/в - расчетный перепад, °С, между температурой внутреннего воздуха
и температурой внутренней поверхности ограждающей конструкции
по [1, табл. 5.5].
Определяют экономически целесообразное сопротивление теплопере-
теплопередаче /?так, м2-°С/Вт по [1, E.1)]:
R -05 R
где Со - стоимость тепловой энергии, руб/ГДж;
Zqx - продолжительность отопительного периода, сут., по [1, п. 4.1];
^ног - средняя за отопительный период температура, °С, наружного
воздуха по [1, п. 4.4];
См - стоимость, руб/м3, материала однослойной или теплоизоляцион-
теплоизоляционного слоя многослойной ограждающей конструкции по действующим
ценам;
X — коэффициент теплопроводности, Вт/(м°С), материала однослой-
однослойной или теплоизоляционного слоя многослойной ограждающей конст-
конструкции в условиях эксплуатации [1, табл. А.1] в зависимости от рас-
расчетной температуры и относительной влажности внутреннего воздуха;
5,4-10~4 - множитель, включающий в себя численные значения норма-
нормативного срока окупаемости - 12,5 лет, переводного коэффициента для
пересчета продолжительности отопительного периода из суток в се-
секунды - 24x3600, стоимости тепловой энергии из руб/ГДж в руб/Дж -
10"9, коэффициента 0,5 - для определения сопротивления теплопере-
теплопередачи, соответствующего минимуму приведенных затрат.
При наличии в теплоизоляционном слое ограждающей конструкции
сквозных включений из материалов с большим, чем у материала этого слоя,
коэффициентом теплопроводности для определения экономически целесо-
целесообразного сопротивления теплопередаче принимают приведенный коэффи-
коэффициент теплопроводности слоя:
где Х\ и Fi - коэффициент теплопроводности и площадь участка, занимае-
занимаемая теплоизоляционным материалом;
Я2 и F2 - коэффициент теплопроводности и площадь участка, занимае-
занимаемая материалом включений.

__ 541
Нормативное значение сопротивления теплопередаче наружных огра-
ограждающих конструкций, RT HOpM, м2-°С/Вг, приведено в [1, табл. 5.1].
Расчет наружной ограждающей конструкции производят по большему
из трех определенных значений сопротивлений теплопередаче.
Сопротивление теплопередаче наружных ограждающих конструкций
(кроме заполнений проемов) помещений с избытками явной теплоты долж-
должно быть не менее требуемого сопротивления теплопередаче по санитарно-
гигиеническим условиям, определяемого по [1, E.2)].
Сопротивление теплопередаче наружных дверей и ворот должно быть
не менее 0,6 значения требуемого сопротивления теплопередаче наружных
стен, определенного по формуле A.4) при расчетной зимней температуре
наружного воздуха, равной средней температуре наиболее холодной пяти-
пятидневки обеспеченностью 0,92.
Сопротивление теплопередаче заполнений наружных световых про-
проемов должно быть не менее требуемого сопротивления теплопередаче,
приведенного в [1, табл. 5.6]. При этом заполнения наружных световых
проемов (кроме помещений с избытками явной теплоты) должны иметь
сопротивление теплопередаче не менее нормативного Дтнорм = 0,6 м2-°С/Вт
[1, табл. 5.1].
Внутренние ограждающие конструкции между помещениями с норми-
нормируемой температурой воздуха при разности температур воздуха в них более
6°С должны иметь сопротивление теплопередаче не менее требуемого по
санитарно-гигиеническим условиям, определяемого по формуле A.4). При
расчете требуемого сопротивления теплопередаче вместо расчетной зимней
температуры наружного воздуха принимают расчетную температуру внут-
внутреннего воздуха более холодного помещения, а коэффициент, учитываю-
учитывающий положение наружной поверхности, принимают равным 1.
Сопротивление теплопередаче Л„ м2оС/Вт, ограждающей конструк-
конструкции (кроме заполнений световых проемов) определяют:
K-, G.7)
ссв сс„
где RK - термическое сопротивление, м2-°С/Вт, ограждающей конструкции;
Он - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2оС), наружной поверхности ог-
ограждающей конструкции для зимних условий, принимаемый по [1,
табл. 5.7].
При определении сопротивления теплопередаче внутренних ограж-
ограждающих конструкций вместо а„ принимают а,, помещения с более низкой
температурой внутреннего воздуха.
Термическое сопротивление однослойной однородной ограждающей
конструкции, а также однородного слоя многослойной конструкции опре-
определяют по формуле G.2):
5

542 Глава УД
где 5 - толщина однослойной однородной конструкции или слоя много-
многослойной конструкции, м
Термическое сопротивление многослойной ограждающей конструкции
с однородными слоями определяют
R = Ri + R2+ + Rn, G 8)
где /?!, R2, , Rn - термическое сопротивление отдельных слоев конструк-
конструкции, определяемые по формуле A 2), и замкнутых воздушных просло-
прослоек, принимаемых по [1, табл Б 1]
Слои конструкции, расположенные между воздушной прослойкой,
вентилируемой наружным воздухом, и наружной поверхностью огражда-
ограждающей конструкции, в расчете не учитываются
Термическое сопротивление неоднородной ограждающей конструкции
(например, кирпичной стены колодцевой кладки с теплоизоляционными
вкладышами и т п ) определяют следующим образом
Плоскостями, параллельными направлению теплового потока, ограж-
ограждающую конструкцию (или часть ее) условно разрезают на участки, из ко-
которых одни могут быть однородными - из одного материала, а другие -
неоднородными - из слоев различных материалов, и определяют термиче-
термическое сопротивление конструкции Ra, м2 °С/Вт
Fl*-F2 + + Fn
где Fb F2, ,Fn - площади отдельных участков конструкции, м2,
/?i, /?2» * Rn- термические сопротивления отдельных участков конст-
конструкции, определяемые по формуле G 2) для однородных участков и по
формуле G 9) - для неоднородных участков
Плоскостями, перпендикулярными направлению теплового потока, ог-
ограждающую конструкцию (или часть ее, принятую для определения RJ
условно разрезают на слои, из которых одни могут быть однородными - из
одного материала, а другие - неоднородными - из однослойных участков
разных материалов
Определяют термическое сопротивление однородных слоев по форму-
формуле G 2), неоднородных слоев — по формуле G 9) и затем термическое со-
сопротивление R6 конструкции - по формуле G 8) как сумму термических
сопротивлений отдельных однородных и неоднородных слоев
Если величина /?а не превышает величину Rq более, чем на 25%, опре-
определяют термическое сопротивление ограждающей конструкции
G10)

543
Если величина /?а превышает величину R6 более чем на 25%, или ог-
ограждающая конструкция не является плоской, то термическое сопротив-
сопротивление такой конструкции определяют на основании расчета температур-
температурного поля.
При расчетных значениях температуры внутреннего tB и наружного tH
воздуха определяют среднюю температуру, °С, внутренней tBn и наружной
tHn поверхностей ограждающей конструкции и вычисляют величину тепло-
теплового потока через конструкцию q, Вт/м2:
q = aB •('„ -О = ан .('« -*н). G.11)
Термическое сопротивление ограждающей конструкции определяют:
Як = tw~tm . G.12)
Если наружная ограждающая конструкция имеет теплопроводные
включения, то температура ее внутренней поверхности в местах таких
включений должна быть не ниже температуры точки росы внутреннего
воздуха при расчетных значениях его температуры и относительной
влажности и расчетной зимней температуре наружного воздуха.
Пример расчета 7.3.
Требуется рассчитать сопротивление теплопередаче и толщину тепло-
теплоизоляционного слоя кирпичной стены жилого дома с теплоизоляционным
слоем из торкрет-полистиролбетона для климатических условий Минской
области.
Конструктивное решение стены приведено на
рис. 7.1.
Рис. 7.1. Наружная стена жилого здания
1 - известково-песчаная штукатурка, 5 = 20 мм;
2 - кирпичная кладка, 5 = 380 мм,
3 - торкрет-полистиролбетон, 5= 150 мм
Стена выполнена из керамического кирпича, толщина кладки -
380 мм, плотность в сухом состоянии — 1600 кг/м3.
С наружной стороны стены выполнен теплоизоляционный слой из
торкрет-полистиролбетона плотностью 500 кг/м\
С внутренней стороны стена оштукатурена известково-песчаным рас-
раствором толщиной 20 мм, плотностью 1600 кг/м3.
Согласно [1, табл. 4.1] расчетная температура внутреннего воздуха *„ =
— 18°С, относительная влажность <рв = 55%.

544 Глава УЦ
Влажностный режим помещений - нормальный, условия эксплуатации
ограждающих конструкций - «Б» [1, табл. 4.2].
Расчетные значения коэффициентов теплопроводности Я и теплоус-
воения S материалов принимаем по [1, табл. АЛ]для условий эксплуатации
ограждений «Б»:
- известково-песчаного раствора
Ai=0,8]Bt/(m-°C);
S,=9,76Bt/(m2-°C).
- полистиролбетона
Л2=0,11Вт/(м°С);
52=2,06Вт/(м2оС);
- кирпичной кладки
Я3 = 0,78Вт/(м.°С);
53 = 8,48Вт/(м2оС);
Нормативное сопротивление теплопередаче для наружных стен из
штучных материалов согласно [1, табл. 5.1] равно 2,0 м2-°С/Вт.
Для определения тепловой инерции стены находим термические со-
сопротивления отдельных слоев конструкции:
- известково-песчаной штукатурки
и _ 0.02 .
--0,024 м2-°С/Вт;
0,81
- кирпичной кладки
*'=ш=0-487м2-°с/Вт:
- полистиролбетонного слоя
R3 = 2,0 - @,115 + 0,024 + 0,487 + 0,043) = 1,331 м2оС/Вт.
Определяем тепловую инерцию стены по G.1):
D=0,024-9,76 + 0,487-8,48 + 1,331-2,06=7,106.
Согласно [1, табл. 5.2] для ограждающей конструкции с тепловой инер-
инерцией свыше 7 за расчетную зимнюю температуру наружного воздуха следует
принимать среднюю температуру наиболее холодной пятидневки обеспечен-
обеспеченностью 0,92, которая для Минской области составляет гн=-24°С [1, табл. 4.3].
Находим требуемое сопротивление теплопередаче стены по G.4):
где и = 1 [1,табл. 5.8];
а. = 8,7 Вт/(м2-°С) [1, табл. 5.4];
/В = 6°С[1, табл. 5.5].

545
Определяем экономически целесообразное сопротивление теплопере-
теплопередаче по G.5):
Ста = 14 руб/Гкал = 3,34 руб/ГДж; (здесь и далее в примерах расчетов в
ценах 1991 года);
ZoT=202 суток [1, табл. 4.4];
*„0Т = -1,6°С[1, табл. 4.4];
См = 72руб/м3;
Я = 0,11Вт/(м°С).
Тогда
Таким образом, в соответствии с [1, п. 5.1] сопротивление теплопере-
теплопередаче рассчитываемой конструкции стены должно быть не менее норматив-
нормативного, равного 2,0 м2оС/Вт [1, табл. 5.1] и уточнять расчетную зимнюю тем-
температуру наружного воздуха не требуется.
Толщина теплоизоляционного слоя из торкрет-полистиролбетона при
этом должна быть равна:
5=ЯЛ3 = 0Д11,331=0,147м.
Пример расчета 7.3.1.
Требуется определить сопротивление теплопередаче и толщину тепло-
теплоизоляционного слоя наружной стены жилого здания из штучных материа-
материалов для климатических условий Брестской области.
Конструктивное решение стены приведено на рис. 7.2.
Несущий слой стены выполнен из мелкоштучных стеновых газоси-
газосиликатных блоков, толщина кладки - 300 мм, плотность в сухом состоянии
600 кг/м3.
Теплоизоляционный слой стены выполнен из полистирольного пено-
пенопласта плотностью 25 кг/м3.
С наружной стороны стена облицована керамическим кирпичом, тол-
толщина кладки - 120 мм, плотность 1400 кг/м3. Облицовочный слой связан с
несущим слоем, шаг ребер связей - 1,5 м.
С внутренней стороны стена оштукатурена известково-песчаным рас-
раствором толщиной 20 мм, плотностью 1600 кг/м3.
Расчетная температура внутреннего воздуха /И=18°С, относительная
влажность <рв = 55% [1, табл. 4.1].
Влажностный режим помещений - нормальный, условия эксплуатации
ограждающих конструкций - «Б» [1, табл. 4.2].

546
Глава VII
т
у
1/
1
о со
X1K^4\KSX!
ч
1/ 1500
2
^^8^^8^^
Л
120
Ч4
Рис. 7.2. Наружная с гена жилого здания
1 известково песчаная штукатурка, 5 -20 мм, 2 - газосиликат ный блок,
5 = 300 мм, 3 - пенополис1ирол, 5-50 мм, 4 - кирпичная кладка, 5 = 120 мм
Расчетные значения коэффициентов теплопроводности Я и теплоусво-
ения 5 материалов принимаем по [1, табл А 1] для условий эксплуатации «Б»
- для известково-песчано1 о раствора
А, = 0,81Вт/(моС),
5,=9,76Вт/(м2оС)
- для газосиликатных блоков
Я2-0,26Вт/(м°С),
S2-=3,91Bt/(m2oCK
- для пено полистирола
А3 = 0,052Вт/(м°С),
^ = 0,39Вт/(м2оС),
- для кирпичной кладки
Я4 = 0,69Вт/(м°С),
$4 = 7,58 Вт/(м2оС),
Нормативное сопротивление теплопередаче для наружных стен из
штучных материалов равно 2,0 м2 °С/Вт [1, табл 5 1]
Для расчета тепловой инерции стены определим термические сопро-
сопротивления отдельных слоев ее
- для слоя штукатурки
r{ = 0?2 = 0.024 м2 °С/Вт.
- для слоя из газосиликатных блоков

547
- для слоя кирпичной кладки
Л4=^| = U74 м2оС/Вт,
- для теплоизоляционного слоя
J?3 = 2,O-1,1^4-0,174-0,024-0,115-0,043-0,49 м2 °С/Вт
Тепловая инерция стены
D= 1,154 3.91 + 0,174 7,58 + 0,024 9,76 + 0,49 0,39 = 6,26
Согласно табл [1,табл 5 2] для ограждающей конструкции с тепловой
инерцией свыше 4 до 7 за расчетную зимнюю температуру наружного воз-
воздуха следует принимать среднюю температуру наиболее холодных трех
суток, которая в соответствии с [1, п 4 3] определяется как среднее ариф-
арифметическое из температур наиболее холодных суток и наиболее холодной
пятидневки обеспеченностью 0,92
Для Брестской области [1, табл 4 3]
, _ -25-21
Требуемое сопротивление теплопередаче но формуле G 4)
Так как теплоизоляционный слой содержит включения материала с
большим коэффициентом теплопроводности, то для расчета экономически
целесообразного сопротивления теплопередаче определяем приведенный
коэффициент теплопроводности теплоизоляционного слоя по G 6)
Экономически целесообразное сопротивление теплопередаче находим
но G 5)
V
где С„=-3 34руб/ГДж,
Zor= 187 суток [1, табл 4 4],
г„о,-0,2°С[1,табл 4 41,
См-70,6руб/м\
Я. = А.Пр = 0,103 Вт/См °С)
Таким образом, в соответствии с [1, п 5 1] сопротивление теплопере-
теплопередаче рассчитываемой конструкции наружной стены должны быть не менее
нормативного, равного 2,0 м2 °С/Вт [I, табл 5 1], и уточнять расчетную
зимнюю температуру наружного воздуха не требуется

548 Глава Уц
Производим расчет сопротивления теплопередаче конструкции стены
в соответствии с [1, п. 5.11] как неоднородной ограждающей конструкции,
задавшись значением толщины теплоизоляционного слоя 0,05 м.
Условно разрезаем рассчитываемую конструкцию стены плоскостями,
параллельными направлению теплового потока и определяем термическое
сопротивление Ла конструкции по [1, E.8)]:
GЛЗ)
где F\ и Rx - соответственно площадь и термическое сопротивление участ-
участка стены с теплоизоляционным слоем из пенополистирола;
F2 и R2 - соответственно площадь и термическое сопротивление участ-
участка стены без теплоизоляционного слоя.
Расчет производим для фрагмента стены высотой 1 м.
^ = A,5 -0,12) -1,0 = 1,38 м2
одо+_оз_+_ао5_ од2 =2313 м2.оС/Вт.
1 0,81 0,26 0,052 0,69 AJ x J M WOT'
F2= 0,12 1,0=0,12 м2
2,313 +1,232
Условно разрезаем рассчитываемую конструкцию плоскостями, пер-
перпендикулярными направлению теплового потока, на слои, три из которых
являются однородными и два - неоднородными, и определяем их термиче-
термические сопротивления и термическое сопротивление ограждающей конструк-
конструкции по формулам G.2), G.9) и G.8):
Я, = M?l = o,24 м2-°С/Вт;
0,81
Я2==^2| = 0,846 м2-°С/Вт;
0,26
0-485 м2-

549
r5 = J1I| = 0,174 м2оС/Вт;
Лб = 0,024 + 0,846 + 0,272 + 0,485 + 0,174= 1,801 м2оС/Вт.
7.4. Сопротивление паропроницанию наружных
ограждающих конструкций
Для обеспечения расчетных значений сопротивления теплопередаче
при эксплуатации ограждающих конструкций последние должны нахо-
находиться в соответствующих температурновлажностных условиях, что опре-
определяется параметрами воздушной среды внутри и снаружи помещения и
сопротивлением паропроницанию ограждающей конструкции.
Сопротивление паропроницанию части ограждающей конструкции в
пределах от внутренней поверхности до плоскости возможной конденсации
должно быть не менее требуемого сопротивления паропроницанию /?п1р,
м2- ч-Па/мг, определяемого по [1, (9.1)]:
RarP=Run- *B~E* , GЛ4)
ск ~"енот
где RnH - сопротивление паропроницанию, м2-ч-Па/мг, части ограждаю-
ограждающей конструкции в пределах от плоскости возможной конденсации до
наружной поверхности ограждающей конструкции;
ев - парциальное давление водяного пара внутреннего воздуха, Па, при
расчетных температуре и относительной влажности этого воздуха, оп-
определяемое по формуле:
еь =0,01фв?:и, G.15)
где фв - расчетная относительная влажность, %, внутреннего воздуха,
принимаемая по [1, табл. 4.4];
Ев — максимальное парциальное давление водяного пара внутреннего
воздуха, Па, при расчетной температуре этого воздуха, принимаемое
по [1, табл. Ж. 1];
Ек - максимальное парциальное давление водяного пара, Па, в плоско-
плоскости возможной конденсации, принимаемое по [1, табл. Ж.1] при тем-
температуре гк, °С, определяемой по формуле:
ав
где /в - расчетная температура внутреннего воздуха, °С, по [1, табл. 4.1];
*нот - расчетная температура наружного воздуха для определения со-
сопротивления паропроницанию, в качестве которой принимается сред-
средняя температура наружного воздуха за отопительный период, °С, по [1,
табл. 4.4];

550 Глава VII
Ов - коэффициент теплоотдачи внутренней поверхности ограждающей
конструкции, Вт/(м2оС), принимаемый по [1, табл. 5.4];
RT - сопротивление теплопередаче ограждающей конструкции,
м2оС/Вт, определяемое по G.7) без учета теплопроводных включений;
RTl - термические сопротивления, м2-°С/Вт, слоев многослойной огра-
ограждающей конструкции или части однослойной конструкции, опреде-
определяемые по G.8), и замкнутых воздушных прослоек, определяемые по
[1, табл. Б.1], расположенных в пределах от внутренней поверхности
конструкции до плоскости возможной конденсации;
еи от - парциальное давление водяного пара наружного воздуха, Па, при
средней температуре гнот наружного воздуха за отопительный период
по формуле:
гнот=0,01-фнот-Енот, G.17)
где фн ог - средняя относительная влажность, %, наружного воздуха за ото-
отопительный период, принимаемая по [1, табл. 4.4];
?Нот - максимальное парциальное давление водяного пара наружного
воздуха. Па, при средней температуре tHm за отопительный период,
принимаемое по [1, табл. Ж.1].
Плоскость возможной конденсации - сечение ограждающей конструк-
конструкции, перпендикулярное направлению теплового и влажностного потоков, в
котором при расчетных значениях температуры и относительной влажности
внутреннего и наружного воздуха имеет место наибольшее превышение рас-
расчетного парциального давления водяного пара над максимальным парциаль-
парциальным давлением, соответствующим температуре ограждения в данном сечении.
Для расчета требуемого сопротивления паропроницанию ограждаю-
ограждающей конструкции принимают, что плоскость возможной конденсации в
однородной (однослойной) конструкции располагается на расстоянии рав-
равном 0,66 толщины конструкции от ее внутренней поверхности, а в много-
многослойной конструкции совпадает с поверхноегью теплоизоляционного слоя,
ближайшей к наружной поверхности ограждающей конструкции.
Сопротивление паропроницанию Яп, м2-ч-Па/мг, слоя ограждающей
конструкции определяют по формуле:
Яп = б/ц, G.18)
где 5 - толщина слоя, м;
\х - расчетный коэффициент паропроницаемости материала слоя огра-
ограждающей конструкции, м2/(мч-Па), принимаемый по [I, табл. А.1].
Сопротивление паропроницанию части многослойной конструкции (от
внутренней поверхности конструкции до плоскости возможной конденса-
конденсации или от плоскости возможной конденсации до наружной поверхности
конструкции) определяют как сумму сопротивлений паропроницанию со-
составляющих данную часть конструкции слоев:

551
Ra =ЛП, +Rn2 +... + Rm9 G.19)
где /?ni. Rn2, ..., Rnn — сопротивление паропроницанию отдельных слоев
многослойной конструкции.
Сопротивление паропроницанию воздушных прослоек в ограждающих
конструкциях принимают равным нулю независимо о г толщины и распо-
расположения этих прослоек.
Сопротивление паропроницанию некоторых листовых материалов и
тонких слоев пароизоляции принимают по [1, табл. ИЛ].
Не требуется определять сопротивление паропроницанию следующих
наружных ограждающих конструкций помещений с сухим или нормаль-
нормальным режимом:
— однородных ( однослойных);
- двухслойных при выполнении условия:
Ав Лн
где ц„ и А,„ - соответственно коэффициенты паропроницаемости и тепло-
теплопроводности материала внутреннего слоя ограждающей конструкции в
условиях эксплуатации;
М„ и Я„ - то же материала наружного слоя ограждающей конструкции.
Пример расчета 7.4.
Требуется рассчитать сопротивление паропроницанию наружной сте-
стены жилого здания из мелкоштучных газосиликатных блоков, конструкция
которой приведена на рис. 7.3, для климатических условий Могилевской
области.
Расчетная температура внутреннего воздуха -
18°С, относительная влажность — 55% [1, табл. 4.1J.
Рис. 7.3. Наружная стена жилого дома
1 - известково-песчаная штукатурка, 5 = 20 мм;
2 - газосиликатный блок, 8 = 400 мм;
3 - кирпичная кладка, 5= 120 мм
Влажностный режим помещений - нормальный, условия эксплуатации
ограждающих конструкций — «Б» [ 1, табл. 4.2].
Расчетные значения коэффициентов теплопроводности А и паропро-
паропроницаемости jj, материалов стены принимаем по [1, табл. А.1] для условий
эксплуатации «Б»:

552 Глава VII
- для известково-песчаного раствора
^ = 0,81Bt/(m°C);
И!=0,12мг/(м-ч-Па);
- для газосиликатных блоков
Л2=0,205Вт/(м°С);
|д.2=0,2мг/(м-ч-Па);
- для кирпичной кладки
Л3=0,81 Вт/(м°С);
|д.3=0,П мг/(м-ч-Па);
Расчетные параметры наружного воздуха для расчета сопротивления
паропроницанию - средние значения температуры и относительной влаж-
влажности за отопительный период.
Дня Могилевской области средняя температура наружного воздуха за ото-
отопительный период /НОТ=-1,9°С [1, табл. 4.4], средняя относительная влаж-
влажность наружного воздуха за отопительный период ф„ от= 84% [1, табл. 4.4].
Парциальное давление водяного пара внутреннего и наружного возду-
воздуха при расчетных значениях температуры и относительной влажности со-
составляют:
ев=1135Па;
ен=439Па.
Положение плоскости возможной конденсации в данной конструкции
стены находится на границе слоя газосиликатной и кирпичной кладок.
Определяем температуру в плоскости возможной конденсации при
расчетных температурах внутреннего и наружного воздуха:
Максимальное парциальное давление водяного пара в плоскости воз-
возможной конденсации при гк=-0,2°С составляет:
?к=601Па[1,табл.Ж.1].
Сопротивление паропроницанию от плоскости возможной конденса-
конденсации до наружной поверхности стены составляет:
^=^1 = 1,09 м2-ч-Па/мг.
Определяем требуемое сопротивление паропроницанию стены от ее
внутренней поверхности до плоскости возможной конденсации:

653
*"» =1-09l6015-463°9=3'59 м2"чПа-
Сопротивление паропроницанию рассчитываемой конструкции стены
в пределах от ее внутренней поверхности до плоскости возможной конден-
конденсации составляет:
Данная конструкция наружной стены не отвечает требованиям [1] по
сопротивлению паропроницанию, так как Rnjt<Rn тр.
Превышение /?птр над Rn B составляет:
Яптр -ДПв =3,59-2,16 = 1,43 м2ч-Па/мг.
Устройство в данной конструкции стены пароизоляциоиного слоя из
применяющихся для этого материалов практически невозможно, поэтому
целесообразно изменить конструктивное решение, устроив между газоси-
газосиликатными блоками и кирпичной кладкой воздушную прослойку, вентили-
вентилируемую наружным воздухом. При этом по влажностному режиму основной
слой стены будет соответствовать однородным стенам помещений с нор-
нормальным режимом, сопротивление паропроницанию которых определять
не требуется [1].
Толщина вентилируемой воздушной прослойки должна быть в преде-
пределах 50-100 мм.
При этом необходимо уточнить ее сопротивление теплопередаче, так
как в соответствии с [1] слои конструкции, расположенные между воздуш-
воздушной прослойкой, вентилируемой наружным воздухом, и наружной поверх-
поверхностью ограждающей конструкции, при расчете сопротивления теплопере-
теплопередаче не учитывается.
Тогда сопротивление теплопередаче измененной конструкции стены
будет равно:
/?т =0,115 + ^ + ^^+0,043 = 2,13 м2оС/Вт,
что выше RT ИОрМ = 2,0 м2-°С/Вт и отвечает требованиям [1].
7.5. Сопротивление воздухопроницанию
ограждающих конструкций
Сопротивление воздухопроницанию ограждающих конструкций зда-
зданий и сооружений рассчитывают следующим образом.
Определяют требуемое сопротивление воздухопроницанию /?втр,
м2-ч-Па/кг:
- для ограждающих конструкций, за исключением заполнений свето-
световых проемов, по формуле:

654 Глава VII
7 G 21)
- для заполнений световых проемов (окон и балконных дверей жилых
и общественных зданий, окон и фонарей производственных зданий) - по
формуле
0.216 Др"
—р" G^ ' G22)
где Ар - расчетная разность давлений воздуха, Па, на наружной и внут-
внутренней поверхностях ограждающей конструкции, определяемая по
формуле
Др = Н g (рн -Рв) + 0,5рн V*(Cm -СарЖ„ G 23)
где И - расчетная высота, м, от центра рассчитываемого заполнения све-
светового проема до устья вытяжной шахты при расчете воздухопрони-
воздухопроницаемости заполнений световых проемов,
рн, рв - плотность, кг/м3, соответственно наружного и внутреннего
воздуха, определяемая по формуле
*- G24)
где / - температура воздуха, °С, внутреннего - согласно [1, табл 4 I], на-
наружного - равная средней температуре наиболее холодной пяти днев-
дневки обеспеченностью 0,92 по [I, табл 4 3],
Vcp - максимальная из средних скоростей ветра по румбам за январь,
повторяемость которых составляет 16% и более, принимаемая по [1,
табл 4 5] Для типовых проектов следует принимать равной 5 м/с,
Снорм - нормативная воздухопроницаемость, кг/(м2ч), ограждающих
консгрукций, принимаемая по [1, табл 8 1],
Саа и Сар - аэродинамические коэффициенты соответственно навет-
наветренной и подветренной поверхностей ограждений зданий, принимае-
принимаемые по |2],
К, - коэффициент учета изменения скоростного давления ветра в зави-
зависимости о г высоты здания, принимаемый по [2]
Сопротивление воздухопроницанию RB конструкций кроме заполнений
световых проемов должно быть не менее требуемого Лв тр
В соответствии с изменением №2 [1] сопротивление воздухопроница-
воздухопроницанию окон и балконных дверей жилых и общественных зданий, а также окон
и фонарей производственных зданий должно быть равно требуемому со-
сопротивлению воздухопроницанию для обеспечения работы естественной
вентиляции помещений с целью выполнения требований сангигиены и
взрыво-пожарной безопасности
При этом допускается отклонение сопротивления воздухопроницанию
заполнения светового проема от требуемого не более плюс 20%

555
Сопротивление воздухопроницанию заполнений световых проемов
зданий и сооружений в зависимости от конструктивного решения прини-
принимают по [1, табл Д 1]
Пример расчета 7 5
Расчет сопротивления воздухопроницанию ограждающих конструк-
конструкций
Требуется рассчитать сопротивление воздухопроницанию заполнения
световых проемов жилого здания для климатических условий Минской
области
Здание - крупнопанельное, пятиэтажное
Заполнение световых проемов — тройное в раздельно спаренных пере-
переплетах Размещение окон на фасаде здания и необходимые для расчета раз-
размеры приведены на рисунке 7 4
Рис. 7.4.
Расчетные температуры внутреннего воздуха - 18°С, наружного -
минус 24°С по [1, табл 4 1 и табл 4 3]
В соответствии с изменением №2 [1] сопротивление воздухопроница-
воздухопроницанию окон жилых зданий должно быть равно треб>емому сопротивлению
воздухопроницанию, определяемому по формуле G 22)
_ 0,216Ар2/3

556 Глава VII
где GHOpu=l0 кг/(м2-ч) - нормативная воздухопроницаемость по [1, табл
8.1]
Ар — расчетная разность давлений, определяемая по формуле G.23):
где Я - расчетная высота, м, от центра рассчитываемого светового проема
до устья вытяжной шахты, равная 13,1 м - для первого этажа, 10,3 м -
для второго этажа, 7,5 м - для третьего этажа, 4,7 м - для четвертого
этажа и 1,9 м для пятого этажа здания;
рн и рв - плотность, кг/м3, соответственно наружного и внутреннего
воздуха, определяемая по формуле G.24):
353 353
273+ ГН 273-24
353 353
= 1,42 кг/м3;
= 1,21 кг/м3;
Кв 273+ tB 273 + 18
УСр=4,0 м/с - максимальная из средних скоростей ветра по румбам за
январь, повторяемость которых составляет 16% и более по [1, табл.
4.5];
Сан = 0»8 и Сар=-0,6 - аэродинамические коэффициенты соответствен-
соответственно наветренной и подветренной поверхностей ограждений зданий по
[2];
К,=0,65 - коэффициент учета изменения скоростного давления в зави-
зависимости от высоты здания по [2].
Расчетная разность давлений составит:
- для первого этажа
Арх = 13Д-9,8A,42-1,21) + 0,51,42-4,02@,8 + 0,6H,65 = 36,7 Па;
- аналогично для второго и последующих этажей
Д/?2 = 31,0Па;
Др3=25,4Па;
Др4=19,8Па;
^,= 14,2 Па;
Требуемое сопротивление воздухопроницанию составляет:
- для первого этажа
- аналогично для второго и последующих этажей
/?Bip2=0,21 м2ч-Па/кг;
/?Втрз=0,19м2-ч-Па/кг;

55
/?втр4 = 0,16 м2ч-Па/кг;
/?втр5 = 0,13 м2ч-Па/кг;
С учетом допускаемого изменением №2 [1] допуска +20% сопротивле
ния воздухопроницанию заполнений световых проемов данного жилог
дома должны быть в пределах:
/?в ,pi = @,24^-0,29) м2ч-Па/кг;
/?в 4,2 = @,21-0,25) м2ч-Па/кг;
/?B1p3 = @,19-0,23) м2ч-Па/кг;
/?втр4 = @,16-0,19) м2ч-Па/кг;
/?втр5 = @,13-5-0,16) м2ч-Па/кг.
Для обеспечения воздухопроницаемости зданий конструкции око
принимаем по [1, табл. Д.1] для первого, второго и третьего этажей yiuioi
нение двух притворов, а для четвертого и пятого этажей - уплотнение од
ного притвора прокладками из губчатой резины.
Литература
1 СНБ 2 04 01-97 «Строительная теплотехника» Минск, 1998
2 СНиП 2 01 07-85 «Нагрузки и воздействия» Москва, 1986

558
I лава VIH
ГЛАВА VIII. Рекомендации по использованию элементов
энергосбережения в зданиях и сооружениях
при выполнении курсовых и дипломных
проектов
8.1. Общие соображения
Потребление энергии в жилищном и коммунальном (общественные и
коммерческие здания) секторе составляет весьма существенную долю в
общем энергопотреблении страны (рис 8 1) В странах с рыночной эконо-
экономикой коммунально бытовой сектор потребляет больше топливно-энерге-
топливно-энергетических ресурсов AЭР), чем промышленность и сельское хозяйство вме-
? Дания A996 г) ? Швеция A994 г) Q Беларусь A9981) Щ Ли1ваA996г)
Промышленное ib Комунально-бытовой Транспорт
и сельское хозяйство сектор и др
Рис. 8 1 Распределение конечного потребления энергии по секторам
в различных с фанах (% от общего энер| опотребления)
В государствах с плановой экономикой до начала кризисных явлений
и распада социалистического лагеря ситуация бы па прямо противоно юж-
южной Однако в последние годы в этих странах, как правило, наблюдается
перераспределение энергопотребления в сторону возрастания доли комму-
коммунально бытового сектора и услуг В какой то степени это наблюдается и в
Республике Беларусь
Указанная тенденция связана не только со спадом производства и, со-
соответственно, уменьшением энер! опотребления на основные нужды про-
промышленности и сельского хозяйства, но также и со структурной пере-
перестройкой экономики, в результате которой возрастав г сфера обслуживания
Структура потребления ТЭР в коммунально бытовом секторе Респуб-
Республики Беларусь представлена в габл 8 1
Из приведенных данных видно, что большая часть тепловой энергии,
потребляемой в этом секторе, расходуется на отопление жилых домов

559
Таблица 8.1
Структура потребления ТЭР по видам в коммунально-бытовом
секторе Беларуси A997 г.)
Вид
энергоресурсов
Электроэнергия,
млрд. кВт-ч,
ПДж
Теплоэнергия,
млн. Гкал,
ПДж
в юм числе отопле-
отопление жилых домов,
млн. Гкал,
ПДж
Котельно-печное
топливо,
млн. т у.т.,
ПДж
Потребление
10,0
36,0
38,1
158,6
27,2
114,0
4,02
117,9
% от общего потреб-
потребления в республике
данного вида ТЭР
29,7
48,8
34,1
14,4
% от общего noipe6-
ления в коммунально-
бытовом секторе
11,5
50,9
36,4
37,6
Энергопотребление (в том числе и тепла) в жилом доме принято изме-
измерять в кВт-ч/м2-год, в некоторых странах приняты стандарты или нормы
потребления энергии в домах при соблюдении соответствующих комфорт-
комфортных условий. Потребление тепла (отопление + горячая вода) в зданиях в
различных странах показано в табл. 8.2.
Таблица 8.2
Удельное потребление тепла в зданиях в различных странах
Страна
Беларусь
среднее в 1997 г.
Германия
до принятия норм 1982 г.
нормы 1982г
после принятия норм 1982 г.
существующие нормы
Дания
среднее потребление
нормы 1993 г
новые жилые многоэтажные дома
нормы 2000 г
Швеция
нормы 1990 i
Гсплопотребление,
кВт ч/м2юд
200-290
261,5
220-270
140
140-180
75-100
133
120
85
80
60-70

560
Глава VIII
Представленные данные свидетельствуют о том, что даже в более или
менее сходных климатических условиях (например, в Беларуси и Швеции)
удельное количество тепловой энергии, необходимое для поддержания
нормальных бытовых условий, отличается в несколько раз.
Основными причинами высокого энергопотребления (тепла и электри-
электричества) в зданиях и сооружениях являются следующие:
- потери тепла через ограждающие конструкции, оконные проемы и сис-
системы вентиляции (в том числе «несанкционированная» вентиляция);
- несовершенство систем отопления, горячего и холодного водоснабжения;
- неэффективное электрическое освещение и энергоемкие электриче-
электрические приборы;
- низкие (по сравнению с себестоимостью) тарифы на коммунальные
услуги для населения.
Рассмотрим различные способы уменьшения потребления энергии при
эксплуатации зданий и сооружений. Известно, например, что в Дании за
счет целенаправленной политики энергосбережения с 1972 по 1991 гг.
удельный расход энергии на отопление 1 м2 жилья сократился на 45%.
8.2. Установка приборов учета и регуляторов
Практика показывает, что установка приборов квартирного учета по-
потребления горячей и холодной воды и оплата за реальное потребление дают
заметную экономию энергоресурсов. Это подтверждается, например, ис-
исследованием, проведенным сотрудниками Института проблем энергетики
НАН Беларуси в типовом 120-квартирном пятиэтажном моноблочном доме
серии ОПБ, где в 10 квартирах были установлены квартирные счетчики
холодной и горячей воды типа СКВ-15«ВIP».
Одновременно были установлены приборы группового учета горячей и
холодной воды ВСКМ 16/40 и теплосчетчики СТ-38К. Результаты наблю-
наблюдений с октября 1995 г. по май 1997 г. представлены на рис. 8.2 [1].
200 г
100
ш 180
73
103
Холодная вода
Горячая вода
Рис. 8.2. Потребление холодной (а) и горячей (б) воды
в типовом многоэтажном доме
1 - с квартирным учетом, 2 - без учета, 3 - нормативы по г Минску

561
Характерно, что в данном эксперименте оплата по счетчику произво-
производилась только за холодную воду. В результате потребление ее в квартирах
с индивидуальным учетом снизилось в 2,5 раза по сравнению с остальными
квартирами и почти во столько же раз — по сравнению с нормативом.
За горячую воду все жильцы рассчитывались по нормативу, и, тем не
менее, сказался психологический эффект: там, где потребление горячей
воды контролировалось, оно оказалось меньше в 1,4 раза по сравнению с
остальными квартирами ив 1,17 раза — по сравнению с нормативом.
Установка теплосчетчиков в домах с централизованным теплоснабже-
теплоснабжением и оплата за реальное потребление тепла, как правило, дает весьма
значительную экономию средств по сравнению с оплатой по нормативу.
Например, в Минске срок окупаемости установки теплосчетчиков в боль-
больших зданиях и сооружениях составляет примерно половину года. Однако
это не значит, что вся экономия средств при этом идет за счет уменьшения
потребления тепла, хотя, безусловно, учет приводит к снижению теплопо-
требления в самом доме. Дело в том, что в существующих нормативах по-
потери в теплотрассах принимаются значительно ниже действительных: на-
например, в статической отчетности за 1998 г. потери в теплосетях в целом по
республике оцениваются лишь в 6,9%.
В то же время оценки немецких специалистов фирмы ЕСН показыва-
показывают, что реальные потери тепла в теплотрассах г. Минска составляют 25%
C,5 млн. Гкал/год).
Естественно, что разница между реальными и статистическими поте-
потерями входит в скрытой форме в норматив оплаты за тепловую энергию.
После установки приборов контроля и учета потребления теплоэнер-
гии следующим шагом является регулирование теплопотребления. Опыт
Германии показывает, что при этом можно достигнуть следующих показа-
показателей энергосбережения:
- регулирование температурного режима отопительных уста-
установок в зависимости от погодных условий (температуры
наружного воздуха) до 10%
- снижение интенсивности отопления в ночное время и вы-
выходные дни в общественных и административных зданиях 10%
- установка автоматических термостатических клапанов
(кранов) на радиаторах 5—10%
- установка ручных регулирующих кранов на радиаторах 5-7%
Вместо регулировочных кранов на радиаторах можно устанавливать
более простые устройства, изменяющие интенсивность теплоотдачи от на-
нагревательных приборов в помещении.
Известно, что установка экрана (панели) перед компактным радиато-
радиатором (конвектором) увеличивает теплоотдачу за счет возникающей тяги
(конвекции) в пространстве между стеной и панелью. Если сверху трубок
конвектора поместить регулирующую заслонку (рис. 8.3), то, изменяя ее
угол наклона, можно регулировать теплоотдачу от нагревательных элемет

562
Глава VIII
тов за счет изменения сопротивления потоку нагретого воздуха. Если по-
поместить нагреватели в кожух с отверстием в виде рамки, то появляется
возможность изменять не только интенсивность, но и направление воздуш-
воздушного потока [2, 31.
Рис. 8.3. Простейший способ регулирования теплоотдачи от
компактного радиатора
1 - стена, 2 - окно, 3 - трубки радиатора, 4 - экран, 5 - поворотная заслонка,
6 - подоконник
Индивидуальные средства регулирования тепла в квартирах, автома-
автоматические или ручные, являются эффективными при наличии регулирования
в распределительных сетях или узлах. В противном случае возможны, на-
например, незапланированные колебания температуры и гидравлических ха-
характеристик системы при «несогласованных» действиях хозяев помещений
На рис. 8.4 изображена принципиальная схема теплового распредели-
распределительного узла, которая обеспечивает регулирование расхода теплоносителя
в системе отопления в зависимости от температуры наружного воздуха и
внутри помещения Наибольший эффект достигается, когда производится
пофасадное регулирование - разделение потоков на северную и южную
части здания. В условиях Беларуси регулирование в распределительных
сетях дает снижение потребления тепла на 15-20%, а в сочетании с инди-
индивидуальным регулированием - до 20-25%. Имеется пример, когда установ-
установка датской системы автоматического регулирования отопления и горячего
водоснабжения 24-квартирного жилого дома в г Минске позволила полу-
получить энергосберегающий эффект около 40% [4].

563
Рис. 8.4. Схема распределительного узла с регулятором
1 - запорный клапан; 2 - фильтр; 3 - регулирующий клапан; 4 - насос; 5 - регуля-
регулятор перепада давления; 6 — блок управления; 7 — наружный термодатчик; 8 — термо-
термодатчик внутри помещения; 9 - тепловая сеть; 10 - потребитель; 11 -теплосчетчик
8.3. Тепловая изоляция
Другим эффективным методом сбережения тепловой энергии в здани-
зданиях и сооружениях является теплоизоляция. В табл. 8.3 приведены данные
по тепловым потерям в различных типовых зданиях в Беларуси. Из табли-
таблицы видно, что наибольшими источниками потерь тепла в ограждающих
конструкциях являются окна, затем стены, потолок и пол. К этому следует
добавить тепловые потери с вентиляцией, которые обычно составляют
примерно 15-20% от общих потерь в зависимости от типа здания.
Таблица 8.3
Потери тепла через ограждающие конструкции в типовых зданиях
Тип здания
9-этажный жилой
блочный дом
5-этажный жилой
блочный дом
4-этажная школа
2-этажный детский сад
одноэтажный коттедж
Потери тепла отдельным элементом, %
окна
44,1
41,0
44,6
50,0
39,6
наружные стены
40,0
36,6
28,3
19,3
29,1
потолок
7,6
13,4
17,4
21,4
17,6
пол
4,3
6,7
9,7
9,3
13,7

564 Глава VIII
Существуют следующие основные способы снижения тепла через окна:
- уплотнение стыков между стеной и коробкой, коробкой и рамой, ра-
рамой и стеклом;
- установка дополнительного стекла;
- теплозащитная пленка;
- теплозащитные шторы;
- стеклопакеты.
Эффективность того или иного способа зависит, прежде всего, от ис-
исходного состояния дома.
Наибольший эффект дает установка стеклопакетов с селективным по-
покрытием одного из стекол, препятствующим тепловому излучению наружу,
и заполнением пространства между стеклами инертным газом (аргоном,
криптоном и др.). В этом случае термическое сопротивление оконного про-
проема возрастает в 2-3 раза по сравнению с обычными окнами.
В целом в условиях нашей республики можно сберечь до 30% тепла,
теряемого через окна.
Примерно такой же эффект можно получить за счет теплоизоляции
стен. В табл. 8.4 приведены коэффициенты теплопроводности различных
материалов, применяемых в строительстве, а на рис. 8.5 - термическое со-
сопротивление типовых наружных стен и теплоизоляции в зависимости от
толщины слоя. Нескольких сантиметров теплоизоляции достаточно, чтобы
увеличить термическое сопротивление стен в 2-3 раза.
В Германии разработана технология строительства домов с низким
энергопотреблением (ДНЭ), с применением различных типов утеплителей,
в том числе соломенных блоков, стеклопакетов на принципе «светового
диода», которые можно поворачивать на 180° в зависимости от требуемого
направления теплового потока и т.д. Удельное годовое потребление инди-
индивидуальных и многоквартирных ДНЭ составляет от 30 до 70 кВт-ч/м2.
Таблица 8.4
Теплопроводность материалов стен и изоляционных материалов
Материал
Кирпич
Силикатный кирпич
Керамзит
Железобетон
Стекловага
Полис! ирол
Полиуретан
Пенополиуретан
Соломенные маты
Коэффициент
теплопроводности, Вт/мК
0,9
1,4
0,45
0,9
0,040-0,055
0,050-0,055
0,036-0,040
0,017-0,035
0,095-0,125

0,8
0,6
* 0.4
\
g 0,2
К
0,6
Толщина изоляции, см
9 10
1 1
1
1 1
1
1 1
1
1 1
1
1 1
1
1 1
1
1 1
1
i i
1
1 I
1
I |
1
1 1
51 см
1
1
1
I
I
I
1
1
I
I
;j — монолитная панель из
J керамзита
Н - кирпичная кладка
3 многослойная панель:
4 — железобетон
а
| — минеральная вата
jj - керамзит
j - кладка из силикатного
J кирпича
Рис. 8.5. Термическое сопротивление стен и теплоизоляции
1 - соломенные маты; 2 - полистирол; 3 - стекловата; 4 - полиуретан; 5 - пенополиуретан

566 Глава УЩ
8.4. Учет климатических условий при расчете отопления
При анализе эффективности системы отопления зданий и сооружений,
а также потерь тепла необходимо учитывать температуру как внутри по-
помещения, так и снаружи [5]. Для этого используется понятие градусо-дней.
Градусо-день (ГД) равен разности среднесуточных температур внутри по-
помещения и снаружи:
ГД = Гвн-Г„ар. (8.1)
Обычно Гвн задается нормами и зависит от назначения помещения.
Так, в Беларуси и Дании для жилых помещений принята норма 7Лн = 18°С.
В складских и других помещениях эта температура может быть другой (на-
(например, в спортзалах и больницах - от20до22°С).
Количество тепловой энергии, необходимой для отопления, пропор-
пропорционально числу градусо-дней:
бот=СХГД, (8.2)
где С - константа, зависящая от типа здания, системы отопления и потерь.
Количество градусо-дней суммируется по неделям, месяцам, сезонам
(в том числе по отопительному сезону) и году. При этом результаты анали-
анализа сравниваются со средними для данного района наружными условиями
через так называемый нормальный год. Распределение градусо-дней в
нормальном году для г. Минска представлено в табл. 8.5.
Таблица 8.S
Количество градусо-дней для нормального года
в г. Минске при Тт = 18°С
Месяц
Январь
Февраль
Март
Апрель
Май
Июнь
Июль
Август
Сентябрь
Октябрь
Ноябрь
Декабрь
Итого за год
Г„ар,°С
-7,3
-6,6
-2,1
5,7
12,5
16,1
17,7
16,6
12,0
6,0
0,6
-4,3
Количество дней
с отоплением
31
28
31
30
7
0
0
0
0
15
30
31
203
Число ГД
784
689
623
371
39
0
0
0
0
181
522
690
3898

667
Из таблицы следует, что в среднем (нормальный год) в г. Минске 203
отопительных дня за весь сезон и годовое количество градусо-дней при
расчетной среднесуточной температуре внутри помещения Тт = 18°С равно
3898. Эта величина может заметно отличаться от реального числа градусо-
дней. Так, в 1988 г. количество градусо-дней составило 2628, в 1989 — 2906.
Следует отметить, что Тт — расчетная температура и ее необязательно
поддерживать всегда именно такой. Например, одной из эффективных мер
по энергосбережению в общественных зданиях является снижение внут-
внутренней температуры во внерабочие дни. При Тш = 17°С количество ГД для
нормального года снижается ровно на 203 и составляет 3696. Для сравне-
сравнения: в Дании число градусо-дней в нормальном году при Тт = 18°С равно
3127, при Тт = 17°С - 2906. Из этих цифр видно, что число дней с отопле-
отоплением в нормальном году в Дании составляет 221.
Количество тепловой энергии, используемой для отопления, приве-
приведенное к нормальному году, определяется по очевидному соотношению
(8.3)
Практика показывает, что потребление тепла, связанное с использова-
использованием горячей воды, мало зависит от наружной температуры и от времени
года. Поэтому, если измеряется только общее потребление Qx за определен-
определенный период времени, то соотношение для Q™pM принимает следующий вид:
Q^=(&Qr.)+Qr., (8.4)
где QrB — потребление тепла с горячей водой, определяемое расчетным
методом или по приборам в неотапливаемые месяцы и затем экстрапо-
экстраполируемое на весь период.
ПРИМЕР 8.1 Суммарное потребление тепла для отопления и горячего
водоснабжения в многоквартирном жилом доме в городе Минске площадью
30 000 кв.м составило в год до термореновации 6 700 Гкал, в этом году было
3 820 градусо-дней. В год после термореновации потребляемое тепло умень-
уменьшилось вдвое, но при этом в году было 2 680 градусо-дней. На сколько в
действительности снизилось удельное потребление тепла для отопления в
доме, если расход тепла на горячее водоснабжение составил 900 Гкал в год?
Решение. Используя формулу (8.4), приводим исходные данные к
нормальному году:
В год до термореновации
G? = F700-900)~| = 5918 Гкал.
3820

568
Глава Vm
В год после термореновации
Принимая во внимание, что 1 Гкал = 109 кал = 1,16-10 кВт-ч, рассчи-
рассчитываем удельное потребление тепла в здании до термореновации:
5918109-1Д6ггг229 кВт-ч
30000 -103 м2год"
После термореновации
3563-109 1,16 _13S кВтч
30000 103 м2год'
Таким образом, удельное потребление тепла на отопление после тер-
термореновации сократилось на
229-138
229
•100 = 39,7%.
8.5. Экономия электроэнергии в зданиях и сооружениях
Наибольший расход электроэнергии в зданиях и сооружениях прихо-
приходится на освещение (рис. 8.6). Примером этому является распределение
электропотребления в типичной отдельной квартире жилого панельного
дома, изображенное на рис. 8.7. В общественных зданиях на освещение
идет от 30 до 45% всей потребляемой электроэнергии [6].
Основными мероприятиями по энергосбережению в системах освеще-
освещения являются следующие:
- замена ламп на более экономичные;
- установка эффективных рефлекторов;
- регулирование и автоматизация.
I
— освещение квартир и бытовые нужды;
— предприятия и учреждения связи, культуры,
здравоохранения, торговли;
— освещение улиц в городах и ГП;
— коммунальный водопровод и канализация,
— прочие коммунальные предприятия
Города и городские поселки Сельская местность
Рис. 8.6. Потребление энергии в коммунально-бытовом хозяйстве

569
Приготовление пищи
21%
7%
Стирка 10%
Холодильник 4%
ТВ + радио
Рис. 8.7. Расход энергии в типовой отдельной квартире
Максимальный эффект экономии энергии на освещение дает замена тра-
традиционных ламп накаливания, изобретенных еще в 1873 г. А.Н. Лодыгиным
и имеющих к.п.д. около 5%, на современные люминесцентные светильники.
Достаточно широко применяемые в общественных зданиях лампы
дневного света с дроссельной пускорегулирующей аппаратурой имеют бо-
более высокий к.п.д., но характеризуются определенной дискомфортностью:
повышенным шумом, «холодным» спектром свечения, стробоскопическим
эффектом (мерцанием).
С начала 80-х гг. стала развиваться электронная пускорегулирующая
аппаратура (ЭПРА). По сравнению с электромагнитной аппаратурой ЭПРА
имеет следующие преимущества:
- исключается пульсация светового потока и предотвращается стробо-
стробоскопический эффект за счет использования частоты 20—40 кГц;
- обеспечивается экономичный режим зажигания люминесцентных ламп
без мигания и акустического шума;
- повышается срок службы люминесцентных ламп до 8000 часов (для
ламп накаливания этот срок не превышает 1000 часов);
- осуществляется автоматическое отключение люминесцентных ламп в
конце их срока службы, а также дефектных ламп.
В Беларуси современные ЭПРА производятся на НПО «Интеграл», а
комплекты светильников (в том числе компактных и галогенных) с ЭПРА -
на объединении БелОМО и предприятии «Электрет». Эти светильники
обеспечивают уменьшение потребляемой мощности в 4-5 раз при той же
освещенности по сравнению с лампами накаливания.
Установка эффективных рефлекторов с изменением направления свето-
светового потока позволяет получить энергосберегающий эффект от 10 до 30%.
Практика развитых стран (Япония, США и др.) свидетельствует, что
автоматическое регулирование освещения может сэкономить до 50% по-
потребляемой электроэнергии.
В общественных зданиях существенный эффект сбережения электро-
электроэнергии дает установка частотных регулируемых приводов на электриче-
электрические двигатели различных систем (вентиляции и др.).

570
Глава VIII
Оценка эффективности вышеприведенных мероприятий с учетом
имеющихся возможностей и цен в условиях Беларуси представлена в
табл. 8.6. Наиболее длительными по окупаемости являются установка стек-
лопакетов и теплоизоляция стен.
Таблица 8.6
Эффективность энергосберегающих мероприятий в зданиях и сооружениях [7]
Освещение
Окна
Автоматизация
теплового узла
Отопление
Трубы
Крыши
Электрические
двш атели
Стены
Мероприятия
Флуоресцентные
лампы. 36 Вт
Электронные таймеры
Компактные люминес-
люминесцентные лампы
Полиэтиленовая пленка
Специальные шторы
Новое окно с тройным
остеклением
Ршулятор. погодный
компенсатор, регулятор
давления, циркул. насос
Ручные регуляторы на
радиаторах
Теплоизоляция
Теплоизоляция
Регулируемый привод
Теплоизоляция
Сбере-
Сбережение, %
30-50
0,5-8
5-10
5-10
15
10-15
15
5-10
2-5
4-7
1-10
20-30
Цена долл./м2,
дол л ./шт.
2,0
40
12
3-5
15-20
60-200
4000
10 долл.
на радиатор
10 долл./п.м.
20-30
500-3000
долл./кВт
30-70
Окупае-
Окупаемость, лет
2-3
2-5
5-Ю
1-2
5-7
15-50
1,5
2
0,5-1
10-15
5-10
10-15
Литература
1. Чсрноусов СВ.. Ильюхин Ю.Д., Новаш Л.В. Что даст квартирный учег воды //
Энергоэффективность, 1998. - № 6. - С. 7-9.
2. Михалевич Л. А., Авхимович З.С.. Володин В.И. и др. Конвектор. А.с. № 1161797,
1985
3. Михалевич А.А., Авхимович З.С., Володин В.И. и др. Отопительный прибор. А.с.
№ 1134851, 1984.
4. Вошехович В.Н. Эффект внедрения автоматического регулирования теплопо-
требления жилого дома// Энер! о эффективность. 1998. -№ 12. -С. 10-12.
5. Михалевич А.А. Введение в энергчлффективные технологии и энергетический
менеджмент. - Минск, БИТУ. 2002 - 267 с.
6 Целуйко В.И. Энергоэффекгивное освещение // Энергоэффективность. 1998 -№2.
-С. 14-15.
7 Энергосбережение в общественных зданиях. Бюллетень IКЭЭ. вып. 3, 1997 -4 с.

СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие 3
Глава I. Методические указания и примеры расчетов по выполнению
курсового и дипломного проектов «Отопление зданий различного
назначения» 5
1 1. Исходные данные для проектирования ^
1.2. Определение расчешыч к'мператлр в неотапливаемых помещениях ^
1.3 Расчетные поiери iеилогы осиливаемою здания. Расчет тепловой "
мощности системы огопления g
1 3.1. Определение основных и добавочных потерь теплоты помещения
через ограждающие конструкции до
1.3.2. Определение расхода 1снлош на надевание инфильтрующегося
наружною воздуха через ограждающие конструкции 12
1.3 3. Опредепение суммарного теплового потока, регулярно
посыпающего в помещения здания от различных источников;
затраты теплоты на нагревание холодных материалов 18
1.3.4. Тепловой баланс помещений и здания 18
1.4. Выбор и конструирование системы огопления 20
1.4.1. Выбор и размещение отопительных приборов и 'элементов
системы отопления в помещениях здания 21
1.4.2 Способы присоединений различного типа отопительных
приборов к 1 рубопроводам системы огопления и устройства
Д1я регулирования теплоотдачи отопительного прибора 26
1.4.3. Выбор схемы присоединения системы водяного отопления к
тепловым сетям 28
1.4.4. Конструирование и некоюрые положения по выполнению
чертежей систем отопления 30
1 4 5. Конструирование систем напольного отопления 33
I 4.6. Конструирование систем электрическою отопления 35
1 4.7 Конструирование систем воздушного отопления 36
1 5 Определение расчес hoi о теплового потока и расхода теплоносителя
для расчетного участка системы оюпления, расчетной мощности
системы водяного отопления 37
1 <•> Гидравлический расчет системы водяного отопления 39
1.6.1. Исходные данные 39
1 6 2 Основные принципы и последовательность гидравлического
расчета системы отопления и подбора регулирующих клапанов 41
1.6 3. Методы гидравлического расчета трубопроводов 45
1 6 4 Гидравлический расчет однотрубной системы водяного
огопления методом характеристик сопротивления.
Определение характеристик и подбор балансовых клапанов 46

572
1.6.5. Гидравлический расчет двухтрубной системы водяного отопления
методом удельных потерь давления. Определение характеристик и
подбор клапанов отопительных приборов 56
1.6.6. Конструирование и подбор оборудования теплового пункта
системы водяного отопления 59
1.6.7. Подбор циркуляционного насоса системы водяного отопления 61
1.6 8. Выбор типа и подбор расширительного бака 63
1.6.9. Особенности теплового и гидравлического расчета сисгем
напольного отопления 66
1 7. Тепловой расчет системы отопления 68
I 8 Особенности конструирования и расчета системы теплоснабжения
калориферов 72
1.9. Расчет систем парового отопления 73
1 10 Определение годового расхода энергии на отопление и вентиляцию
здания 75
1.11 Определение величины экономии энергии за счет программируемого
снижения температуры воздуха в помещениях в нерабочие дни 77
Лшерагура 83
Глава II. Методические указания и примеры расчетов по курсовым
проектам «Вентиляция общественного здания», «Вентиляция и
отопление промышленного здания» и курсовой работе
«Кондиционирование воздуха и холодоснабжение» 84
2.1. Вентиляция общественного здания 84
2 1.1. Исходные данные для выполнения курсового проекта и его объем.... 84
2.1.2 Расчетные параметры наружного и внутреннего воздуха 85
2 1.3 Расчет поступлений теплоты, влаги и вредных веществ в
помещения 86
2.1.4 Расчет воздухообмена в помещениях 102
2 1.5. Организация воздухообмена в помещениях, расчет количества
и размещение вентиляционных каналов на планах здания 108
2.1 6 Расчет воздухораспределения в помещении 113
2.1.7 Аэродинамический расчет воздуховодов 120
2.1.8. Подбор вентиляционного оборудования 133
2 1.9. Глушители шума 150
2 2. Вентиляция и отопление промышленно1 о здания 162
2 2.1. Исходные данные для выполнения проекта, оформление, выбор
расчетных данных 162
2.2.2 Расчег теплопостунлений, составление тепловых балансов
и выбор системы отопления... . .. .168
2 2 3. Определение производительности местной вытяжной
вентиляции 172
2.2.4 Воздушное душирование 178
2.2.5 Расчет воздухообмена 178
2.2.6 Воздушно-тепловые завесы 187
22 7 Распределение воздуха . . 191
22 8 Аэродинамический расчег систем вентиляции 193
2 3 Кондиционирование воздуха и холодоснабжение . ... 200

573
2 3 1 Исходные данные для выполнения курсовой работы 200
2 3 2 Системы кондиционирования воздуха 202
2 3 3 Построение на I-d диаграмме основных процессов обработки
воздуха в теплый и холодный периоды года 217
2 3 4 Выбор холодильной машины 257
2 3 5 Проекшрование сисхемы кондиционирования воздуха офисных
и жилых помещений 263
Литература 271
Глава III. Методические указания и примеры расчетов к курсовой
работе «Централизованное горячее водоснабжение жилого
микрорайона» 273
3 1 Исходные данные для проектирования, содержание и объем
курсовой работ ы 273
3 2 Обоснование выбора системы горячего водоснабжения
Конструктивные элементы системы 274
3 3 Определение расчетных расходов горячей воды и теплоты 277
3 4 Расчех и построение графиков расхода теплоты 281
3 5 Гидравлический расчет подающих теплопроводов системы горячего
водоснабжения 283
3 6 Расчет потерь теплоты подающими теплопроводами 288
3 7 Определение циркуляционных расходов воды 294
3 8 Корректировка гидравлического расчета подающих теплопроводов 297
3 9 Гидравлический расчет циркуляции в системе горячего водоснабжения 298
3 10 Подбор оборудования центрального теплового пункта 302
Ли1ература 315
Глава IV. Методические указания и примеры расчетов для курсового
проекта «Теплоснабжение района города» 316
4 1 Исходные данные для проектирования, содержание и объем курсового
проекта 316
4 2 Описание системы 1еплоснабжения 317
4 3 Определение расчетных тепловых нагрузок района города Построение
графиков расхода теплоты 318
4 4 Регулирование отпуска теплоты 325
4 4 1 Регулирование отпуска теплоты в закрытых системах
теплоснабжения 326
4 4 2 Регулирование ош>ска теплоты в открытых системах
теплоснабжения 332
4 5 Определение расчетных расходов теплоносителя в тепловых сетях 337
4 5 1 Закрытые системы теплоснабжения 337
4 5 2 Открытые системы теплоснабжения 338
4 6 Выбор конструкции тепловой сети и разработка монтажной схемы 339
4 7 Гидравлический расчет водяных тепловых сетей 345
4 8 Определение расходов воцы и гидравлический расчет сети при
аварийных режимах 356
А 9 Разработка трафиков давлений и выбор схем присоединения абонентов
к тепловым сетям 358

574
4.10. Разработка и построение продольного профиля тепловых сетей 360
4.11. Подбор основного оборудования теплоподготовительной установки
источника теплоты 365
4.12. Механический расчет теплопроводов 374
4.13. Тепловой расчет теплоизоляционной конструкции 385
4.14. Тепловой и гидравлический расчет водоподогревательных установок 401
Литература 413
Глава V. Методические указания по дипломному проекту
«Теплоснабжение города» 414
5.1. Состав и содержание проекта 414
5.2. Общие указания по выполнению проекта 415
5.3. Методические рекомендации и примеры расчетов для дипломного
проекта 416
5.3.1. Методика построения графиков регулирования для закрытых
систем теплоснабжения 416
5.3.2. Методика построения графиков регулирования для открытых
систем теплоснабжения 429
5.3.3. Гидравлический расчет паропроводов 436
5.3.4. Гидравлический расчет конденсатопроводов 446
5.3.5. Тепловой и гидравлический расчет пароводяных подогревателей 449
Литература 453
Глава VI. Методические указания к дипломным проектам по
отоплению, вентиляции, кондиционированию воздуха и курсовым
работам «Экологическое обоснование промышленного объекта» и
«Очистка вентиляционных выбросов и энергосбережение
промышленного объекта» 454
6.1. Исходные данные и состав дипломного проекта 454
6.2. Общие указания по выполнению дипломного проекта 455
6.3. Исходные данные и содержание курсовых работ экологической и
энергосберегающей направленности 457
6.4. Расчеты выделений вредных веществ в воздушную среду
технологическим оборудованием промышленных предприятий 460
6.4.1. Участки механической обработки материалов 462
6.4.2. Цеха и участки сварки и резки металлов 465
6.4.3. Кузнечно-прессовые и термические цеха 466
6.4.4. Участки нанесения лакокрасочных покрытий 468
6.4.5. Участки механической обработки древесины 471
6.4.6. Цеха и участки химической и электрохимической обработки
металлов 472
6.5. Расчеты выбросов в атмосферу вредных веществ при сжигании топлива 476
6.5.1. Расчет выбросов твердых частиц 477
6.5.2. Расчет выбросов оксидов серы 480
6.5.3. Расчет содержания оксида углерода в дымовых газах 481
6.5.4. Расчет выбросов оксидов азота 483
6.5.5. Расчет выбросов оксидов ванадия 485

575
6 6 Анализ влияния выбросов в атмосферу проектируемым
промышленным объектом на окружающую среду 486
6 6 1 Нормирование качества атмосферного воздуха 486
6 6 2 Определение доминирующей вредности 488
6 6 3 Расчет рассеивания в атмосфере вредных веществ газовых
выбросов 491
6 6 4 Нормирование предельно допустимых выбросов 497
6 6 5 Обоснование размеров саннтарно защитной зоны 500
6 7 Очистка гаювых выбросов и энергосбережение 501
6 7 1 Очислка газовых выбросов от пылсй 502
6 7 2 Очистка выбросов от i азообразных компонентов 513
6 7 3 Энергосбережение в системах очистки газовых выбросов при
объединении с энергогехнологией 518
Литсрат>ра 528
Приложения 529
Глава VII Теплотехнический расчет наружных ограждающих
конструкций отапливаемых зданий 536
7 1 Основные положения теплотехническою проектирования наружных
ограждающих конструкций 536
7 2 Расчетные условия 537
7 3 Сопротивтение теплопередаче наружных oiраждающих конструкций 539
7 А Сопротивление паропроницанию наружных ограждающих конструкций 549
7 5 Сопротивление воздухопроницанию ограждающих конструкций 553
Литература 557
Глава VIII Рекомендации по использованию элементов
энергосбережения в зданиях и сооружениях при выполнении
курсовых и дипломных проектов 558
8 1 Общие соображения 558
8 2 Ус1ановка приборов учета и регуляторов 560
8 3 Тепловая изоляция 563
8 4 Уче1 климатических усчовий при расчете отопления 560
8 5 Экономия 1лсктрот»нер1 ии в зданиях и сооружениях 568
Литература 571

Учебное издание
Борис Михайлович Хрусталев
Юрий Яковлевич Кувшинов
Виктор Михайлович Копко
Александр Александрович Михалевич
Петр Иванович Дячек
Виктор Владимирович Покатилов
Эдуард Владимирович Сенькевич
Лилия Владимировна Борухова
Виталий Петрович Пилюшенко
Галина Ивановна Базыленко
ович Юрков
Теплоснабжение и вентиляция
Курсовое и дипломное проектирование
2-е издание исправленное и дополненное
Редактор Копко В М
Компьютерная верстка Алексеев В Ю
Диапозитивы предоставлены издательством
Подписано в печать 27 10 2005 Формат 60x90 Vl6
Бум офс №1 Гарнитура «Тайме» Печать офсетная
Уел Збпечл Тираж 2000 экз Заказ № 1987
Лицензия ЛР №0716188 от 01 04 98
Издательство Ассоциации строительных вузов (АСВ)
129337 Москва, Ярославское шоссе, 26, оф 706
(oiдел реализации оф 511)
тел, факс @95I83 57 42
e-mail ia&v@mgsuru
Ошечагано в полном соответствии с качеством
предоставленных диапозигивов в НПП «Типография «Наука»
121099, Москва, Шубинский пер, 6