Автор: Гримитлин М.И.
Теги: отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха в зданиях вентиляция инженерные системы зданий
ISBN: 5-902146-06-2
Год: 2004
Текст
ИНЖЕНЕРНЫЕ СИСТЕМЫ ЗДАНИЙ
М. И. ГРИМИТЛИН
РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ВОЗДУХА В ПОМЕЩЕНИЯХ
ИЗДАНИЕ ТРЕТЬЕ, ДОПОЛНЕННОЕ И ИСПРАВЛЕННОЕ
ИЗДАТЕЛЬСТВО «АВОК СЕВЕРО-ЗАПАД» САНКТ-ПЕТЕРБУРГ
2004
УДК 697.922
Г-84
ИНЖЕНЕРНЫЕ СИСТЕМЫ ЗДАНИЙ
Гримитлип Михаил Иосифович
РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ВОЗДУХА В ПОМЕЩЕНИИ
Изложены научные основы и инженерные методы выбора и расчета систем распределения приточного воздуха в вентилируемых и кондиционируемых помещениях Приведены современные решения и примеры расчета этих систем в помещениях производственных и общественных зданий.
Для научных и инженерно-технических работников вузов, научно-исследовательских институтов, проектных| организаций и промышленных предприятий.
©МИ ГрИМИТЛИЬ
© Издательство «Авок <^¥ро-3апад»
ISBN 5-902146-06-2
ПРЕДИСЛОВИЕ
Читатель держит в руках кншу, которая выдержала испытание временем и которую без преувеличения можно назвать вектором научноприкладных изысканий в целой отрасли отечественной промышленности Изысканий, на которые потребовались десятилетия напряженного творческого труда, органичного сплава научных идей, смелых инженерных решений и производственных находок
Вспомним, вторая половина XX века в связи с бурным ростом строительства производственных, общественных и жилых зданий ознаменовалась динамичным развитием и совершенствованием отечественных систем вентиляции, воздушного отопления и кондиционирования воздуха Обеспечиваемое этими системами качественное состояние воздушной среды в помещениях оказывает непосредственное и существенное влияние на самочувствие, работоспособность и здоровье людей Именно в этот период среди работ замечательной плеяды ученых, инженеров, организаторов производства выделились научные исследования и практическая деятельность доктора технических наук, профессора Михаила Иосифовича Гримитлина
Его научные труды стали уникальными, они вызывали и вызывают неиссякаемый интерес у самой широкой аудитории и неуклонно внедряются в жизнь Им установлены закономерности развития струйных течений в помещениях, что позволило обосновать методы выбора и расчета систем воздухораспределения и организации воздухообмена в промышленных и гражданских зданиях
Под руководством М И Гримитлина выполнен комплекс исследований, посвященных решению актуальных проблем вентиляции и отопления в машиностроении, судостроении, радиотехнической и электронной промышленности, заводов по переработке пластмасс и ряда других Не говоря уже о предложенном им ряде оригинальных технических решений систем местной и общеобменной вентиляции, которые нашли широкое практическое применение
Название данного научного труда говорит само за себя - «Распределение воздуха в помещении» Известно, что ежегодно на сооружение и эксплуатацию систем вентиляции и кондиционирования воздуха расходуются все более значительные средства В том числе растет их удельный вес в современном строительстве на осуществление систем механической и, в первую очередь, приточной вентиляции.
Неудачно организованное воздухораспределение в системах вентиляции, совмещенных с воздушным отоплением, приводит к перегреву верхней и недогреву рабочей зоны помещения, что наряду с созданием неудовлетворительных условий в рабочей (обслуживаемой) зоне обуслов
3
ливает перерасход топлива на обогрев зданий. А это чрезвычайно важно, прежде всего, для реформируемого ныне жилищно-коммунального комплекса.
Вопросы рационального распределения приточного воздуха приобретают тем большее значение, чем выше санитарно-гигиенические и технологические требования к однородности воздушной среды помещений. И эти требования в условиях научно-технического прогресса неуклонно растут В настоящее время в целом ряде производств (радиоэлектронной, приборостроительной, текстильной, химической и других отраслях промышленности) для обеспечения требований технологического процесса необходимо строгое поддержание заданных параметров воздушной среды по всей площади рабочей зоны помещения.
Издание этой книги ставит целью ознакомить читателя с физической стороной явлений, происходящих в вентилируемом помещении при различных способах раздачи приточного воздуха и методами их расчета Излагаемые методы расчета систем воздухораспределения базируются на закономерностях турбулентных, струйных течений с учетом характерных для вентиляционно-отопительной техники особенностей
Приведенные здесь материалы применимы к выбору и расчету систем воздухораспределения и организации воздухообмена в зданияхраз-личного назначения- промышленных, общественных, жилыхидр. В их подготовке к настоящему третьему, дополненному и исправленному изданию, активное участие приняли доктор технических наук, профессор Г.М. Позин, кандидат технических наук Л.Я. Баландина и, конечно же, ученик и сынМ И. Гримитлина доктор технических наук, профессорА М. Цэимитлин.
Учитывая масштаб личности и таланта Михаила Иосифовича Гри-митлина, широту его творческих, инженерных и научно-общественных интересов, книгу решено было предварить последним прижизненным с ним интервью, опубликованном в свое время в журнале «Инженерные системы»
В.Э. ШКАРПЕТ, генеральный директор ООО «Арктос», кандидат технических наук
4
«ПОМНИТЬ ЗАКОН КАНОНА...»
Для сотен людей, близко знавших Михаила Иосифовича Гримит-лина, боль утраты, острота непоправимого не проходят до сих пор. Он многое не реализовал, многое не успел сделать из задуманного Он выглядел всегда бодрым, энергичным, с чуточку насмешливой улыбкой. И мало кто, кроме, пожалуй, самых близких, знал подробности его биографии, догадывался, какой сложной жизнью жил этот удивительный человек, как остро переживал за общее дело, как был раним чужим неосторожным словом или необдуманным поступком.
Последнее интервью, которое взял у Михаила Иосифовича главный редактор издательства «АВОК Северо-Запад», член Союза писателей России А.Т. БЕЛЫЙ, приурочивалось к 75-летию ученого.
Мы часто повторяем' талантливый человек талантлив во всем, забывая порой, что в жизни ему труднее вдвойне. Он притягивает к себе людей магнитом, но при этом не бывает удобен всем В периоды душевного отдохновения он заразительно весел, радушен и общителен, а то вдруг становится беспокойным, замкнутым и раздражительным От постоянного творческого поиска, накала чувств и напряжения мысли суждения его бывают категоричны, а тяга к преодолению стандартов неистребима
Его одновременно могут любить, хвалить и порицать Но от этого он не становится менее ярким, значительным и привлекательным В повседневных трудах, в неизбежных психологических трениях и житейских невзгодах, которые отнимают массу времени и душевных сил, талант с молодых лет шлифуется, точно «божественный камень» янтарь жестким балтийским песком в холодных северных водах
Во многом именно таким был Михаил Иосифович Цэимитлин — человек, ученый, педагог, организатор производства и общественный деятель
— Михаил Иосифович, вы являетесь признанным лидером отечественной школы промышленной вентиляции, а ваши научные исследования имеют огромную практическую ценность для машиностроения, судостроения, радиотехнической и электронной отраслей, заводов по переработке пластмасс Результаты каких комплексных исследований, которые в разные годы проведены под вашим руководством и при вашем участии, нашли отражение в научных трудах?
— Они обобщены в нескольких монографиях. Это «Вентиляция и отопление судостроительных заводов», опубликованная в 1969 году, а затем переизданная в 1978-м «Вентиляция и отопление цехов по переработке пластмасс» увидела свет в 1982 году. А вот книга «Вентиляция и отопление машиностроительных заводов» издавалась дважды
5
-сначала в 1978-м, азатем, с дополнениями, в 1993-м.
— Кроме справочников и многих сборников нормативных материалов, ваши труды вошли и в учебники, по которым учатся студенты вузов. Ну а последователи у вас есть?
— Их много, и они разъехались по всему свету: встретить их можно не только в России или в ближайшем зарубежье, но и в Новой Зеландии, Болгарии, в Америке и других странах. Всего же под моим непосредственным научным руководством подготовлено и успешно защищено свыше двадцати кандидатских диссертаций.
— Многие знают вас как профессора, доктора технических наук, действительного члена Международной академии экологии и безопасности жизнедеятельности, почетного академика Международной академии холода. А вот о том, как вы пришли в науку, о вашей, скажем так, «допрофессорской» жизни известно немного. Вы ведь родились в северной столице, в её историческом центре?
— Мне посчастливилось родиться и жить в элегантном, известном многим петербуржцам доме со львами на Адмиралтейском проспекте. Построен он в 1917-1920 годах по проекту архитектора Монферра-на. Два его фасада с многоколонными портиками и лоджиями, обращенные в сторону Адмиралтейства и Исаакиевского собора, выглядят весьма торжественно.
— А каково ощущение жить в доме, являющемся памятником истории и архитектуры? Или это не важно?
— Ещё как важно! Сам этот дом и вся примыкающая к нему «пространственная оправа» центра города - замечательные творения гениальных зодчих, и люди, жившие здесь, надо полагать, заложили во мне на подсознательном уровне творческое начало в восприятии искусства, архитектуры, в целом культуры, а главное, чувство любви к нашему прекрасному городу. Хотя, конечно же, времена моего детства были непростые, предвоенные... ГЬды блокады вся наша семья провела в осажденном Ленинграде. Я же был эвакуирован, а мать, отец и старшая сестра трудились простыми рабочими на заводе станков и автоматов... Однажды с ними едва не произошла беда. Все они собрались в кухне, и вдруг во время артиллерийского обстрела в комнату влетел фашистский снаряд. К счастью, не взорвался. Приехали саперы и обезвредили.
— Михаил Иосифович! И все-таки, почему выбрали вы именно эту специальность, а не другую?
— Так сложились обстоятельства. В эвакуации я жил вначале в Омске, затем в Тобольске и пятнадцатилетним парнишкой попал в военную артиллерийскую спецшколу. Это нечто похожее на нынешние кадетские корпуса. Два года учился, мечтая по окончании оказаться на фронте, но... по трагической случайности получил тяжелую травму и попал в госпиталь. Затем был Ленинградский военно-морской госпиталь, из которого я выписался лишь в декабре 1945 года. Естественно,
6
встал вопрос: как жить дальше? В нашей огромной, около 140 квадратных метров, квартире с двумя кухнями жили две семьи: наша, многодетная, рабочая, и профессора Николая Николаевича Осипова, специалиста по строительным конструкциям. Одна из его дочерей была архитектором, а другая, Ия Николаевна, — кандидатом наук, преподавала в ЛИСИ водоснабжение и канализацию. Однажды мы с ней разговорились, и она предложила: «Поступай в наш институт!». «Акак? — спросил я. - У меня ведь нет десятилетки». «А ты иди на подготовительные курсы в ЛИСИ», —ответила Ия Николаевна. Вот так по её совету я поступил на курсы, параллельно заканчивая среднюю школу. К слову, курсы эти прошли сразу же после войны многие известные ленинград-
, в том числе вчерашние фронтовики. К примеру, будущий ректор СИ Николай Яковлев, главный архитектор города Геннадий Булда-5... Фронтовики-орденоносцы, они были старше меня.
— Не тогда ли состоялась ваша романтичная встреча с будущей другой? Лилия Николаевна вернулась из эвакуации, и у нее тоже было аттестата зрелости?
— Верно. Словно наяву вижу тот мартовский день. Подготовитель -е курсы находились в здании ЛИСИ, я спускался вниз по ступень-и, а навстречу поднимается удивительно привлекательная девуш-Раскрасневшаяся от быстрой ходьбы, в капюшоне, покрытом ис-пцимся снегом, с огромными сияющими глазами. На ходу обменять мы взглядами, и, как мне показалось, какая-то искра между нами □скочила... В общем, вместе мы окончили курсы и школу, вместе ?овились поступать в вуз. И поступили. Она — в Ленинградский жтротехнический институт связи на Петроградской стороне, а я — факультет теплогазоснабжения и вентиляции ЛИСИ.
— Институт вы окончили в 1951 году и попали в ЛИОТ—Лснинг-цский институт охраны труда. Вас туда распределили по разна-цке или учитывалось личное пожелание?
— ЛИСИ я окончил с отличием, и у меня была возможность выбо-. Чем и воспользовался — тянуло в науку. Ленинградский институт эаны труда в области промышленной вентиляции и кондициони-вания воздуха был головным в стране, и я, младший научный со-удник, с головой окунулся в творческую атмосферу лаборатории омышленной вентиляции. Через четыре года я стал старшим на-ным сотрудником, а впоследствии возглавил лабораторию. В 1988-гри лаборатории объединили в отдел промышленной вентиляции, ндициоиирования и обеспыливания воздуха. Отдел насчитывал оло пятидесяти сотрудников, и меня назначили его руководителем решению ВЦСПС.
— В вашем служебном кабинете обращают на себя внимание пор-еты ученых. Это бывшие коллеги?
— Когда я пришел в ЛИОТ, все они были кандидатами наук, заведу-цими лабораторий. Лев Соломонович Клячко впоследствии стал
доктором технических наук, известным специалистом по испарению жидкости и аэродинамике вентиляторов Петр Васильевич Участкин — будущий доктор наук и лауреат ГЬсударственной премии Владимир Николаевич Тетеревников — человек высокой культуры, сын известного ученого Тетеревников и Участкин, а они дружили между собой, стали впоследствии разработчиками первых отечественных кондиционеров. И, наконец, доктор наук, профессор Петр Аркадьевич Коузов, крупный специалист в области обеспыливания воздуха Словом,* институт наш был научным центром промышленной вентиляции, настоящей творческой лабораторией, все мы в этом здании жили не только наукой. В коллективе, объединенном общими профессиональными интересами, витал дух подлинного товарищества, бескорыстной дружбы, духовного единения. Мы не только много и увлеченно работали, но и полноценно, раскованно, с неизбывною выдумкой отдыхали. Лыжные прогулки, летние десанты на природу, веселые капустники, в которых принимали участие любимые артисты, — всего не перечислить К слову, само здание на Гагаринской, 3. таило в себе некую тайну. Сюда, во дворец княгини Екатерины Михайловны Юрьевской, урожденной княжны Долгоруковой, приезжал ее возлюбленный император Александр Второй
— Традиции в науке, преемственность поколений — все это сквозит во многих ваших публикациях, выступлениях...
— Знаете, однажды в Норвегии в городском парке Осло меня поразила своим простым и точным философским смыслом скульптурная композиция Стела, представляющая группу человеческих тел, стоящих последовательно на плечах друг у друга. В этом — символ развития цивилизации. Традиции в науке тоже передаются из поколения в поколение Повредить и разрушить их очень просто, а вот накапливается он столетиями. Я воспитан сам и воспитывал других именно на пресловутом законе канона' творчески усвоить наследие прошлого и привнести в него что-то свое Если, конечно, есть что привносить...
— А как так вышло, что вы, человек сугубо партикулярный, докторскую диссертацию защищали не в гражданском вузе, а в военном?
— К тому времени умер заведующий кафедрой отопления, теплоснабжения и вентиляции ЛИСИ Георгий Алексеевич Максимов, доктор технических наук, профессор Возглавлял он её с 1942 года, способствовал не только обучению и воспитанию молодых специалистов, но и изданию учебника «Отопление и вентиляция» А его монография «Проектирование процессов кондиционирования воздуха» была одним из первых трудов в разработке актуальных научных проблем в нашей специальности Так вот, с уходом из жизни этого авторитетного ученого защищаться по моему профилю было практически негде. К счастью, представилась другая возможность — в Высшем инженерно-техническом училище имени генерала армии Комаровского. С помощью
8
двух видных военных ученых, полковников Евгения Васильевича Стефанова и Адольфа Адамовича Рымкевича, такая защита там состоялась
—Михаил Иосифович, вас знают не только ученые, но и профессионалы-практики, работающие в России и за рубежом. Особенно это касается судостроительных заводов, где большое внимание уделялось разработке эффективных систем местной и общеобменной вентиляции сварочных цехов?
— И не только судостроительных. Предложенные нами технические решения систем местной и общеобменной вентиляции реализованы на таких гигантах отечественной промышленности, как Волжский автомобильный завод, Ржевбашкран, Нефтекамский завод автосамосвалов и на сотнях других предприятий
— А были ли неудачи по внедрению научных разработок в производство?
— Ну не то чтобы неудачи. . Чаще всего мешали обстоятельства. В середине восьмидесятых годов под моим руководством и при непосредственном участии была проведена работа по унификации воздухораспределительных устройств и организации в стране их массового выпуска. ГЬрбачевская перестройка не позволила полностью завершить начатое.
— Но именно в девяностые годы вы активно занимались экологическими проблемами аккумуляторных заводов. А судьба одного из них была в итоге решена благодаря вашей компетенции, авторитету и настойчивости?
— Действительно, согласно постановлению Минэлектро СССР, согласованному с Ленгорисполкомом, Ленинградский аккумуляторный завод (ЛАЗ), который выпускает весьма нужную для обороны страны продукцию, должен был с января 1993 года передислоцироваться в Чечню. Если бы это роковое решение состоялось, то после разрушительных чеченских кампаний можно себе представить, что стало бы с заводом и его кадрами Своевременно удалось создать независимую экологическую комиссию из крупнейших российских ученых в области экологии и охраны труда, которую мне городская мэрия поручила возглавить. В процессе работы мы провели объективную оценку технического состояния вентиляции и средств очистки воздуха на заводе «Балтэ-лектро», являющемся преемником ЛАЗа, и разработали комплекс технических решений по защите окружающей среды. По инициативе комиссии был поставлен вопрос о необходимости пересмотра предельно допустимой концентрации (ПДК) на свинец в воздухе рабочей зоны, так как установленные в нашей стране и фактически невыполнимые ПДК (на порядок более жесткие по сравнению с передовыми промышленно развитыми странами) дискредитировали нормативные документы и служили определенным тормозом для развития отечественной аккумуляторной промышленности, препятствуя закупке современных тех-
9
нологических линий и оборудования.
— И ПДК были пересмотрены?
— НПП «Экоюрус-Венто» совместно с Институтом медицины Российской академии медицинских наук провели работу по научному обоснованию возможности корректировки ПДК свинца в воздухе рабочей зоны. В ходе их пересмотра разработан комплекс профилактических и организационных мероприятий, позволяющих реально обеспечить на аккумуляторных заводах России вновь установленную величину ПДК.
— А какова судьба самого завода?
— В течение десяти лет я неизменно являюсь научным консультантом и главным специалистом на заводе «Балтэнерго» по проблемам защиты окружающей среды, а потому обстановку там хорошо знаю. В настоящее время на его территории по решению Правительства Российской Федерации создается новейшее предприятие по выпуску продукции оборонного значения. Это конкретная реализация той самой политики, которую проводит Владимир Владимирович Путин по укреплению обороноспособности страны и поддержке военно-промышленного комплекса.
— Вы имеете какое-то отношение к этому проекту?
— Мне поручены разработка и внедрение самых современных экологических решений, позволяющих сохранить завод в черте пятимиллионного мегаполиса, каким является наш город.
— Проект проектом, но когда намечена его реализация?
— С 1 января 2004 года он уже начнет выпускать крайне нужную для обороны страны уникальную, скажем так, продукцию...
— Михаил Иосифович, вы одновременно являетесь президентом АВОК Северо-Запад. Как вообще создавалась Ассоциация?
— В свое время на базе Ленинградского дома научно-технической пропаганды мы проводили десятки конференций, съездов и семинаров. И вот в ноябре 1989-го, в разгар перестройки, в здании Гпавленинградстроя на Невском проспекте, 1, проходила последняя конференция НТО Стройиндустрии. Один за одним выходили на трибуну делегаты и с тревогой говорили о том, что все рушится, наука недостаточно финансируется и недалек тот день, когда отрасль останется без новейших научных разработок. Вот тогда-то и возник разговор о том, что в Европе и США уже давно существуют инженерные ассоциации, объединяющие специалистов в области ОВК и мощнейшая из них - американская ASHRAE, созданная в 1895 году.
— Что стоит за аббревиатурой ASHRAE?
—Американское общество инженеров по отоплению, холодильной технике и кондиционированию воздуха... Ещё перед конференцией я просил своего друга, талантливого ученого и инженера Романа Яковлевича Цаля, переехавшего ещё в 1977 году в США и недавно, к сожалению, трагически ушедшего из жизни, чтобы он привез на эту кон
10
ференцию образцы документов по юридическому оформлению аналогичной организации. То есть Устав, программу и все остальное. И он такие документы привоз, переведя на русский язык.
— Сам он имел какое^о отношение к профессиональной американской ассоциации?
— Роман Яковлевич работал в крупнейших американских строительных компаниях, читал лекции в университетах США, Европы, Бразилии, Японии, Тайваня. А в ассоциации он был председателем ряда комиссий и автором раздела знаменитого справочника ASHRAE. На этой последней конференции Цаль выступил, рассказал о деятельности американских коллег и зачитал привезенные им документы. И вот тогда-то мы принял# решение избрать оргкомитет по созданию аналогичной Ассоциации в СССР. Меня избрали председателем оргкомитета. Из Москвы приехал Юрий Андреевич Табунщиков, нынешний президент АВОК. Он, кстати, тоже, будучи в США, где читал лек-1 щи, заинтересовался деятельностью ASHRAE. Мы все обсудили и постановили: в сложившихся условиях центр Ассоциации должен находиться в столице.
А потому уже в январе 1990 года собрались в Москве научредитель-1 юе собрание, с тем чтобы определиться с подготовкой и проведением । (ервого съезда АВОК в октябре того же года. И мы такой съезд прове-п и в Ленинграде. От принимающей стороны я был председателем оргкомитета по подготовке съезда АВОК.
— Много приехало гостей из-за рубежа?
— В работе приняли участие президенты и представители аналогичных ассоциаций США, Дании, Англии, Канады, Италии, Австрии, Финляндии и других стран. Местом непосредственного съезда был выбран теплоход, маршрут которого проходил по историческим местам Невы и Ладоги. Посетили делегаты и гости остров Валаам.
— Прошло более десяти лет. Состоялась ли АВОК как организация всероссийская?
—За прошедшие десять лет АВОК добилась больших успехов. Проведено семь съездов, два из которых — в Санкт-Петербурге, полтора десятка конференций и выставок «Москва - энергоэффективный город», многочисленные семинары в стране и за рубежом, создан пакет принципиально новых нормативных документов федерального и регионального уровней и осуществлено строительство первого в России демонстрационного энергоэффективного здания. Но, к сожалению, до настоящего времени так и не удалось вовлечь все регионы страны в активную работу в Ассоциации: в настоящее время около 90 процентов коллективных членов АВОК сосредоточены в Москве и Петербурге и лишь примерно 10 процентов— в остальных регионах. Именно поэтому с целью активизации деятельности по всей территории России президиум АВОК принял 29 февраля 2000 года решение о создании в федеральных округах самостоятельных некоммерческих парт-
11
нерств с последующим их объединением в единую Ассоциацию Пока такое некоммерческое партнерство удалось создать только в Петербурге Получение определенной самостоятельности (юридического адреса, расчетного счета) дало мощный импульс к интенсификации деятельности в регионе
— Ав чем это проявилось"?
— За сравнительно короткий срок количество коллективных членов возросло в пять раз, успешно функционирует с 2001 года журнал «Инженерные системы», создано издательство АВОК Северо-Запад, издается Каталог коллективных членов региона, а их уже более семидесяти Учитывая острую необходимость промышленных предприятий страны в информации о последних достижениях в нашей отрасли, впервые после почти десятилетнего перерыва проведена 1 -я Всероссийская научно-практическая конференция-выставка «Вентиляция, отопление и кондиционирование воздуха промышленных предприятий — пути повышения эффективности, экологической безопасности и энергосбережения» По материалам конференции издан сборник Мы убеждены в том, что необходимо оказать всемерную помощь и поддержку созданию некоммерческих партнерств во всех федеральных округах России Это, как показывает наш опыт, безусловно, будет способствовать активизации деятельности, объединению усилий кафедр, предприятий и вновь созданных фирм
— А что характерно для журнала «Инженерные системы» АВОК Северо-Запад?
— Большим успехом нашего журнала мы считаем формирование высокопрофессионального научно-технического совета (НТС), который объединил известных специалистов, возглавивших отдельные направления в тематике журнала
— И каковы основные цели издания"?
—Журнал ставит своей целью в первую очередь способствовать восстановлению высокого уровня отечественной науки в нашей специальности, рейтинг которой, к сожалению, в перестроечные годы существенно снизился, и возрождению отечественной промышленности путем публикации всего нового в части энергосбережения и экологической безопасности инженерных систем промышленных зданий. Наряду с этим мы стремимся поддержать производителей отечественного оборудования для отрасли путем установления более тесных контактов ведущих ученых по отдельным направлениям отрасли с предприятиями-производителями, а также пропаганды достижений отечественных производителей
— Их, судя по всему, на Северо-Западе становится все больше?
—Да, нельзя не отметить обнадеживающую тенденцию целый ряд коллективных членов АВОК Северо-Запад организовали или начинают организовывать свое производство оборудования для отрасли. Надо полагать, что эта тенденция имеет место и в других регионах страны
12
Пускай ещё не всегда представлен тот мировой уровень производства, но это обнадеживающая тенденция, которая позволяет нам с определенным оптимизмом смотреть в будущее.
— И последнее, Михаил Иосифович! Я знаю, что в редкие часы отдыха вы предпочитаете зимой лыжи, а летом прогулки, любите посещать театры и музеи, увлекаетесь коллекционированием. А что из всего этого самое-самое?
— Я люблю жизнь во всех её проявлениях, люблю встречаться с интересными людьми, но больше всего, конечно же, люблю свою семью и творческую работу. В них, согласитесь, и есть простой человеческий смысл жизни!
13
Основные условные обозначения
В, b—ширина, м;
D, d—диаметр, м;
F, f— площадь, м2;
H,h—высота, м;
J-длина, м;
х. у z— координаты, м;
v— скорость потока, м/с;
t — температура потока, К, °C;
Т— абсолютная температура, К;
At —избыточная температура, К, °C;
L—объемный расход, м3/ч;
р — давление, Па;
Q — количество теплоты. Вт;
М, J — количество движения (импульс) секундной массы, кг-м;
N — момент количества движения секундной массы, кг-м2;
р — плотность (объемная масса), кг/м3;
ср—удельная массовая теплоемкость, кДж/(кг-С);
а — угол расширения струи, град;
cv—удельная объемная теплоемкость, кДж/(м3-С);
а — температуропроводность, м2/с;
g — ускорение свободного падения, м/с2;
V — кинематическая вязкость, м2/с;
kL — коэффициент воздухообмена;
Q — коэффициент местного сопротивления;
X — коэффициент сопротивления трения;
Ц — коэффициент расхода;
ш — коэффициент изменения осевой скорости в струе;
п — коэффициент изменения избыточной температуры в стру
Кр — кратность воздухообхмена в помещении, 1 /ч;
~ г. ~ V.7
Re — критерии Рейнольдса,--;
14
gMt Ar—критерии Архимеда,—-— ;
gP At
Gr — критерии Грасгофа, -- •
V2T
Pr—критерий Прандтля, V/a.
Индексы
О — начальное значение;
v—скоростной;
t—тепловой, температурный;
с— стесненный;
х— текущее значение;
в.з — верхняя зона;
кр —критическое сечение;
м.о — местный отсос;
окр — окружающая среда;
р.з — рабочая или обслуживаемая зона;
сж — сжатый;
ср — среднее значение;
стр — струя;
ух—уходящий воздух;
экв — эквивалентный.
1. МЕТЕОРОЛОГИЧЕСКИЕ УСЛОЗИЯ В ПОМЕЩЕНИИ И ИХ СВЯЗЬ С РАСЧЕТОМ
ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛЕНИЯ
1.1. Требования к микроклимату по^е1Чений
Системы вентиляции и кондиционирования возд/ха предназначены для поддержании в рабочей зоне производствен^1* помещении и в обслуживаемой зоне общественных и жилых здР*ий требуемого состояния воздушной среды, характеризуемого тем^еРатУР2^’ влаж-ностью и скоростью движения воздуха, а также его чистотой.
Состояние воздушной среды помещений должно удовлетворять как санитарно-гигиеническим требованиям, так и треб(1Ваниям технологии.
В условиях научно-технического прогресса роль систем вентиляции воздушного отопления и кондиционирования ^°3Духа, предназначенных для поддержания нормируемых параметр^ воздушной среды в помещениях, неуклонно растет Применителы10 к помещениям промышленных зданий это обусловлено интенсифи^ац-ией производства с одновременным повышением санитарно-гигйеыических и тех" нологических требований к состоянию воздушной среды. Возрастают масштабы и сложность инженерных систем зда/ии-
Системы вентиляции, воздушного отопления и кондиционирования воздуха становятся значительными потребителями тепловой и электрической энергии, на их сооружение и экспл)гатаНию расходуют большие материальные и трудовые ресурсы [1].
В большинстве производственных помещений, а гакже практически во всех помещениях общественных и жилых зда;ши’ основная задача систем вентиляции и кондиционирования воздуха состоит в обеспечении состояния воздушной среды, отвечающего санитарно-гигиеническим требованиям [2], [3]. В нормативный матеРиалахгФи’ водятся предельно допустимые концентрации вреДНЬ1Х веществ, а также оптимальные и допустимые нормы темперазУРы’ относительной влажности и скорости движения воздуха.
Технологические требования к состоянию воздуппРи среды помещений определяются из условий обеспечения качестве^*1*01'0 протекания технологического процесса, а также сохранности обс?РУДОвания и гото" выхизделий. Они приводятся в ряде литературных^сточников HL [5], и желательна их увязка с санитарпо-гигиенически/14 требованиями. Под микроклиматом производственных помещений согласно [2], понимаются метеорологические условия внутренне11 среды этих помещений, которые определяются действующими на организм человека сочетаниями температуры, влажности, скорости Движения воздуха
16
и теплового излучения Нормированы два уровня параметров микроклимата оптимальный и допустимый Согласно [2] оптимальными являются такие сочетания количественных показателей микроклимата, которые при длительном и систематическом воздействии на человека обеспечивают сохранение нормального теплового состояния организма без напряжения механизмов терморегуляции, обеспечивая ощущение теплового комфорта и создавая предпосылки для высокого уровня работоспособности
Допустимыми являются такие сочетания количественных показателей микроклимата, которые при длительном и систематическом воздействии на человека могут вызывать изменения теплового состояния организма, сопровождающиеся напряжением механизмов терморегуляции, не выходящим за пределы физиологических приспособительных возможностей При этом не возникает нарушений состояния здоровья, но мотут наблюдаться дискомфортные теплоощуще-ния, ухудшение самочувствия и понижение работоспособности Систематическое напряжение механизмов терморегуляции при воздействии неблагоприятного микроклимата может вызывать также угнетение естественного иммунитета, способствовать повышению уровня заболеваемости и более раннему ухудшению физического состояния работающих
В табл. 1 1 приведены оптимальные и допустимые сочетания температуры, относительной влажности и скорости движения воздуха в рабочей зоне производственных помещений [2] В производственных помещениях верхнюю границу допустимой температуры воздуха в теплый период года, указанную в табл. 1 1 , допускается повышать на постоянных и непостоянных рабочих местах соответственно
не выше 31 и 32 °C — при легких работах,
не выше 30 и 31 °C — при работах средней тяжести,
не выше 29 и 30 °C — при тяжелых работах
Скорость движения воздуха при этом должна увеличиваться на 0.1 м/с, а относительная влажность воздуха понижается на 5 % на каждый градус повышения температуры, начиная от верхних границ допустимых температур воздуха, указанных в табл 1 1 Колебания температуры воздуха по горизонтали в рабочей зоне, а также в течение смены, допускается до 4 °C - при легких работах, до 5 °C — при средней тяжести работах и до 6 °C — при тяжелых работах
При этом абсолютные значения температуры воздуха, измеренной в различных участках помещений в течение смены, не должны выходить за пределы допустимых величин, указанных в табл 1 1
При воздействии на работающих интенсивного теплового облучения для защиты их от возможного перегревания следует предусматривать воздушное душирование, параметры которого и приводятся в табл 1 2 [3]
2 Зак 1034
17
00
ТЬблица 1.1
Оптимстънъгеидопустимъъенормытелтературъъотносителънойвлажности и скорости движения воздуха в рабочей зоне производственных помещений
Период года Категория работ Температура, °C Относительная влажность Скорость движения, м/с
опти-мальная допустимая оптимальная допустимая на рабочих местах, постоянных и непостоянных, не более оптимальная не более допустимая на рабочих местах постоянных и непостоянных, *)
верхняя граница нижняя граница
на рабочих местах
постоянных непостоянных постоянных непостоянных
Хо-
лод- Легкая-1а 22-24 25 26 21 18 40-60 75 0,1 Не более 0,1
ный и пе- Легкая-16 Средней 21-23 24 25 20 17 40-60 75 0,1 Не более 0,2
ре-ход-ные тяжести-Па Средней 18-20 23 24 17 15 40-60 75 0,2 Не более 0,3
ус- тяжести-Пб 17-19 21 23 15 13 40-60 75 0,2 Не более 0,4
ловия Тяжелая-Ш 16-18 19 20 13 12 40-60 75 0,3 Не более 0,5
Теп- Легкая-1а 23-25 28 30 22 20 60-60 55 (при 28 °C) 0,1 0,1—0,2
лый Легкая-16 22-24 28 30 21 19 40-60 60 (при 27 °C) 0,2 0,1— 0.3
Период года Категория работ Температура, °C Относительная влажность Скорость движения, м/с
опта-мальная допустимая оптимальная допустимая на рабочих местах, постоянных и непостоянных, не более оптимальная не более допустимая на рабочих местах постоянных и непостоянных, *)
верхняя граница нижняя граница
на рабочих местах
постоянных непостоянных постоянных непостоянных
Средней тяжести-Па 21-23 27 29 18 17 40-60 65 0,3 0,2-0,4
Теплый Средней тяжести-Пб 20-22 27 29 16 15 40-60 (при 26 °C) 70 0,3 0,2-0,5
Тяжелая-Ш 18-20 26 28 15 13 40-60 (при 25 °C) 75 0,4 0,2-0,6
(при 24 °C и ниже)
*) Большая скорость движения воздуха в теплый период года соответствует максимальной температуре воздуха, меньшая - минимальной температуре воздуха. Для промежуточных величин температуры воздуха скорость его движения допускается определять интерполяцией; при минимальной температуре воздуха скорость его движения может приниматься также ниже 0,1 м/с - при легкой работе и ниже 0,2 м/с - при работе средней тяжести и тяжелой.
Оптимальные и допустимые значения температуры, относительной влажности и скорости движения воздуха в обслуживаемой зоне жилых, общественных и административно-бытовых помещениях приведены соответственно в табл 1 3
1.2. Связь между нормируемыми метеорологическими условиями и расчетными параметрами приточных струй
Нормативным требованиям должны соответствовать измеренные в натуре, те фактически действующие на организм человека, сочетания t. <р и v [2] Только в этом случае условия микроклимата в рабочей или обслуживаемой зонах мотут считаться соответствующими санитарно-гигиеническим требованиям В то же время руководящие материалы по расчету воздухораспределения оперируют экстремальными скоростями vx и перепадами температур Atx = tx -tb в местах поступления приточных струй в рабочую или обслуживаемую зону помещения Здесь tx и tb — температуры на оси струи и в рабочей (обслуживаемой) зоне Опыт показывает, что при благоприятных средних значениях температуры, влажности и скорости движения воздуха в помещении в отдельных местах рабочей или обслуживаемой зоны и в первую очередь в местах поступления приточных струй охлажденного воздуха мотуг создаваться перепады температур струй (температурные контрасты), вызывающие местное охлаждение участков тела человека, воспринимаемое как ощущение «сквозняка» Такое ощущение может создаваться также в результате местного воздействия на какой-либо участок поверхности тела повышенной скорости движения воздуха, имеющего температуру, равную температуре окружающего воздуха В связи с изложенным весьма важным является установление взаимосвязи между нормируемыми метеорологическими условиями и экстремальными параметрами приточных струй, поступающих в рабочую или обслуживаемую зону помещения Это особенно существенно при подаче в помещение охлажденного воздуха, так как на оси охлажденной струи наблюдаются наиболее высокие скорости и наиболее низкие температуры
Проведенные американскими учеными исследования [6] показали, что у нормально одетого человека наиболее чувствительным к ощущению сквозняка является затылок Это позволяет сделать вывод о том, что расчет систем воздухораспределения следует вести применительно к наиболее опасному по возможности создания сквозняка верхнему уровню рабочей или обслуживаемой зоны При применении напольной подачи приточного воздуха наиболее чувствительными к сквознякам являются стопы ног
На рис 1 1 приведены данные, характеризующие процент испы-
20
Таблица 1 2
Расчетные нормы температуры и скорости движения воздуха при воздушном душировании
Категория работ Температура воздуха в рабочей зоне вне струи, Скорость движения воздуха в душирую-щей струе на рабочем месте, м/с Температура смеси воздуха в душирую-щей струе, °C, на рабочем месте при поверхностной плотности лучистого теплового потока, Вт/м2
140-350 700 1400 2100 2800
Легкая-1 28 1 28 24 21 16
2 28 26 24 20
3 28 26 24
3,5 27 25
Средней 27 22
тяжести-П 28 2 28 24 21 16
3 27 24 21 18
3,5 28 25 22 19
Тяжелая-1П 26 2 25 19 16
3 26 22 20 18 17
3,5 23 22 20 19
Таблица 1.3
Оптимальнъгеидопуапимъгенормытелтературьь относительной влажности искоростидвижения воздуха в обслуживаемой зоне жилых, общественных и административно^1товьиспомещений
Период года Температура Относительная влажность, % Скорость движения воздуха, м/с
Опти-мальн. Допуст. Опти-мальн. Допуст. Опти-мальн. До-пуст.
Геплый 20-22 22-25 Не более чем на 3° выше расчетной температуры наружного воздуха 60-30 60-30 0,5 0,2 0,3 0,5
Холод-ныйи переходный условия 20-22 18-22 45-30 65 0,2 0,2
туемых, у которых в состоянии покоя при постоянной температуре окружающего воздуха, равной 21 °C, те или иные сочетания местных перепадов температуры Atx и скорости vx вызывали неблагоприятные теплоощущения в затылочной части головы. Как видно из рисунка, для одной и той же скорости движения воздуха относительное число людей, ощущающих сквозняк, тем больше, нем больше перепад температур. Для обеспечения благоприятных теплоошущений по мере увеличения скорости движения воздуха необходимо снижать перепад температур Atx.
Различными авторами были предпринятыпопытки получить (главным образом при легкой работе) связи, оценивающие эффективность воздухораспределения в помещении. В Швеции Д. Рюдбергом [7] было предложено производить оценку при помощи эффективного перепада температуры 0, связывающего фактический перепад Atx температуры со скоростью vxb данной точке струи зависимостью:
0 = tb-t+8vx. (1,1)
Для помещений, в которых предъявляются высокие требования к воздухораспределению и люди находятся на фиксированных местах, 0=1. Для помещений, в которых люди находятся в движении, 0 = 3.
Были предложены и другие мегоды оценки качества воздухораспределения: Г.Штраубом в США [8], П.Фангером [9] в Дании. Наиболь-
22
Рис 1.1. Влияние сочетания скорости движения vx и разности его температур txHa ощущение «сквозняка».
шее распространение нашел метод, предложенный Р.Невинсом [10]. Этот метод, получивший название стандарта ADPJ («Эйр Дисьтрибьюшн Перформанс Индекс»), базируется на данных, полученных Ф. Хоутеном [6]. Связь между перепадом температуры и скоростью движения воздуха:
О = tx- tb-7,66 (v-0,15). (1.2)
При легкой работе комфортная зона охватывает область со значениями -1,67°С <0< 1,11 °C Скорость движения воздуха при этом ограничивается величинами 0 0,36 м/с. Предельные значения 0 получены из условия, что у 80% испытуемых возникло ощущение комфорта.
11ормативные требования (табл. 1.1) регламентируют верхнюю и ниж-
мюю границу допустимых температур воздуха в их сочетании с его скорое чью и относительной влажностью. Тем самым предопределяется пред-сгавление о некоторой зоне этих сочетании, принципиальная схема которой показана на рис. 1.2. Внутри такой зоны должны находиться все измеренные в натуре значения параметров воздуха в их различных сочетаниях. По распределению измеренных параметров внутри или снаружи зоны можно судить о качестве систем воздухораспределения, о соответствии условий микроклимата допустимым или оптимальным нормам. Именно это принципиальное положение должно быть принято в качестве исходного для проектирования и санитарно-гигиенической
оценки систем воздухораспределения.
С другой стороны, это положение предъявляет и новые требования к содержанию самих нормативных документов — требование о том, чтобы их формулирование и конкретные представления табличных данных позволили построить такие, полностью замкнутые, зоны практически пригодные для проектирования и оценки воздухораспределения. Учитывая, что современные нормы параметров микроклимата |2] уже прямо не связаны ни с наружным климатом, ни с избытками явного тепла, построение этих зон принципиально возможно для всей территории страны, те. для I-III и IV ее строительно-климатических районов.
11од руководством В.Н. Тетеревникова и JI.B. Павлухина выполнен ряд исследований [11], позволивших построить теплофизические модели тепломассообмена работающего человека с окружающей средой. Авторам удалось установить границы областей (зон) оптимально-допустимо сочетаний температуры и скорости движения воздуха для различных видов физической нагрузки, способов подачи приточного воздуха,
23
Рис. 1.2. Принципиальная схема оптимальных и допустимых сочетаний температуры и скорости движения воздуха: 1,2 — допустимые границы соответственно по перегреву и охлаждению: 3 — оптимальные сочетания: 4 — границы локального охлаждения: 5,6 — допустимые границы соответственно по минимальной и максимальной скорости воздуха.
видов рабочей одежды и условий теплового облучения. На основе обобщения результатов исследований В.Н. Тетеревникову и Л.В. Павлухину [ 11] также удалось получить рекомендуемые сочетания перепадов температур Atx и скоростей движения воздуха vx. Достоинством указанных исследований является то, что эти сочетания установлены для различных значений температуры окружающего воздуха tB как при легкой, так и при других категориях тяжести работы. Уместно подчеркнуть, что при подаче струй нагретого воздуха (работа системы в режиме воздушного отопления) ощущение дискомфорта в результате местного перегрева какого-либо участка тела, как показывают наблюдения, возникает значительно реже. В связи с этим перепады тем
ператур при подаче нагретого воздуха могут быть существенно увеличены по сравнению со случаем подачи охлажденного воздуха.
Однако полное решение задачи построения таких зон на основе данных ГОСТ в настоящее время оказывается невозможным. Предстоит научная проработка и выдача практических рекомендаций по следующим основным вопросам:
дальнейшая метод ическая проработка построений верхней и нижней границ зон оптимальных и допустимых параметров воздуха в пределах значений всех нормируемых сочетаний величин от их минимума до максимума;
уточнение построений правой границы зоны, связанной с возможными максимальными значениями скоростей движения воздуха при различных его температурах в пределах нормативных ее значений; »
уточнение левой границы зоны по минимально допустимы^ значениям скорости движения воздуха при различных его темпера^ турах и категориях тяжести работы;
то же, по минимальным значениям относительной влажности воз-’ Духа;
дополнительная проработка влияния фактора времени применительно к принятой формулировке постоянного и непостоянного рабочего места с целью уточнения построений границ зон для обоих случаев оценки.
24
Впредь до решения этих задач при проектировании воздухораспределения следует пользоваться регламентируемыми СНиП 2.04.OS-91* [3] дифференцированными связями между нормируемыми параметрами микроклимата и экстремальными параметрами приточных струй.
Максимальную скорость движения воздуха vx в приточной струе при входе ее в рабочую или обслуживаемую зоны (или в обратном потоке) следует принимать
v=kvH, (1.3)
где vH— нормируемая скорость движения воздуха (табл. 1.1-1.3), к — коэффициент перехода от нормируемой скорости движения воздуха в помещении к максимальной скорости в струе (обратном потоке) согласно табл. 1.4.
Максимальную или минимальную температуру tx в приточной с груе при входе ее в рабочую или обслуживаемую зоны (или в обратном потоке) следует принимать:
а) при восполнении недостатков теплоты в помещении .
t=V-Atx, (1.4)
б) при ассимиляции избытков теплоты в помещении
tx=tH-Atx, (1.5)
где ^—нормируемая температура воздуха (табл. 1.1 -1.3),
Atx— допустимое отклонение температуры воздуха в струе (обратном потоке) от нормируемого в соответствии с табл. 1.5.
При размещении воздухораспределителей в пределах рабочей или обслуживаемой зон скорость движения и температура не нормируются на расстоянии до 1 м от воздухораспределителя. Как следует из приведенных материалов, выбор расчетных значений vx, tx, Atx непосредственно связан с нормируемыми параметрами микроклимата (оптимальными или допустимыми), категорией тяжести работ и места размещения людей относительно воздуховыпускного устройства.
Эти материалы в настоящее время могут служить переходным звеном, обеспечивающим конкретную связь нормируемых [2] параметров воздуха в помещении с их расчетными значениями [12, 13].
25
Коэффициенты К перехода от нормируемой скорости движения воздухакмаксималънойскорости воздуха в струе
Таблица 1.4
Метеорологические условия Размещение людей К при категориях работ
легкой-1 средней тяжести-11, тяжести-Ш
Допустимые В зоне прямого воздействия приточной струи воздуха в пределах: а) начального участка и при воздушном душировании; б) основного участка. Вне зоны прямого воздействия приточной струи воздуха В зоне обратного потока воздуха 1 1,4 1,6 1,4 1 1,8 2 1,8
Оптимальные В зоне прямого воздействия приточной струи воздуха в пределах: а) начального участка; б) основного участка. Вне зоны прямого воздействия приточной струи или в зоне обратного потока воздуха 1 1,2 1,2 1 1,2 1,2
Примечание. Зона прямого воздействия струи определяется площадью попереч-ного е.ечения та пределах. «.оггорои скорость движения воздуха изменяется от
максимальной до 0,5 v .
Т&бяица I. 5
Допустимоеотклонениетемпературъг, °C, вприточной струе от нормируемой температуры воздуха в обслуживаемой илирабочей зоне№х
Метеорологические условия Помещения Допустимое отклонение температуры, °C
при восполнении недостатков теплоты в помещении при ассимиляции избытков теплоты в помещениях
Размещение людей
в зоне прямого воздействия приточной струи вне зоны прямого воздействия струи в зоне прямого воздействия приточной струи вне зоны прямого воздействия приточной струи
Допустимые Жилые, общественные и административно-бытовые Производственные 3 5 3,5 6 1,5 2 2 2,5
Оптимальные Любые, за исключением помещений, к которым предъявляются специальные технологические требования 1 1,5 1 1,5
2. ОСНОВНЫЕ СПОСОБЫ РАЗДАЧИ ПРИТОЧНОГО ВОЗДУХА
2.1. Значение правильной организации воздухораспределения и состояние исследований в этой области
Санитарно-гигиеническая и энергетическая эффективность систем вентиляции, воздушного отопления и кондиционирования воздуха, как показывает опыт, во многом зависит от рациональной организации воздухообмена и, в частности, от правильности определения расхода приточного воздуха и способа его распределения в помещениях.
Опыт показывает, что из-за неудачной организации воздухообмена в помещении и, в первую очередь, неправильного выбора и расчета воз-духораспределительныхустройств не удается обеспечить в рабочей зоне помещения заданных параметров воздушной среды. Работа систем в режиме воздушного отопления при плохо организованном выпуске нагретого воздуха характеризуется значительным градиентом температуры по высоте, что приводит к неудовлетворительным условиям в рабочей зоне и перерасходу теплоты на обогрев зданий. При работе систем в режиме охлаждения в местах внедрения приточных струй мотут создаваться повышенные скорости и перепады температуры, сопровождающиеся, как уже отмечалось, неприятным ощущением сквозняка. Неправильный расчет систем воздухораспределения может приводить к образованию застойных (невентилируемых) зон, в которых происходит повышение температуры воздуха или концентрации вредных примесей. В связи с этим необходимо уделять большое внимание выбору способа воздухораздачи, конструкции и мест расположения воздухо-выпускных устройств, а также определению начальных параметров подаваемого в помещение воздуха. В соответствии с лребовапиями Санитарных норм, температуру воздуха и скорость его выпуска из воздухораспределителей систем вентиляции, воздушного отопления и кондиционирования следует определять расчетом таким образом,чтобы в рабочей зоне были обеспечены нормируемые метеорологические условия при наименьших объемах притока и наименьшем числе воздухораспределителей. Расчет воздухораспределения, согласно действующим нормативным документам [1,2], базируется на закономерностях турбулентных струйных течений.
Наибольшее влияние на развитие аэродинамики вентиляционно-отопительных систем, в том числе систем воздухораспределения, оказали работы Г.Н. Абрамовича [3,4], И.А. Шепелева [5...8], В.Н. Талиева [9], в которых дана теория свободных турбулентных струй, послужившая основой для разработки методов расчета воздухораспределительных уст
28
ройств. Первой отечественной работой, установившей качественную связь между параметрами в рабочей зоне и на истечении приточного воздуха, по праву следует считать работу В.В. Батурина и В.И. Ханжон-кова [10], исследовавших в конце 30-х гг. картину течений воздуха в вентилируемых помещениях. Было установлено, что циркуляция потоков воздуха в помещении определяется, в первую очеред ь, приточными струями и зависит от размеров и местоположения источников их образования. Работы, ставившие целью выявить количественные связи между условиями на истечении приточного воздуха и в рабочей зоне помещения, появились в 40—50-х гг. Главное внимание в этот период уделялось исследованию в лабораторных и натурных условиях сосредоточенного выпуска воздуха: работы Н.Н. Садовской, PH. ГЪбзы. В. А. Бахарева и В.Н. Трояновского [11]. На основе проведенных исследований были установлены закономерности развития воздушных потоков в ограниченном пространстве и предложены методы расчета этого способа подачи воздуха. Рассредоточенная подача воздуха через щелевые отверстия применительно к текстильным фабрикам изучалась Н.С. Сорокиным [12], впервые предложившим оценивать эффективность организации воздухообмена в помещениях, обслуживаемых системами механической вентиляции. В результате исследования рассредоточенной подачи приточного воздуха через перфорированные воздухопроводы прямоугольного и круглого сечений М. И. Цэимитлиным определена область применения и разработан метод расчета этого вида подачи [13].
В связи с повышением требований к равномерности распределения параметров воздушной среды в производственных помещениях проблема воздухораспределения становится одной из наиболее актуальных в вентиляционно-отопительной технике; в 60-х гг. существенно возрастает объем исследований в области воздухораспределения. Большинство выполненных работ посвящено созданию методов расчета систем воздухораспределения, базирующихся на закономерностях вентиляционных струй. Такой подход нашел развитие в работах Б.В.Баркалова [14], И.Л. Плюса [15], Л.М. Дудинцева [16], Е.И. Полякова, В.И. Полушкина [17]. В.Н. Посохина [18], М.Д. Тарнопольского [19] и других отечественных специалистов. Обоснование возможности расчета систем воздухораспределения по параметрам приточных струй дано в работах П. В. Участкина [20].
С начала 70-х гг. в нашей стране уделялось значительное внимание созданию и внедрению воздухораспределителей с закручивающими воз-дупшый поток устройствами и разработке инженерных методов их расчета: работы В.В. Ловцова, Б.И. Потехина и Л.Я. Баландиной, Э.А. Туо-маса [21], Л. С. Васильевой и К. Ш. Рахимова.
Исследованию импульсных и свободно закрученных струй посвящен ряд работ Н.С. Зерцалова [22], которым установлены основные закономерности формирования и развития этого вида струйных течений.
29
Исследованию приточных струи применительно к задачам воздухораспределения посвящен ряд работ и за рубежом. Наиболее значительные из них—А. Кестела [23], Г. Тьюва [24], Г. Штрауба [25] (США), П. Бехера [26], В. Линке [27], В. Регеншайта [28] в ФРГ, Д. Рюд-берга [29] в Швеции.
На основе закономерностей развития вентиляционных струй у нас в стране были разработаны методы расчета систем воздухораспределения.
На первом этапе создан метод расчета по «опасной точке», когда нормируемые параметры воздушной среды связывают с максимальными в приточной струе в месте поступления ее в рабочую зону либо с параметрами в расчетном сечении при сосредоточенной подаче воздуха и непосредственном выпуске в рабочую зону. Успешному развитию этого этапа работ способствовали перечисленные выше отечественные исследователи. На основании выполненных работ подготовлены и утверждены ТЪсстроем СССР нормативные документы «Указания по расчету приточных воздухораспределительных устройств. Серия АЗ-358» (1968г.) и «Указания по расчету воздухораздачи через перфорированные потолки и панели» (1970 г.).
Цикл исследований, выполненных в С.-Петербургском НИИ охраны труда (ВНИИОТв Ленинграде, ЛИСТ), стал основой второго этапа расчета воздухораспределения—установления взаимосвязи между параметрами приточных струй в месте их поступления в рабочую зону и распределением этих параметров по площади помещения. М. И. 1рнмитлиным была выявлена зависимость степени равномерности распределения нормируемых параметров воздушной среды в рабочей зоне от условной относительной площади свободной струи в месте ее входа в рабочую зону. Обоснован подход к выбору наиболее рациональной схемы воздухораспределения, размещению воздуховьшускных устройств с учетом скоростной и температурной характеристик воздухораспределителя и размеров помещения.
Логическим развитием научных исследований в этой области стала разработка третьего этапа расчета воздухораспределения—установле-ния взаимосвязи между параметрами воздуха в рабочей зоне и в объеме вентилируемого помещения [30, 31]. Одной из важнейших задач этого этапа явилось создание аналитических методов вычисления коэффициентов воздухообмена, связывающих между собой параметры удаляемого воздуха и воздуха рабочей зоны помещения, с учетом того, что определение воздухообмена неразрывно связано со способом раздачи приточного воздуха. Г.М. Позину удалось решить эту задачу на основе создания приближенных математических моделей вентилируемых помещений как объектов с сосредоточенными параметрами для основных способов подачи воздуха в производственные помещения, оборудованные механической вентиляцией. Уместно отметить, что разработка ма
30
тематических моделей помещении для решения задач строительной теплофизики выполнена В.Н. Богословским [32], Ю. А. Табунщиковым [33], а для аэрации зданий — И.А. Шепелевым [34] и др.
В новом нормативном документе «Рекомендации по выбору и расчету систем воздухораспределения. Серия АЗ-669» [2] наряду с методами расчета воздухораспределения по «опасной точке» отражены материалы по определению равномерности распределения параметров по площади рабочей зоны и вычислению коэффициента воздухообмена. Отметим, что на основе разработанных методов расчета воздухообмена и воздухораспределения написана глава «Организация воздухообмена и распределение воздуха в помещениях» последнего издания «Справочника проектировщика» [1]. Изложенные в ней материалы используются и в настоящее время различными организациями (фирмами) для подготовки методических рекомендаций по расчету струйных течений при выпуске воздуха через различные типы воздухораспределительных устройств.
В последние годы разработан ряд новых способов воэдухораспре-деления и методов их расчета: с направляющими струями; наклонными струями; «затоплением» рабочей зоны; напольной подачей через панели с закручивающимиустройствами; вихревой подачи. Следует отметить, что такие системы широко применяют и в зарубежной практике. Изучение влияния начальной интенсивности турбулентности на развитие вентиляционных струй проводили и в НИИ-ОТе в С.-Петербурге, в Минске и Донецке.
Определение воздухообмена во взаимосвязи со способом раздачи приточного воздуха, а также необходимость учета неизотермич-ности приточных струй, их взаимодействия и влияния ограждающих поверхностей сделали расчеты систем воздухораспределения достаточно сложными. В связи с этим одной из насущных задач повышения уровня проектирования вентиляционных систем явилась разработка программ расчета воздухообмена и воздухораспределения на ЭВМ. В результате совместных усилий НИИОТ в С.-Петербурге. НГАСУ (Новосибирск), Гйпрохиммаша (Киев) и СантехНИИ-проекта (Москва) такая программная система «ВОЗДУХОРАСПРЕ-ДЕЛЕНИЕ» была разработана [ 1,54]. В дальнейшем на ее основе были созданы программы для расчета воздухообмена и воздухораспределения на ПЭВМ [35] (подробнее об этом см. в главе 8.).
С учетом полученных данных по регулируемым воздухораспределителям, новым способам подачи приточного воздуха, использованию программ расчета на ЭВМ воздухообмена и воздухораспределения были разработаны НИИОТ(С.-Петербург), ЦНИИпром-зданий и СантехНИИпроектом «Рекомендации по выбору способов подачи и типов воздухораспределительных устройств в промышленных зданиях. Серия АЗ-960» [36]. Основные принципы расчета, разрабо-
31
тайные в упомянутых выше нормативных документах, сохраняют свою актуальность и в настоящее время.
Следует отметить и другое, развитое в 60-70-х годах во ВНИИГСе (Л. С. Клячко и Л. Б. УспенсШя), направление научных исследований — создание «предельно вероятностного» метода расчета воздухо-распределения, базирующегося на обобщении приемами математической статистики полученных на основе физического моделирования экспериментальных данных [37, 38] Обладая определенным достоинством (сравнительно быстрое получение результатов), этот метод имеет и существенный недостаток — неправомочность распространения полученных данных на другой класс объектов, отличных от исследованных.
В связи с развитием вычислительной техники и более современными методами исследований микроструктуры турбулентных течений в 70 — 80-х годах создалось новое перспективное научное направление — определение закономерностей формирования скоростных и температурных полей в вентилируемом помещении на основе решения численными методами на ЭВМ системы уравнений, включающей уравнение движения Навье-Стокса, уравнение энергии, а также уравнение переноса и диссипации турбулентной кинетической энергии (П.Нильсен в Дании [39], Б. Ханель в Германии [40], М.Я. Поз [41], А.А. Бакланов [42] и др. в России).
П.Нильсен одним из первых предпринял попытку решить теоретически задачу определения скоростей и температур в вентилируемом помещении при подаче воздуха плоскими струями (двухмерная задача) на основе решения численными Методами на ЭВМ системы уравнений, включающей уравнение движения Навье - Стокса, уравнение энергии, а также уравнение переноса и диссипации турбулентной кинетической энергии. Теоретически полученные функции тока и изотермы хорошо согласуются с результатами опытов. Хотя П. Нильсеном рассмотрена простейшая схема и решение, даже с помощью ЭВМ, достаточно трудоемко, такой подход представляется перспективным.
Б. Ханелем решалась задача теоретического определения характеристик турбулентного движения. Основным методом определения этих характеристик в струях до последнего времени являлся эксперимент [43]. Исходя из уравнений движения Рейнольдса, решаемых совместно с уравнением движения вихря и уравнением функции тока, и используя предложенное А.Н. Колмогоровым соотношение для определения турбулентной вязкости, автор [40] рассчитал численными методами с помощью ЭВМ значения напряженности вихря, энергии турбулентности и др. В решении Б. Ханнеля не учитывается генерирование турбулентности в самой струе. Недостатки математической модели приводят к несовпадению результатов расчетов и опытов, особенно применительно к струям с малой начальной турбулентностью.
32
М. Я. Позом [41] разработаны методы расчета аэродинамики, тепло- и массопереноса воздушных потоков вентилируемых помещений с использованием уравнений Навье-Стокса (Рейнольдса) и метода «склейки» течений, позволяющие определить поля скоростей и температур в объеме помещения. Установленные им зависимости между турбулентным напряжением Рейнольдса, турбулентной кинетической энергией, диссипацией турбулентной энергии для струй и эжектируемых ими воздушных потоков, развивающихся в замкнутом объеме, позволяют «замкнуть» систему уравнений Рейнольдса. В последнее десятилетие, благодаря фундаментальным исследованиям в гидромеханике, значительному прогрессу в области вычислительной техники и численных методов анализа, математическое моделирование становится в зарубежных и отечественных исследованиях одним из основных методов изучения процессов движения газовых сред и тепломассопереноса. Применительно к расчету вентиляционных процессов можно отметить создание в институте автоматизации проектирования РАН (Москва) отечественного программного комплекса FlowVision [44], проведение исследований по сопоставлению точных и приближенных математических моделей в РНЦ «Прикладная химия» (С. -Петербург) [45], изучение ряда вопросов вентиляции в С.-Петербургском [46] и Новосибирском [47] архитектурно-строительных университетах. В 1996 г. выпущена первая версия пакета программ COOLIT, разработанного совместно компаниями «Daat Research Corporation» (США) и «Новые Технологии и Сервис» (Россия) и представляющего собой мощный инструмент для решения широкого круга прикладных задач гидродинамики и теплопереноса, в том числе и для расчета скоростных и температурных (газовых) полей в вентилируемых и кондиционируемых помещенях.
Все же основные успехи этого направления, связанные с решением практических задач воздухораспределения в помещениях различного назначения, еще впереди.
2.2. Требования к организации воздухообмена и воздухораспределения
Характер ра определения теплоты, влаги и примесей вредных веществ в вентилируемом помещении определяется главным образом возникающими воздушными течениями, которые, в свою очередь, зависят от принятого способа организации воздухообмена.
Решающая роль в формировании полей температур, скоростей и концентраций примесей принадлежит приточным струям и создаваемым ими циркуляционным течениям. При помощи приточных струй можно обеспечивать в определенных зонах помещения заданные параметры воздушной среды, существенно отличающиеся от таковых в окружающем простран-
3 Зак. 1034
33
стве (воздушные души, воздушные оазисы); создавать воздушные завесы, препятствующие врыванию в помещения холодного воздуха; применять устройства, способствующие сдуву вред ных веществ к месту организованного их удаления.
Конвекгивные(тепловые) струи, формирующиеся вблизи стен и поверхностей оборудования, имеющих температуру, отличающуюся от температуры окружающего воздуха, также могут оказывать существенное влияние на распределение вред ных веществ в помещении.
Тепловые струи, возникающие над нагретым оборудованием, спо-собствуютвыносу теплотыивредныхпримесейвверхнюю зону помещений. Мощные конвективные потоки переносят в верхнюю зону помещений газы и пары даже в том случае, если они тяжелее воздуха. В связи с этим, в производственных помещениях, в которых доминирующую роль играют тепловые струи, удаление воздуха системами общеобменной вентиляции целесообразно производить из верхней зоны. Приточный воздух в таких цехах целесообразно подавать струями малой относительной дальнобойности, чтобы сохранить возникающий положительный градиент температур и концентраций по высоте помещения, а также чтобы не вовлекать более нагретый (захрязненный) воздух из верхней в рабочую зону
При одновременном выделении теплоты и вредных паров и газов с плотностью, меньшей плотности воздуха, коэффициенты воздухообмена по газам кгь и теплоте kfL практически совпадают (кгь ® k*L), поэтому все изложенное выше распространяется на организацию общеобменной вентиляции и при разбавлении газовых вред ностей.
Практические рекомендации по удалению воздуха системами обгце-обменнойвентиляццивзависимостиотудельноговесавыделяющихсявред-ностей и устойчивости воздушно-тепловыхпотоков, направленных вверх, изложены в [48].
В цехах с выделением пыли удаление воздуха системами общеобменной вентиляции рекомендуется предусматривать из нижней зоны. Отметим, что этот вопрос достаточно сложен и до настоящего времени до конца не решен [49].
Распределение приточного воздуха и удаление воздуха в помещениях общественных, административно-бытовых и производственных зданий следует проектировать с учетом режима использования помещений в течение суток и года, а также переменных поступлений в помещение теплоты, влаги и вредных веществ.
Приточный воздух следует подавать, как правило, непосредственно в помещения с постоянным пребыванием людей. Часть приточного воздуха, предназначенного для общественных и административно-бытовых помещений, допускается подавать в коридоры или смежные помещения в объеме не более 50% расхода воздуха, предназначенного для обслуживания помещения.
В общественных, административно-бытовых и производственных
34
зданиях, оборудованных системами с искусственным (механическим) побуждением, следует, как правило, обеспечивать баланс по расходу приточного и вытяжного воздуха.
Приточный воздух следует направлять так, чтобы он не поступал через зоны с большим загрязнением в зоны с меньшим загрязнением и не нарушал работу местных отсосов.
В производственные помещения приточный воздух следует подавать в рабочую зону из воздухораспределителей:
• горизонтальными струями, выпускаемыми в пределах рабочей зоны (на высоте до 2 м от пола);
• наклонными струями, выпускаемыми на высоте 2 — 4 м от пола;
• вертикальными струями, выпускаемыми с высоты 4 — 6 м от пола.
Подачей в рабочую зону счит ается выпуск приточного воздуха из воздухораспределителей, расположенныхнавысотедо4мотпола, если струи направлены под углом в направлении рабочей зоны, и до 6 м, если струи направлены вертикально вниз. ТЬкую трактовку подачи в рабочую зону можно объяснить тем, что выпуск приточного воздуха непосредственно в рабочую зону, те. на высоте до 2 м от пола, в современных промыпыенных зданиях зачастую трудно реализуем, особенно при больших размерах сетки колонн.
При незначительных теплоизбытках приточный воздух в производственные помещения допускается подавать из воздухораспределителей, расположенных в верхней зоне.
В помещениях жилых, общественных и административно-бытовьтх зданий приточный воздух подают из воздухораспределителей, расположенных как в верхней, так и непосредственно в рабочей зоне.
В помещениях различного назначения, в которых отсутствуют выделения пыли, приточный воздух допускается подавать струями, направленными снизу вверх из воздухораспределителей, расположенных в обслуживаемой или рабочей зонах.
В системах вентиляции с расходом приточного воздуха 10 м3/ч на 1 м2 площади помещения, а в системах воздушного отопления и кондиционирования независимо от расхода, в воздухораспределителях следует предусматривать, как правило, устройства для изменения направления сгруи в вертикальной и горизонтальной плоскостях и для регулирования расхода воздуха. В системах вентиляции и кондиционирования с переменным расходом воздухораспределители должны иметь устройства, обеспечивающие эффективное распределение воздуха при сокращении его расхода.
2.3. Основные способы раздачи приточного воздуха
В зависимости от назначения помещения, его строительных особенностей, специфики технологического процесса, экономических и эсте
35
тических соображений и главным образом от требований, предъявляемых к состоянию воздушной среды в рабочей зоне помещений, используются различные способы подачи приточного воздуха и различные воздухораспределительные устройства. Применение воздуховыпускного устройства того или иного типа позволяет в широких пределах изменять поверхность турбулентного обмена струи и, следовательно, интенсивность перемешивания подаваемого воздуха с окружающим.
Д ля возможности увеличения рабочей разности температур на истечении применяют воздуховыпускные устройства, обеспечивающие наиболее быстрое перемешивание подаваемого воздуха с воздухом помещения. К такими устройствам относятся различного типа плафоны, создающие веерные струи (в том числе и плафоны с закручивающими устройствами), перфорированные панели и тп.
В тех случаях, когда необходимо сохранить температуру и чистоту подаваемого воздуха, используют устройства со сравнительно малой эжектиру-ющей способностью. Это может потребоваться, например, для затопления рабочей зоны охлажденным воздухом в теплый период года без активного вовлечения в циркуляцию верхних слоев более нагретого и загрязненного воздуха.
В настоящее время можно выделить четыре основных способа подачи приточного воздуха.
Подача воздуха непосредственно в рабочую зону* (рис.2.1), как правило, рекомендуется в помещениях, в которых конвективные потоки, возникающие над нагретым оборудованием, способствуют выносу теплоты и вредных примесей в верхнюю зону. В цехах с мощными источниками тепловыделений удаление воздуха системами общеобменной вентиляции целесообразно производить из верхней зоны, по возможности из конвективных струй, где отмечается наибольшая концентрация вредных веществ и наиболее высокая температура. Приточный воздух в таких цехах следует подавать струями сравнительно малой мощности, чтобы сохранить возникающий положительный градиент концентраций и температур по высоте помещения и тем самым уменьшить необходимый объем вентиляционного воздуха. Дальнобойность приточных струй, определяемая по формулам (4.90) и (4.91), при выпуске воздуха непосредственно в рабочую зону не должна превьппать при боковой подаче (рис. 2.1, а и б) расстояния х от места выпуска до источника образования конвективной струи; при напольной подаче воздуха (рис. 2.1, в) — высоты рабочей зоны h .
Для подачи приточного воздуха непосредственно в рабочую зону могут использоваться воздухораспределители, обеспечивающие на истечении параметры подаваемого воздуха, близкие к нормируемым, или создающие
* Рабочей (или обслуживаемой) зоной считается, в зависимости от назначения помещения, пространство высотой do 1,5+2 м над уровнем пола или площадки, на которых находятся места постоянного или временного пребыванияработающих.
36
Рис. 2.1. Подача воздуха непосредственно в рабочую зону: а — горизонтальными струями;
б — методом затопления;
в — вертикальными струями снизу вверх.
приточные струи, в которых скорости и температуры достигают нормируемых значений вблизи от места выпуска.
Интенсивность перемешивания подаваемого воздуха с окружающим будет тем меньше, чем больше размеры выпускного устройства приближаются к размерам обслуживаемого помещения. Подача воздуха непосредственно в рабочую зону позволяет обеспечить наиболее эффективное использование приточного воздуха (коэффициент воздухообмена ^достигает наибольшего значения), особенно при размещении значительной части источников тепло- и газовыделений выше рабочей зоны. Вместе с тем непосредственное поступление приточных струй в рабочую зону может способствовать созданию большей неравномерности распределения метеорологических параметров по площади помещения по сравнению с другими способами раздачи.
Подача воздуха непосредственно в рабочую зону может осуществляться системами местной приточной вентиляции: методами воздушного души-рования, «ниспадающего» потока, «затопления» участка рабочей зоны свежим воздухом [50, 51, 52], «вытесняющей» вентиляцией [53, 54]. Воздухораспределители, применяемые в системахместаойприточнойвентиляции, и их характеристики рассмотрены в п. 4.6.
Подача воздуха струями, поступающими в рабочую зону вертикально (рис. 2.2), является весьма распространенным способом, применяемым как в производственных помещениях, так и в помещениях общественных зданий. Д ля осуществления такого способа подачи воздуха используются различные воздухораспределительные устройства, образующие компактные, плоские и веерные (включая их разновидности — конические и неполные веерные) струи. При выпуске приточного воздуха через расположенные вблизи перекрытия стеновые решетки, воздуховоды с продольной щелью (рис. 2.2, а) или плафоны (рис. 2.2, б) образующиеся компактные, неполные веерные, плоские или веерные сгруи настилаются на потолок, достигают противоположной стены помещения, разворачиваются и, опускаясь
37
вдоль стены, поступают вертикально в рабочую зону.
Путем настилания на поверхность ограждений удается существенно увеличить путь движения струи до поступления в рабочую зону по сравнению с вертикальной подачей и тем самым добиться в конечном счете лучшего смешения подаваемого воздуха с окружающим.
При вертикальной подаче приточного воздуха через потолочные плафоны, установленные на отрывную раздачу (рис.2.2, в,г), круглые перфорированные воздуховоды (рис. 2.2, д) создаются компактные или конические или плоские струи, поступающие кратчайшим путем от места выпуска до рабочей зоны помещения. Подача воздуха струями, поступающими в рабочую зону вертикально, позволяет при соблюдении определенных соотношений между площадью струи и площадью пола, обслуживаемого одним воздухораспределителем Fn, обеспечить наибольшую равномерность распределения скоростей и температур по площади рабочей зоны помещения. Коэффициент воздухообмена при этом способе подачи может быть как больше, так и меньше единицы в зависимости от места расположения вытяжных отверстий (см. п. 6.2).
Подача воздуха струями, поступающими в рабочую зону под углом (рис. 2.3). При таком способе подачи струя приточного воздухадвижетсявдоль рабочей зоны, вентилируя ее. Этот способ воздухораздачи находит в последние годы довольно широкое применение в современных зданиях, характеризуемых значительными размерами сетки колонн. Для подачи воздуха на-
Рис. 2.2 Подача воздуха струями, поступающими в рабочую зону вертикально: а — настилающимися компактными и неполными веерными струями; б — настилающимися веерными струями; в — несмыкающимися коническими струями; г — смыкающимися коническими струями, д — плоскими струями через круглые воздухораспределители с перфорированной поверхностью
38
L
Рис. 2.3 Подача воздуха струями, поступаюхцями в рабочую зону под углом: а - с высоты до 4-х метров от пола; б - с высоты более 4-х метров.
Рис. 2.4. Подача воздуха горизонтальными стгруями, затухающими вне рабочей эоны (сосредоточенная подача):
а - ненастилающимися струями;
б - настилающимися на перекрытия струями! •
39
клонными струями с высоты до 4 м от пола (рис. 2.3, а) применяют двух- и четырехструнные приколонные воздухораспределители, образующие компактные или неполные веерные струи. При наклонной подаче и удалении воздуха из верхней зоны, как правило, коэффициент воздухообмена KL> 1.
Подача воздуха горизонтальными струями, затухающими вне рабочей зоны (рис. 2.4). При такой подаче воздуха, получившей название «сосредоточенной» [11], рабочая зона омывается обратным потоком. Различают подачу воздуха ненастилающейся и настилающейся на перекрытие струей. При этом способе раздачи и удалении воздуха из верхней зоны степень использования приточного воздуха снижается. Коэффициент воздухообмена может оказаться меньше единицы.
Наряду с описанными выше основными способами подачи приточного воздуха (рис. 2.1 — 2.4) в производственных и общественных зданиях применяется и ряд других способов: подача через перфорированные потолки и панели (п. 7.5); системами с направляющими струями (п. 7.7) прямоточная подача, вихревая подача и др.
2.4. Рекомендации по выбору способа воздухораспределения и типов воздухораспределительных устройств
Выбор способа подачи воздуха рекомендуется провод ить с учетом деления помещений на две категории [36, 50].
К первой категории относятся пома цепия высотой от 6-8 и до 18 м (основные цеха заводов автомобилестроения, вагоностроения, судостроения, химического машиностроения, домостроительных комбинатов и т.п.). Помещения, как правило, размещаются в зданиях с пролетами шириной от 12 до 36 м. Кратность воздухообмена до 5-7 1 /ч. Особых технологических требований к равномерности распределения параметров воздуха по рабочей зоне не предъявляется.
Ко второй категории относятся производственные помещения высотой менее 6-8 м (основные цеха заводов радиотехнической, электронной, приборостроительной, станкостроительной, легкой промышленности и тп.). Помещения, как правило, размещаются в многоэтажных зданиях с пролетами шириной 6, 9 и 12 м. Кратность воздухообмена свыше 10 1/ч. Технологический процесс существенно зависит от равномерности распределения параметров воздуха рабочей зоны.
В лроизводственныхпомещенияхпервой категории снезначительными избытками явной теплоты рекомендуются следующие способы подачи воздуха: непосредственно в рабочую зову (рис. 2.1, а,б) методом затопления или снизу вверх (рис. 2.1, в); наклонными струями в направлении рабочей зоны (рис. 2.3, а,б); сосредоточенно выше рабочей зоны ненастилаю-щимися (рис. 2.4, а) или настилаютцимися (рис. 2.4,6) струями.
В помещениях с крупногабаритным технологическим оборудованием (высотой более 3 м) предпочтительны следующие способы подачи воздуха:
40
• непосредственно в рабочую зону (рис. 2.1);
• наклонными струями в пространство между технологическим оборудованием (рис. 2.3,6).
• сосредоточенно с использованием направляющих сопел (рис .7.17).
Отопительно-вентиляционные системы с направляющими соплами рекомендуется применять в помещениях, длина которых превышает длину зоны эффективного действия приточных струй при сосредоточенной подаче не более, чем в два раза, и в которых применение сосредоточенной подачи воздухане позволяет обеспечить подачу необходимого расхода теплоты (или холода), а также при работе систем с переменным расходом воздуха.
В случае экономической целесообразности применения систем с переменным расходомвоздухаподачу воздуха рекомендуется осуществлять воздухораспределителями, позволяющими изменять угол наклона или угол наклона и форму струи от веерной до компактной и от неполной веерной до компактной.
В производственных помещениях первой категории со значительными избытками явной теллотырекомендуются следующие способы подачи воздуха:
• непосредственно^ рабочую зону (рис. 2.1);
• наклонными струями в направлении рабочей зоны с высоты не более 4м (рис. 2.3, а).
В производственных помещениях второй категории рекомендуются следующие способы подачи воздуха:
• настилающимися компактными и неполными веерными струями (рис. 2.2, а) через решетки:
• веерными (рис. 2.2, б), несмыкающимися (рис. 2.2, в) и смыкащимися (рис. 2.2, г) коническими струями через плафоны;
• плоскими струями (рис. 2.2, д) через перфорированные воздуховоды.
В помещениях с технологическим оборудованием высотой более 2 м подачу воздуха следует осуществлять в проходы между оборудованием.
В помещениях с крупногабаритным оборудованием (высотою более 3 м) предпочтительны следующие способы подачи воздуха:
• непосредственно в рабочую зону;
• наклонными струями в пространство между технологическим оборудованием;
• сосредоточенно с использованием направляющих струй.
В помещениях общественных зданий высотою более 5-6 м (залы, аудитории) рекомендуется подавать воздух наклонными компактными или не-। юлными веерными струями располагаемые выше обслуживаемой зоны.
Допускается подавать воздух компактными вертикальными струями.
В помещениях конструкторских и проектных бюро, контор рекомендуется подавать воздух в направлении окон через воздухораспределители, установленные выше обслуживаемой зоны.
41
Для ряда характерных случаев получены (п. 5.1) ориентировочные предельные значения кратности воздухообмена, которые приведены в табл. 2.1 и также могут быть использованы для предварительного выбора способа подачи приточного воздуха и вида воздухораспределительного устройства. Окончательный выбор следует производить на основе техникоэкономического сопоставления.
Сравнительная экономическая эффективность способов подачивоздуха, выбранныхсучетомвышеизложешгых рекомендаций, производится с учетом капитальных и экаьлуатациоыиых затрат.
Таблица 2.1
Предельные величины кратности воздухообмена (ориентировочные)
Способ подачи приточного воздуха и тип воздухораспределителя Кратность воздухообмена *) 1/ч
Непосредственно в рабочую зону (рис.2.1) 7
Наклонными струями при выпуске (с высоты до 4 м)
(рис. 2.3, а) 10
ТЬ же (с высоты более 4 м) (рис. 2.3, б) 5
Струями, затухающими вне рабочей зоны (рис. 2.4) 7
Струями, поступающими в рабочую зону вертикально (рис. 2.2)
при выпуске через: стеновые решетки (рис.2.2, а) 10
плафоны веерными настилающимися струями (2.2, б) 30
плафоны смыкающимися струями (2.2. г) 7
воздухораспределители перфорированные
круглые (2.2, д) 40
системы с направляющими струями (7.17) 5-7
перфорированные потолки (рис. 7.9) 60
воздухораспределители с сотами 150
*) Кратность воздухообмена отнесена к условной высоте помещения 6 м.
При их определении в сравниваемых вариантах следует учитывать: влияние величин коэффициента воздухообмена и избыточной температуры приточного воздуха на максимальную производительность системы, стоимость оборудования и сетей воздуховодов;
возможную экономию теплоты и электроэнергии, связанную с изменением в течение года расхода воздуха и типа воздухораспределителя;
место установки и число воздухораспределителей, обслуживающих помещение, обусловливающее протяженность сети воздуховодов и соответственно металлоемкость системы и расход электроэнергии на перемещение воздуха.
В качестве предпочтительного принимается вариант, использование которого обеспечивает наибольший экономический эффект.
42
3. ЗАКОНОМЕРНОСТИ ПРИТОЧНЫХ И КОНВЕКТИВНЫХ СТРУЙ
3.1. Краткий обзор работ по струйным течениям
Струйные течения являются одним из широко распространенных видов движения жидкости и газа. Такого рода течения имеют большое значение в самых разнообразных отраслях производства, в самолетостроении, топочной технике, турбостроении, гидротехнике, струйной автоматике, а также в вентиляционно-отопительной технике. В настоящее время литература по турбулентным струям жидкости и газа, истекаю-пщм в неограниченное пространство, исчисляется многими сотнями наименований.
Впервые у нас в стране свободные затопленные изотермические струи, истекающие из цилиндрических насадков диаметром 50,100 и 150 мм, были экспериментально исследованы в 1918 году А. Я. Миловичем. Им был установлен гиперболический характер изменения осевой скорости по длине струи. Приблизительно к этому же времени относятся экспериментальные исследования осесимметричных струй, выполненные в Германии Т. Трюпелем и В. Циммом [1]. Первые опыты по изучению плоской струи, истекающей из прямоугольной щели, провел в 1929 году Г.Ф. Проскура [2] с целью обоснования метода расчета воздушных завес в угольных шахтах. На основе выполненных исследований Г.Ф. Проскура пришел к выводу о подобии образующихся потоков и для исследованных струй получил общую зависимость ширины поперечного сечения струи от расстояния между плоскостью истечения и рассматриваемым сечениям. В начале 30-х годов обширные экспериментальные исследования осесимметричных и плоских струй выполнены В. А. Туркусом [3]. Автор применил обобщенную обработку экспериментальных исследований в безразмерных координатах и сравнил свои опыты по осесимметричным струям с результатами, полученными немецкими исследователями. В.А. Туркус показал, что структура струй практически не зависит от скорости истечения и диаметра насадка. Д.Н. Ляховский и С.Н. Сыркин [4] на основе проведенных ими экспериментальных исследований также пришли к выводу об автомодельности явлений в струях при значении критерия Рейнольдса Re от 3- 103до 5,45* 105.
В результате экспериментальных исследований было установлено, что профили скоростей в поперечных сечениях свободных турбулентных затопленых струй подобны. Экспериментаторами было обращено также внимание на то, что давление в свободных струйных течениях практически неизменно и равно давлению в окружающей среде.
Применительно к свобод ным турбулетным течениям было разработано несколько теорий: Прандтля-Толмина, Прандтля-ГЪртлера, Д. Тейлора, Н. Рейхардта [1,5] и др. Все эти теории основаны на решении систе
43
мы уравнений, отражающих в дифференциальной форме законы сохранения импульса, массы (материи) и энергии (теплосодержания). При этом решение тепловой задачи (задачи о поле температуры) несжимаемой жидкости строится на основе решения динамической задачи (о скорости). Как известно, строгое решение уравнений турбулентного движения Рейнольдса, в которое входят члены, содержащие пульсационные составляющие скорости, до последнего времени было практически невозможно, так как, помимо нелинейной структуры уравнений, число неизвестных в них превосходит число уравнений. Для того, чтобы получить возможность с помощью этих уравнений изучать свободные турбулентные течения, рядом ученых выдвигались различные гипотезы о природе турбулентного движения, позволяющие в конечном счете произвести линеаризацию основных уравнений.
Наибольшее значение в развитии теоретических и экспериментальных исследований в области турбулентных течений сыграла гипотеза Л. Прандтля [6] о пути смешения. Согласно этой гипотезе, турбулентное касательное напряжение Т выражается через так называемый путь смешения /градиент средней скорости поперек потока dvx/dy. Л. Прандль пишет: «Для практических вычислений необходимо заменить пульсационные скорости какими-либо другими величинами, связанными с распределением средних скоростей. Для этого следует ввести некоторую длину, которую можно понимать либо как диаметр шарообразного скопления частиц жидкости, движущихся как одно целое, либо как путь, который этот шар должен пройти относительно остальной жидкости, чтобы в результате смешения потерять свою индивидуальность». Из этой выдержки видно, что понятие пути перемешивания довольно условно. Путь смешения у Л .Прандтля играет ту же роль, которую в кинетической теории газов играет длина свободного пробега молекул. Принимая усредненные пульсации в направлении оси струи vx и поперек струи vy
ov
пропорциональными , Прандтль предложил следующую запись
для турбулентного касательного напряжения:
T=p(ovx/ay)2 (3.1)
Далее, принимая во внимание отсутствие ограничивающих струю
твердых стенок, Прандтль пред полагает, что путь перемешивания для любого поперечного сечения струи в пределах основного участка пред-
ставляет величину, изменяющуюся лишь вдоль струи согласно равенству 1= с’х,
где с*— эмпирическая константа,
х—расстояние сечения от полюса струи.
Формула (3.1) лежит в основе теории турбулентного пограничного слоя конечной толщины. На основе теории Л. Прандтля о пути смеше-
44
шя В.Толмин [5] теоретическим путем установил закономерности распределения скоростей в плоской струе, истекающей из очень узкой щели (линейный источник), и в осесимметричной струе, вытекающей аз отверстия очень маленького диаметра (точечный источник). В результате выполненного исследования В. Толминым получены значения основных и вспомогательных функций, позволяющих вычислить скорости в поперечном сечении струи.
Согласно теории Л. Прандтля, пульсация температуры t’ представляет изменение ее в момент потери частицей потока индивидуальности в связи с поперечным переносом на величину пути смешения 1. В схеме Прандтля путь смешения для скорости и температуры (или какой-либо другой субстанции) одинаков.
Из решения уравнений динамического и теплового пограничных слоев согласно теории Прандгжт-'Голмина вытекает, что в затопленной турбулентной струе профили скорости и избыточной температуры совпадают, те. в точках с равными значениями безразмерной ординаты у/ах (здесь а - экспериментальная константа) безразмерные величины скорости и избыточной температуры одинаковы
V = # •
X X
Учитывая, что механизм переноса вещества идентичен механизму переноса теплоты, профили безразмерной избыточной концентрации по Прандтлю также подобны безразмерным профилям скоростей в струе.
у _ Дк
vx" Дкх • (3.3)
где Ак—избыточная концентрация в рассматриваемой точке струи, Дкх — избыточная концентрация на оси струи.
Этот вывод о совпадении между собой полей скоростей, температур и концентраций является с прикладной точки зрения наиболее слабым в теории Прандтля-Толмина, так как экспериментальные данные, полученные еще в 30-хгодах XXвека [1], не подтвердили его.
Воспользовавшись гипотезой свободной турбулентности Прандтля, Г. Шлихтинг получил зависимости, позволяющие вычислить скорости в следе за телом. По Шлихтингу, турбулентный пограничный слой имеет конечную толщину, при этом профиль скоростей описывается выражением
3/2,2
(3,4)
x I ' гр' J ’
где Ъ - полутолщина струи или следа за телом.
Согласно зависимостям, полученным Г. Шлихтингом, b = 2,2у05и.
В 1942 г. Л. Прандтль предложил новую теорию свободной турбулентности. В своей новой теории Л. Прандтль считает постоянным по сечению струи не путь смешения L, а коэффициент турбулентной вязкости V . По длине затопленной струи коэффициент турбулентной вязкости
45
меняется пропорционально полуширине струи и осевой скорости в струе vx. Эта схема легла в основу расчета турбулентных струй методом асимптотического слоя. Руководствуясь новой гипотезой Прандтля, Г. Гёртлер выполнил теоретическое исследование пограничного слоя, возникающего на границе двух струй с разными скоростями, и рассмотрел случай истечения из плоского турбулентного источника. Для исследованных течений Гертлером получены аналитические выражения профилей скорости и функции тока. Для описания профиля распределения скоростей в поперечном сечении плоской струи Гертлер предложил следующую формулу:
— = с]гг-~- . (3,5)
vx dx
Как уже упоминалось, использованные в работах В. Толмина, Г. Шлихтинга и Г. ГЬртлера гипотезы Л. Прандтля имеют некоторые слабые стороны, которые стали особенно очевидными в свете выполненных в 50-х годах А. Таунсендом [7] экспериментальных исследований микроструктуры турбулентных струйных течений. Результаты экспериментальных исследований турбулентных пульсаций показывают, что ни путь 1, ни коэффициент турбулентной вязкости v’ не остаются постоянными в поперечных сечениях зоны смешения. Согласно теории Прандтля, на оси струи турбулентная вязкость равна нулю, в то время как эксперименты Таунсенда показывают, что как раз на оси струи турбулентная вязкость принимает максимальное значение. Кроме того, идея Прандтля о том, что существует только один масштаб турбулентности, не подтверждается. Наконец, чтобы привести в соответствие теорию Прандтля с экспериментальными данными, длина пути смешения должна составлять значительную часть от ширины струи, что находится в противоречии со статистическими выводами по турбулентным струйным течениям. Г Липман и И. Лауфер [7] посредством замеров турбулентности в потоках показали, что эффективная длина пути смешения составляет приблизительно четыре процента от общей ширины струи и является переменной поперек струи, в противоположность предположениям Прандтля. Однако, имея в виду чисто практические цели, полученными формулами доя описания профилей скоростей можно было бы удовлетвориться, если бы не существовало одного очень важного обстоятельства, а именно: несоответствия этих формул распределению температур и концентраций газообразных примесей в поперечных сечениях струй. Выполненные А. Феджем и В. Фолкнером [7] опыты показали, что профили скоростей и температур в потоке жидкости позади обтекаемого нагретого стержня не совпадают; тепловой пограничный слой имеет толщину, превышающую динамический слой, и является более пологим. К такому же результату впоследствии приходили и многие другие исследователи [8,9.10], изучавшие течения в струе и в следе за обтекаемым телом.
46
В 1932 г. Д. Тейлор [5] опубликовал теорию вихревого обмена в турбулентных потоках. Согласно моделитурбулентностиТейлора, касательные напряжения в турбулентном потоке вызываются не переносом количества движения, как в теории Прандтля, а поперечным переносом вихрей. Турбулентный перенос теплоты в поперечном направлении, согласно теории завихренности, получается в два раза интенсивнее, чем по теории Прандтля, те. путь перемешивания при поперечном переносе теплоты в два раза больше, чем для распределения импульса. В результате этого безразмерная избыточная температура в любой точке поперечного сечения затопленной турбулентной струи по Тейлору равна корню квадратному из безразмерной скорости в той же точке:
At / v 1
-== - (3-6) Atx ( vj .
Г. Рейхардт предложил свою теорию турбулентного переноса, в соответствии с которой универсальными в струе являются поля осреднен-ных значений скоростного напора, а не осредненной скорости, как принималось в теориях Прандтля-Толмина, Прандтля-Гёртлера и Тейлора. Индуктивная теория, предложенная Рейхардтом, довольно подробно обсуждается в монографиях, содержащих разделы, посвященные свободной турбулентности [1,5,8], хотя некоторые исследователи пограничного слоя ее игнорируют. Как правило, обсуждение теории Рейхардта сводится к констатации успешности ее применения, с одной стороны, и физической, а также математической необоснованности, с другой. Отсутствует твердая основа для применения взамен нелинейных уравнений турбулентного пограничного слоя линейного однородного уравнения типа уравнения теплопроводности. Из теории Рейхардта получена следующая формула, описывающая профили скоростей в осесимметричных и плоских турбулентных струях:
-^-=ехр -О,бХ2
(3,7)
где X = — безразмерный параметр, зависящий от координат точки
с эмпирической постоянной «с».
Как видно из (3.7), пограничный слой по Рейхардту, так же как по Гёр-тлеру, получается асимптотическим. При определении профиля избыточной температуры в струе, в соответствии с теорией Рейхардта, устанавливается следующая связь:
а
t’ltJ р'"!
Здесь О*т—величина, характеризующая отношение коэффициентов турбулентного переноса теплозъ! и импульса, названная впоследствии турбулентным числом Прандтля.
47
Анализ показывает, что все рассмотренные формулы для профиля скоростей затопленных турбулентных слабонеизотермических * струй, полученные при решении дифференциальных уравнений движения с использованием той или иной гипотезы, хорошо согласуются с экспериментальными данными при введении в эти формулы соответствующих констант Менее благополучно обстоит дело с соответствием результатов опытов теоретическим профилям избыточных температур. Согласно теории смешения Прандтля, эпюры скоростей в слабонеизотермических струях, как уже отмечалось, совпадают с эпюрами избыточных температур. В этом случае турбулентное число Прандтля равно единице (От=1). В соответствии с теорией завихренности Тейлора профиль избыточных температур получается существенно более пологим по сравнению с профилем скоростей; турбулентное число Прандтля равно половине (0>т= 0.5). Проведенные М. И. Гримитлиным опыты с осесимметричными слабонеизотермическими струями [11] позволили установить, что величина турбулентного числа Прандтля, отражающего взаимосвязь между переносом векторной величины (импульса) и скалярной характеристики (теплоты примеси) в среднем равна 0,65-0,7. Это подтверждается и опытами З.Б. Сакипова [12], показавшего также, что величина СУ]п для свободного турбулентного движения не зависит от физических свойств жидкости и примерно равна 0,7 (см. рис. 3.4).
Теоретические исследования Прандтля, Тейлора, Рейхардта, Гер-тлера, Толмина были положены в основу многих работ по свободным турбулентным струйным течениям, в том числе и образующимся при подаче приточного воздуха в вентилируемые помещения. Наибольшее влияние на развитие аэродинамических основ вентиляционно-отопительной техники,как уже отмечалось,оказали работы Т.Н. Абрамовича, И.А. Шепелева, В.Н. Талиева. Т.Н. Абрамович на основе модели турбулентного движения Прандтля, используя схему пограничного слоя конечной толщины, создал в 30-х годах прошлого века теорию осесимметричных и плоских струй, истекающих из насадков конечных размеров (эту теорию в некоторых работах называют «старой» теорией Абрамовича). При решении тепловых задач Г.Н. Абрамович использовал тейлоровскую модель переноса завихренности в турбулентных потоках, тем самым отказавшись от вытекающего из теории Прандтля-Толмина положения о температурно-скоростной аналогии. Он предложил новую расчетную схему, согласно которой струя подразделяется на начальный участок (прилегающий к насадку) и основной участок, между которыми располагается сравнительно короткий переходный участок.
* СлабонеизотермическшлиМ.И. Тримитлиным нозеаны струи, практически не подверженные действию гравитационных сил.
48
В упрощенной схеме струи переходный участок заменяется переходным сечением (рис. 3.1. а). Основной участок характеризуется подобием безразмерных скоростных полей, для описания которых, как уже отмечалось, используется функциональная зависимость, полученная В. Толминым. Угол расширения струи для начального и основного участков по Г.Н. Абрамовичу один и тот же; этот угол зависит от типа насадка, характеризуемого экспериментальной константой «а», названной коэффициентом турбулентной СТруКТу-
РИС. 3.1. Схема струи
д — по Г.Н. Абрамовичу (старая схема) /1 /
б — по Г.Н. Абрамовичу (новая схема) /5/
В — по И.А. Шепелеву [13]
4 Зак. 1034
49
ры. Согласно старой теории Г.Н. Абрамовича, односторонний угол
расширения струи а/2 связан с экспериментальной константой «а»
следующей зависимостью: tga
для осесимметричной струи =3,4а,
для плоской струи tg-—- = 2,4а.
В своих работах Г.Н.Абрамович подытожил предшествующие теоретические и экспериментальные исследования по свободным турбулентным струям, опубликованные к тому времени. Разработанная им теория свободных струй, вытекающих из насадков конечных размеров, нашла широкое применение в вентиляционноотопительной технике
В результате экспериментальных исследований М. И. Гримит-линым было установлено [9,11], что хотя осевые скорости в струях, истекающих из профилированных сопел и цилиндрических труб, падают по-разному (в зависимости от профиля скоростей на истечении), угол расширения струи сохраняется практически одинаковым и равным -22-24°. Несоответствие теории и опыта становится особенно заметным, если положение одноз-
(X
начной связи tg — = Т (а) распространять на наиболее широко приме-2
няемые в вентиляционно-отопительной технике воздуховыпускные устройства в виде приточных отверстий, закрытых решетками, перфорированными листами, лопатками и тому подобными устройствами. Расхождение в результатах объясняется тем, что повышение интенсивности падения скоростей в струе может происходить не только за счет увеличения расширения струи, как это следует из теории Г.Н. Абрамовича, но и за счет других факторов. К таким факторам, в частности, относится падение количества движения на участке формирования из отверстий, закрытых решетками, сетками и перфорированными листами.
В дальнейшем ГН. Абрамович развил теорию турбулентных струй жидкостей и газов на случай движения в спутном и встречном потоках. Он предложил новую расчетную схему струи. Согласно этой схеме (рис. 3.1,6) струя также состоит из начального и основного участков, но в отличие от старой схемы углы расширения струи на начальном и основном участках различные. Постепенное изменение углов расширения происходит на переходном участке (или по упрощенной схеме в переходном сечении). Угол расширения струи на основном участке принимается постоянным и, в отличие от старой схемы, независящим от неравномерности профиля скоростей в плоскости ис
50
течения. Этот угол по новой схеме
Ct
Г.Н.Абрамовича составляет 25° (tg — = 0,22). Неравномерность поля скоростей на истечении, не сказываясь на толщине пограничного слоя, влияет на интенсивность падения скоростей вдоль струи. Для описания профиля скоростей в поперечных сечениях струи Г.Н. Абрамовичем использована формула Шлихтинга (3.4). Безразмерная избыточная температура в любой точке поперечного сечения струи равна корню квадратному из безразмерной скорости в той же точке, те.
пт=0,5.
И.А. Шепелев [13] рассмотрел закономерности осесимметричных, плоских, а также веерных струй и предложил схему струи (рис. 3.1 ,в), с полюсом основного участка, расположенным в начальном сечении, те. в плоскости выпускного отверстия. При выводе основных расчетных зависимостей И.А.Шепелев применил метод асимптотического пограничного слоя, использовав для описания профиля безразмерных скоростей в осесимметричных струях экспоненциальную формулу Рейхарда (3,8), а в плоских и веерных струях — гиперболическую формулу Гертлера (3.5). Значение экспериментальных констант по И.А. Шепелеву: для осесимметричных струй с= 0,082, для плоских и веерных струй с=0,1.
При описании профиля избыточных температур И.А. Шепелев, следуя Тейлору, принял турбулентное число Прандтля равным 0,5. Им введено понятие кинематической — Ми тепловой — N характеристик струй и даны выражения для определения этих характеристик. Полученные И.А. Шепелевым, сравнительно простые зависимости для расчета основного участка струй, в последние годы находят широкое применение в работах его последователей.
Уместно заметить, что отказ от учета полюсного расстояния, в связи с перемещением полюса в плоскость выпускного устройства, совпадает с опубликованным М.И. Г^имитлиным в 1960 году [9] предложением.
Применение И.А. Шепелевым различного вида асимптотических зависимостей для описания профилей скоростей и избыточных температур, на наш взгляд, недостаточно оправдано. Как будет показано ниже, экспоненциальная асимптотическая кривая достаточно хорошо описывает профили скоростей и избыточных температур в осесимметричных, плоских и веерных струях. И.А. Шепелев, а затем Н.А. Гёльман, используя идею непрерывного поля бесконечно малых источников, получили новые формулы для расчета скорости и избыточной температуры в струе без разделения ее на начальный и основной участки.
51
Следует обратить внимание на то, что аэродинамические схемы струи Г.Н. Абрамовича [1,5] и И.А. Шепелева [13] не охватывают характерных для вентиляционной практики случаев истечения воздуха из отверстий, затененных решетками, сетками, перфорированными листами и т.п. устройствами.
3.2. Классификация струй
При выпуске воздуха в помещение системами вентиляции, воздушного отопления и кондиционирования образуются приточные (вентиляционные) струи. Приточные струи всегда являются затопленными, так как обладают практически теми же физическими свойствами, что и окружающий их воздух в помещении. Струя называется свободной, если на ее развитие не оказывают какого-либо влияния ограждающие конструкции помещения. Приточная струя, распространяющаяся в ограниченном пространстве, когда на ее развитие оказывают влияние обратные потоки, называется стесненной. Настилающимися, или полу ограниченными, называют струи, развивающиеся вдоль поверхности ограждений.
В зависимости от режима движения различают струи ламинарные и турбулентные. В системах вентиляции и кондиционирования воздуха практически всегда наблюдается турбулентный характер движения приточных струй.
Образующиеся при раздаче воздуха в помещение приточные струи в зависимости от геометрической формы могут быть отнесены к одному из следующих видов: компактным, веерным и разновидностям последних — коническим и неполным веерным (рис.3.2). Компактные струи (рис. 3.2,а) образуются при выпуске воздуха из цилиндрических труб, душирующих патрубков, круглых и прямоугольных (с небольшим отношением размеров сторон) отверстий как открытых, так и затененных решетками, перфорированными листами и тому подобными устройствами. Плоские (рис. 3.2,6) формируются при истечении воздуха из щелевых выпусков, воздушных завес и воздуховодов активной раздачи; прямоугольных вытянутых отверстий как открытых, так и затененных решетками, перфорированными листами. Плоские на истечении струи имеют тенденцию к постепенному трансформированию в компактные. Веерные струи (рис. 3.2,в) образуются при раздаче воздуха через насадки с плоским диском, установленным поперек потока; через однодиско-вые и многодиффузорные плафоны, в том числе и с закручивающими устройствами. Конические струи (рис. 3.2, г) создаются при выпуске воздуха через насадки с конусом или через диффузоры с установленным в них плоским отражательным диском. При угле расширения на истечении £<120° полая коническая струя имеет
52
тенденцию к смыканию, постепенно превращаясь в компактную. Неполные веерные струи (рис. 3.2,д) образуются при выпуске воздуха через решетки с расходящимися под некоторым углом р лопатками. Неполная веерная струя, имеющая на истечении искусственно увеличенный угол расширения, равный углу расстановки лопаток р, также постепенно трансформируется в компактную.
Компактные и плоские струи являются прямоточными. Они имеют сравнительно небольшой угол естественного турбулентного расширения а/2 « 11... 12° . В этих струях векторы скорости на истечении параллельны между собой. Веерные струи и их разновидности — полые конические и неполные веерные струи — имеют искусств венно увеличенный угол расширения. Векторы скорости на истечении в этих струях расходятся под некоторым углом друг к другу. По предложению И.А. Шепелева [14], такие струи названы рассеянными. Струи, которым при помощи установленного на выходе закручивающего устройства придается вращательное движение, называют закрученными. В таких струях наряду с аксиальной и радиальной имеется тангенциальная составляющая скорости.
Температура воздуха, подаваемого в помещение, может быть равна температуре окружающей среды или отличаться от нее. Струи, у которых температура воздуха на истечении равна температуре воздуха в помещении, называют изотермическими.
Струи нагретого или охлажденного воздуха, температура которого отличается от температуры окружающей среды, называют неизотермическими. В этих струях вследствие разности температур (и тем самым разности плотностей) появляются гравитационные силы, оказывающие влияние на их поведение: дальнобойность, траекторию. В зависимости от соотношения гравитационных и инерционных сил, оцениваемого текущим критерием Архимеда (см. п. 3.4), неизотермические струи в свою очередь подразделяют на практически неподверженные влиянию гравитационных сил (так называемые слабонеизотермические струи) и подверженные влиянию гравитационных сил. Струи можно считать не подверженными влиянию гравитационных сил, если Агх <0,1 — для компактных, веерных, конических и неполных веерных струй и Агх <0,15 — для плоских струй.
Струи, образующиеся над источниками тепловыделений, называют конвективными (тепловыми). В конвективной струе инерционные силы (у источника образования струи) отсутствуют, и развитие струи происходит под действием лишь гравитационных сил.
Необходимо подчеркнуть, что образующиеся при подаче приточного воздуха струи обладают рядом специфических особенностей. К этим особенностям относятся следующие:
53
— Выпуск воздуха, как правило, происходит не из открытых от верстий, а из отверстий, затененных решетками, сетками, перфо рированными листами, направляющими лопатками и т.п. устрой ствами.
— Температура подаваемого воздуха обычно отличается от температуры воздуха в помещении, вследствие чего в образующих ся струях, характеризуемых сравнительно малыми скоростями истечения, гравитационные силы вполне соизмеримы с инерционны ми и оказывают существенное влияние на поведение струй.
— Подача приточного воздуха в помещение нередко происходит через целый ряд выпускных устройств, расположенных сравнительно близко друг от друга и от ограждений помещения. В связи с этим в расчетах необходимо учитывать взаимодействие струй с окружающими потоками и ограждениями.
— Развитие вентиляционных струй зачастую происходит в стес ненных условиях, когда зона смешения струи с окружающим воздухом ограничена, что способствует возникновению возвратных течений, оказывающих существенное влияние на закономерности поведения самой струи.
Учет влияния указанных выше особенностей вентиляционных струй позволяет значительно повысить точность расчета систем воздухораспределения, а это в свою очередь обеспечит повышение эффективности и экономичности систем вентиляции, воздушного отопления и кондиционирования воздуха.
3.3. Изотермические и слабонеизотермические струи
3.3.1. Исходные положения и аэродинамическая схема струи.
При истечении воздушного потока из сопла или насадка в окружающую среду, характеризуемую практически одинаковыми с потоком физическими свойствами, у кромки сопла на границе соприкосновения потока с неподвижным воздухом возникает неустойчивая поверхность с большим градиентом скоростей, способствующая образованию вихрей, размеры которых вниз по течению постепенно увеличиваются, достигая 20-30% поперечного размера струи. Крупные вихри индуцируют системы более мелких вихревых образований, минимальный размер которых в сотни раз меньше размеров крупных вихрей.
Благодаря вихревому (турбулентному) движению происходит интенсивное вовлечение масс неподвижного окружающего воздуха в поступательное движение в направлении истечения. Главное поступательное движение, происходящее вдоль оси струи, сопро-
54
вождается поперечными перемещениями частиц воздуха в направлении, перпендикулярном оси струи. В результате такого перемешивающего движения происходит обмен импульсами в поперечном направлении В тех случаях, когда струя и окружающий ее воздух имеют неодинаковую температуру или неодинаковую концентрацию примесей, турбулентное перемешивание вызывает обмен не только импульсами, но также теплотой и примесями
Присоединение масс окружающего воздуха вызывает торможение периферийных слоев струи и образование пограничного слоя смешения, характеризующегося значительным градиентом осред-ненных поступательных скоростей в поперечном сечении
По мере удаления от сопла пограничный слой утолщается, ядро постоянных скоростей, имевшееся на выходе из сопла, сужается и постепенно исчезает. На определенном расстоянии от сопла пограничный слой в свободной турбулентной струе заполняет уже все ее поперечное сечение Дальнейшее развитие струи сопровождается не только увеличением ее ширины, но и падением скорости на ее оси. Участок турбулентной струи, расположенный за соплом и характеризуемый наличием ядра постоянных скоростей, принято называть начальным, а следующий за ним участок, на котором происходит падение осевых скоростей,— основным.
Многочисленные исследования свободных струйных течений позволили выявить ряд исходных положений, на которых базируются теоретические решения и расчет струй Рассмотрим кратко основные из этих положений.
1 Экспериментальными исследованиями установлено, что для применяемых в вентиляции скоростей истечения статическое давление воздуха в свободной турбулентной затопленной струе практически постоянно и равно давлению в окружающей среде Исключение может составлять истечение из затененных отверстий (см п 4.1) Благодаря постоянству давления секундное количество движения (импульс) во всех поперечных сечениях струи сохраняется постоянным, т.е
М=Мх.
Применительно к струйному течению закон постоянства импульсов может быть представлен в виде
Povo Fo=( P^dF- (3-9)
где v — скорость на элементарной площадке поперечного сечения струи, м/с ,
F — площадь поперечного сечения струи, м2.
2 Обработка и результаты экспериментальных исследований показывают, что профили скоростей в поперечных сечениях погра-
55
ничного слоя свободной турбулентной струи подобны. Это значит, что если результаты замеров осредненных скоростей в пограничном слое основного участка струи обработать в безразмерных координатах v/ vx = <р(у/ х), то они укладываются на единую кривую. Здесь у— расстояние от оси струи, м, до рассматриваемой точки струи, характеризуемой скоростью v.
Установление зависимостей, описывающих этот универсальный профиль скоростей в пограничном слое турбулентной струи, является одной из главных задач исследования свободной турбулентности.
Для описания асимптотического пограничного слоя на основном участке струи широко используется формула, полученная Г. Рейхар-дтом [5]:
х=Ч-°<П
(3.10)
где с — экспериментальная константа, равная 0,082.
Теоретически полученные формулы для профиля скоростей в затопленных турбулентных струях достаточно хорошо согласуются с экспериментальными данными при введении в эти формулы соответствующих констант. В качестве константы представляется целесообразным использовать легко определяемый экспериментально характерный размер струи у0 5v .равный расстоянию от оси струи до точки, в которой скорость равна половине осевой.
Тогда формулу Рейхардта, показывающую, что распределение скоростей в поперечном сечении струи подчиняется закону нормального статистического распределения, можно представить в виде:
Ткк как в качестве характерного размера в формуле (3.11) принято расстояние от оси струи до точки, в которой скорость равна половине осевой, а = 1п2 = 0,7 и тогда
(3.12)
или
(3.13)
56
Здесь а0 в1д — угол между осью струи и линией, проходящей через точки, в которых скорости равны половине осевой
Анализ и обработка опытных данных [11, 15, 16] показывает, что угол, образованный границами струи, на которых скорость равна половине осевой (2aosJ составляет 10-12° Следовательно, tgao So = 0,88 — 0,105 и в среднем может быть принят равным 0,1
Как видно из рис. 3 3, а, распределение скоростей в поперечных сечениях основного участка осесимметричных, плоских и веерных сгруй вполне удовлетворительно описывается формулой (3 13)
В пограничном слое начального участка струи профили скоростей также могут быть описаны зависимостью (3.13), если за характерный размер принять расстояние от внешней границы ядра постоянных скоростей до точки, где скорость равна половине начальной скорости, т е
a)
Рис 3 3 Распределение скоростей (а) и избыточных температур (б) в поперечном сечении струи
1—осесимметричной (Агв =9 6 10’ x/d0=5,10,15 )
2 —плоской (Аг0 =2 7 101 x/d0=5 10,15 25)
3 — веерной (Аг0=2 7 10 1 x/du=5 5 11 16 22)
4 — по формуле (3,13)
5 —по формуле (3.17)
Здесь 5я1>—текущая полуширина ядра постоянных скоростей, м
3 Установлено, что количество избыточного тепла (или холода) в любом поперечном сечении струи Qx сохраняется практически постоянным и равным начальному Qo избыточному количеству теплоты, те
QO=QX-
Действительно, при определении избыточного количества теп-
57
лоты воздух, подсасываемый струей из окружающего пространства, нельзя считать теплоносителем, так как его избыточная температура равна нулю (At=O ). Постоянство энтальпии свободной струи, подсчитанной по избыточной температуре, может быть выражено следующим образом:
CpPovoAto=fCpPvAtdF- (3.15)
F
где At — избыточная температура в поперечном сечении струи на элементарной площадке dF.
4. Обработка экспериментальных данных показывает, что профили избыточных температур в поперечных сечениях пограничного слоя свободной турбулентной струи также подобны между собой.
При изучении струйных течений весьма важным является установление взаимосвязи между профилями скоростей и избыточных температур, те. взаимосвязи процессов переноса импульса и теплоты. Из теории Прандтля-Толмина, рассмотренной в работе [1], как уже отмечалось, вытекает, что в затопленной турбулентной струе профили скоростей и избыточных температур совпадают, те. в точках с равными значениями ординаты у относительные величины скорости и избыточной температуры одинаковы.
Длина пути смешения в теории о переносе завихренности, разработанной Д. Тейлором, в Тараза больше длины пути смешения в теории Л. Прандтля о переносе импульсов, в результате чего безразмерная температура в любой точке поперечного сечения затопленной турбулентной струи по Д. Тейлору равна корню квадратному из безразмерной скорости в той же точке.
Г. Рейхардт, не прибегая к какой-либо гипотезе о турбулентности, на основе анализа результатов измерений установил, что между распределением температуры и распределением скоростей существует следующая связь:
где vT — коэффициент турбулентного обмена импульса; ат— коэффициент турбулентного обмена теплоты.
Впоследствии отношение <5т = vr/am было названо турбулентным числом Прандтля. Опыты с осесимметршшыми затопленными струями [ 11] показали, что величина Отравна 0,65-0,7 (рис. 3.4). По данным З.Б. Сакипова в осесимметричных затопленных струях жидкостей, имеющих резко отличающиеся значения физического числа Прандтля (для вязкого масла Pr =v/a = 103, для ртути Рг = 10'2) турбулентное число Прандтля также равно 0,7. В связи с изложенным распределе-
58
Рис. 3.4. Зависимость Atx/At0 = (vx/vjo">:
1 - по опытам 3. Б. Савинова с трансформаторным маслом Рг=1О3;
2 - тоже со ртутью Рг=1О 2;
3 - по опытам автора с воздухом Рг=0,72;
4 - по теории пути смещения Прандтля om= 1; по теории переноса завихренности crm=0,5.
ние избыточных температур в поперечных сечениях основного участка струй (осесимметричных, плоских и веерных) описывается уравнением следующего вида:
At г / У ч2]
-O.Ta.j—) ].
(3.17)
Об интенсивности переноса импульса и теплоты в турбулентных струях можно судить по значениям характерных размеров струй. Характерной шириной динамического пограничного слоя на основном участке струи принято считать расстояние у0 5v от оси струи до точки, в которой скорость равна половине осевой.
По аналогии за характерную ширину теплового пограничного слоя примем расстояние у0 5tOT оси струи до точки, в которой избыточная температура составляет половину осевой. Связь между шириной динамического и теплового пограничного слоев, выраженная через турбулентное число Прандтля, может быть установлена, если приравнять выражения (3.11) и (3.17) при значениях относительной скорости v/vxh относительной избыточной температуры At/Atx, равных 1/2. Исходя из этого, можно записать:
Уо.а»=^шУо.« • I3-18)
С учетом соотношения (3.18), эпюры скоростей и избыточных температур на основном участке турбулентных струй могут быть описаны также зависимостями, в которых за характерный размер принята ширина теплового пограничного слоя у0 5t. Эти за-
59
висимости имеют следующий вид:
V
—= ехр
Vx
(3.19)
At Г ( У
(3.20)
Если принять во внимание, что на основном участке струи тепловой пограничный слой шире динамического, то, очевидно, нет оснований считать их одинаковыми и по длине начального участка.
Опыты, проведенные инженерами С.Ф. Мачачей и Л .А. Задо-вой, показали, что ширина теплового пограничного слоя на начальном участке несколько больше ширины динамического слоя, а длина ядра постоянных температур в струе меньше длины ядра скоростей.
Участок, расположенный до сечения, проходящего через конец ядра постоянных температур, назовем начальным тепловым. Участок, заключенный между начальным тепловым и основным, назовем замыкающим тепловым. Особенностью этого участка является то. что по длине сохраняется ядро постоянных скоростей, а температура по оси падает.
Опыт показал, что в первом приближении границы теплового и динамического пограничных слоев (тепловые и динамические границы струи) на основном и начальном участках прямолинейны. Внешние тепловые границы по длине замыкающего теплового участка струи являются продолжением тепловых границ основного участка.
Полюс основного участка струи представилось возможным практически без ущерба для точности расчета разместить в плоскости истечения.
С учетом показанной на рис. 3.5 расчетной схемы струи, зависимости (3.19) и (3.20) для начального теплового участка могут быть представлены в следующем виде:
V °-7 / У - 8яи ) *1
v0~exp ' : (3.21)
О rn V У o st ' 1 v '
At , , У‘5« }2
^=eXPl'°'7k“d 1 (3.22)
60
Здесь 8 — текущая полуширина ядра постоянных температур, м Наблюдается вполне удовлетворительное соответствие опытны; данных и предлагаемых зависимостей для описания профилей скорости и избыточной температуры на начальном участке осесимметричной (рис. 3.6) и плоской (рис. 3.7) струй.
На замыкающем тепловом участке струи, где ядро постоянны;, температур отсутствует (5at=0), распределение скоростей и избыточных температур в пограничном слое описывается зависимостями: '
Рис. 3.6.Распределение скоростей и избыточных температур в пограничном слое начального участка осесимметричной струи (по опытам С.Ф. Мачачи) 1 — по формуле (3.21), 2 — по формуле (3.22).
61
С использованием законов постоянства секундного количества движения и избыточной энтальпии и учетом рассмотренной схемы струи и сформулированных выше исходных положений получены расчетные зависимости для осесимметричных, плоских и веерных струй, практически не подверженных действию грави = тационных сил (для изотермических и слабонеизотермических струй).
Рис. 3.7. Распределение скоростей и избыточных температур в пограничном слое начального участка плоской струи (по опытам С. Ф. Мачачи) 1 - по формуле { 3.21); 2 — по формуле (3.22).
3.3.2. Основной участок струи
3.3.2.1. Осесимметричная струя. При истечении из круглых отвер< * тий диаметром d0 начальное секундное количество движения на выходе равно
тс d2
F
Здесь р0 = J v2dF0/v0F0 — поправочный коэффициент на количество движения, равный примерно
Секундное количество движения в любом поперечном сечении струи
62
на расстоянии х от выпускного устройства:
ос
Mx=27tJPxvSydy •
О
(3.26)
Полагая, что плотность на основном участке изотермической или слабонеизотермической струи равна плотности окружающей среды р^с учетом выражения (3.13) получим
00
Мх = /“Р *
о
(3.27)
0,7 где
Представив интеграл в правой части (3.27) следующим образом:
(3.28)
-27ГО V 2 00
___=fexp(-2py)2d(-2py2), 4р i
после интегрирования имеем
rcp„v2
М s...Igg. х х 2р
(3.29)
Скорость на оси струи получим, приравняв Мо и Мх и заменив отношение плотностей р0/рх обратным отношением абсолютных темпера-WT^/To-
(3.30)
В случае истечения из квадратных или близких к ним по форме отверстий в уравнение (3.30) вместо d0 подставляется эквивалентный по площади диаметр
<u=^4Fo/* =1.13 V?;.
Зная закономерность изменения скорости вдоль оси струи (3.30) и в поперечном направлении (3.13), нетрудно определить скорость в любой точке струи.
0,59 4/7- do , _
——-^v^expt-py2).
(3.31)
63
Секундный расход воздуха в струе на расстоянии х от выпускного отверстия составляет:
Lx=27ljvydy . (3.32)
О
Заменив скоро v ее значением по формуле (3.13), с учетом выражения (3.26) получим
о 00
Ц=Jexpf-pyWpy2) =i_ (3.33)
2р 0 р
Подставив в выражение (3.33) значения ¥хир и разделив его на величину начального расхода, получим формулу для определения относительного расхода воздуха в струе:
з,4 tga .
L0 ’ То do
(3.34)
Избыточную температуру на оси струи получим, используя соотношение формулу (3.17). Начальная избыточная энталь-
пия струи, истекающей из круглого отверстия:
Qo=“r~VoPoCJ»Ato • (3-35)
Секундное количество избыточной теплоты в поперечном сечении струи на расстоянии Xот выпускного отверстия:
Qx = 27tcpJpxvAtydy. (3.36)
С учетом (3.13), (3.17) и(3.28), полагая рх = р^,получим выражение Для9х:
9х = 2лс Р<жР f ехр[ - (1+OJ р у2] ydy . (3.37)
Как и ранее, представляя правую часть в виде
Iexpi р и di р н
64
найдем после интегрирования:
лс„ р v At, Q — рГ окр х д
(3.38)
Приравнивая Qx и Qo и подставляя р иу, получим формулу для определения относительной избыточной температуры на оси струи:
Ч _ 0.3(l+QjJ 1 d0
At0 tg(X0 5v I To x
(3.39)
Средняя скорость по площадиу'ср представляет собой отношение секундного расхода воздуха в струе к площади поперечного сечения F. Относительная величина этой скорости для любого значения у = у/у0 может быть определена из выражения:
Lx _ 1-ехр(-0,7у2) хГ -0,7у2
(3.40)
Средняя скорость по расходу v'^ представляет собой отношение секундного количества движения к секундному массовому расходу. Ее относительная величина определяется по формуле
VV М -1 1-ехр(-1,4у2)
vx р Lxvx 2 1 - exp (- 0,7у2)
(3.41)
Из рассмотрения формул (3.40) и (3.41) следует, что при увеличении «у» относительная средняя скорость по площади имеет тенденцию к уменьшению и при у -хоо значение v’^/ vx ->0 относительная средняя скорость по расходу v”^ /vx при у -хю стремится к постоянной величине, равной 0,5.
Средняя избыточная температура по площади в долях от осевой избыточной температуры может быть определена по выражению:
1
Atx ’ 0,7om
1 -exp (-0,70^ 2)
(3-42)
Средняя избыточная температура по расходу At"^ представляет собой отношение секундного количества избыточной теплоты к секунд-
5 Зак 1034
65
ному массовому расходу Ее относительная величина определяется по формуле
At-g. Qx 1
Atx ” (1+CTJ
l-expf-OJU+aJy2)
1 - exp (-0,70^ 3)
(3.43)
Значения относительных средних скоростей и избыточных температур, подсчитанные по формулам (3.40)- (3.42) при ат= 0,7, представлены на рис. 3.8. На этом же рисунке нанесены кривые, характеризующие изменение расходов L’x/Lx и избыточных энтальпий Q’x/Qx, в струе в зависимости от величины параметра у = у / xtga0 5v, ограничивающего контуры струи. Здесь L’x/Lx и Q х /Qx - соответственно расход воздуха и избыточная энтальпия в части струи, ограниченной заданным значением у.
Линии равных скоростей (изотахи) и избыточных температур (изотермы) в струе, заданных соответственно в долях осевой скорости vx и осевой избыточной температуры Atx представляют собой прямые линии и могут быть описаны выражениями:
-^=tga0>eo ^,31ёА
^=tga0.s„ 1/4,7 IgA
(3.44)
(3.45)
Линии равных скоростей и избыточных температур, заданных соответственно в долях начальной скорости v0, и избыточной температуры At0Ha истечении, представляют собой изогнутые линии и описываются уравнениями:
^=tg<4sJ3’31g^ V
х 1 xvo
х At
(3.46)
(3.47)
Если принять, что на границе струи скорость и избыточная температура составляют 5% значений этих величин на оси струи, получим:
66
a)
О 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 у/х
Рис. 3 8. Относительные средние скорости,температуры, расходы и энтальпии а — в осесимметричной струе: б - в плоской и веерной струях.
О 0,05 0,1 0.15 0,2 0,25у/.»
у„=2,1у0,5о; (3.48)
У, = 2,5уовв. (3.49)
С учетом того, что у0 5v= xtgao 5v диаметры струй по динамическим и тепловым границам соответственно равны:
d х
—=4,2tga0S—; (3.50)
uo
d. x
-s-=5tgao,3»-T-- (3.51)
uo uo
3.3.2.2. Плоская струя.При истечении струй из вытянутых щелей шириною Ьо начальное секундное количество движения, отнесенное к единице длины щели, равно
4 = Pob0P0v02. (3.52)
Здесь (1() - поправочный коэффициент на количество движения, равный примерно
67
Секундное количество движения в поперечном сеченииплоской струи на расстоянии х от выпускного отверстия с учетом (3.13) и (3.28)
2р
оо оо
Mx=fPxv2dy=2P<JI4>vx2f е2^ dy = О о
Скорость на оси струи получим, приравняв Мо и Мхи подставляя
(3.53)
значение р.
\ 0.82 [К
’ Т« ’ х
(3.54)
Скорость в любой точке плоской струи определяется из выражения
(3.55)
плоской струе на расстоянии «х» от выпускной щели с учетом (3.28) равен
00 ОС
Lx=fvdy=2vJ s'2™* dy =
V VtF
X
(3.56)
Подставив в выражение (3.56) значения vx, р и разделив его на величину начального расхода, получим формулу для определения относительного расхода воздуха в струе.
-£- = l,74^tga
(3.57)
температуру на оси струи получим, приравняв Qok 9хи используя соотношение (3.28). Начальное количество избыточной теплоты струи, истекающей из щели шириною Ьо равно
Qo = b0voPoCpAto •
(3.58)
68
Секундное количество избыточной теплоты в плоской струе на расстоянии х от выпускного отверстия:
00 оо
= 2с J pxvAtdy=2C р vxAtxf e-iu°->2 о о
c„Pmv,At -VtF рг окр X X dy_ ll (1+CTm)p
(3.59)
Приравнивая 9хи Qo и подставляя значения р, om,vx, получим выражение для определения избыточной температуры на оси струи
Atx 0.23 ГБ7
At, tgaasjT0 Vx •
(3.60)
Кривые изменения значений средних скоростей и температур на основном участке плоских струй в зависимости от величины у илиу/х приведены на рис. 3.8.
3.3.2.3. Веерная струя. При истечении струй из кольцевых отверстии, имеющих радиус г0 и высоту щели Ъо (рис.3.9), секундное количество движения равно
M0 = 27tr0p0b0p0v02 . (3.61)
Секундное количество движения в веерной струе на расстоянии хот воздухо выпускной щели с учетом (3.13) и (3.28)
00 00
М - 2л (х + r0 )f pxv2dy=4n (х + r0 )р v2 f ехр(-2руг) dy=
О о
2л (х + rjp^v 2 Ул~
(3.62)
Скорость на оси струи получим, приравняв Мо и Мх и подставляя значение р
vx _ 0,82 . о дI^okp *
(3.63)
Спорость в любой точке веерной струи определяется из выражения
0,82 .ПУо
^tga0.Jx(x + ro)
(3.64)
’ То
69
Секундным расход воздуха в веерной струе на расстоянии х от выпускной кольцевой щели с учетом (3.13) равен
00 00
Lx = 2л (х + r0 )2 [ vdy=4Ti (х + r0) yj expf-py2) dy = о о
_ 2л (х + г^у^л/л
'fp
(3.65)
Подставив в (3.65) значения vx и ри разделив на величину начального расхода, получим выражение для определения относительного расхода воздуха в веерной струе (при tga0 5v = 0,1):
(3.66)
Избыточную температуру на оси струи получим приравняв Qx к Qo. Начальное количество избыточной теплоты в веерной струе, истекающей из щели высотою Ьо, равно
Qo = 27trob0PoCpAto
(3.67)
Секундное количество избыточной теплоты в веерной струе на расстоянии х от кромки воздуховыпускного отверстия
Qx = 2л (х + г0 )с2 f pxvAtdy=4n (х + r0) с р v/J exp-fl+cj py2dy = о о
= 2Мх + исрРжрУхДу/л б
^(l+ojp
Приравнивая Qx и Qo и подставляя значения р, от и vx получаем выражение для определения относительной избыточной температуры на оси веерной струи
0.23
Ato К
Vo x(x + r0)
(3.69)
Кривые изменения значений средних скоростей и температур на основном участке веерной струи приведены на рис. 3.8,6.
В табл. 3.1. приведены расчетные формулы для основного участка
70
осесимметричных, плоских и веерных струй.
Для удобства практического использования запись расчетных формул существенно упрощена путем введения коэффициентов «ш» и «п» (табл. 3.1), характеризующих темп изменения соответственно осевых скоростей и избыточных температур на основном участке струи. Расчетные формулы для веерных струй представлены для наиболее распространенных случаев, когда х » г0, те. у/х(х + г J =х . при этом параметры выпускной щели Ьои г0 выражены через ее площадь 2лг0Ь0.
Для инженерных расчетов осевых скоростей и избыточных температур неполных веерных струй применимы формулы веерных струй при подстановке в них соответствующих значений коэффициентов «т» и «и».
3.3.2.4. Коническая струя. Для конических струй характерна развитая поверхность эжекции, что обеспечивает интенсивное перемешивание приточного воздуха с окружающим. Это приближает их к веерным струям. В тоже время подача воздуха коническими струями позволяет получить больший коэффициент воздухообмена, чем при воздухо-раздаче веерными струями, так как воздух, поступающий в направлении рабочей зоны, проходит в этом случае меньший путь смешения.
В отличие от осесимметричной в конической струе максимальные значения скорости и избыточной температуры находятся не в точке, а распределены по окружности, что является предпосылкой для равномерного распределения параметров воздуха по рабочей зоне помещения.
В результате проведенных исследований и анализа работ [13,17 -г 22] установлено, что в зависимости от угла раскрытия (2у) коническая струя (рис. 3.10,а) может смыкаться на определенном расстоянии z/^F0 от выпускного устройства (при 2у = 30 + 90° , z/VF0= 2^5; при 2у= 100 4- 110°, z/VF0= 8 -НО), переходя в осесимметричную; оставаться устойчивой конической (при2у= 120-4 130°); либо стремиться настилаться на плоскость, в которой установлен приточный патрубок, переходя в веерную (при 2у>130°).
Известные зависимости не описывают параметры конической струи во всем возможном диапазоне измерения угла раскрытия струи (от О до л).
Рассмотрим основной участок слабонеизотермической конической сгруи с углом раскрытия 2у, вытекающей из насадка плохцадью поперечного сечения Fo со средней скорость в живом сечении воздуховыпускного устройства v0 и начальным перепадом температур At 0 (рис. 3.10,6).
Начальное количество движения на выходе из приточного насадка
MrPoVX- (3.70)
Секундное количество движения в сечении на расстоянии х от истечения:
71
Рис. 3.10. Развитие конической струи: а) схема истечения;
б) расчетная схема.
PdF. (3.71)
Элементарная площадь конической поверхности dF, в пределах которой скорость и избыточную температуру можно считать постоянными, в проекции на ось у (рис. 11.2) выражается следующим образом:
72
dF =
7l[x siny + (у + dy)cosy]2 - я(х siny + у cosy)2
. (3.72)
cosy
Преобразуя соотношение (3,72) и пренебрегая величинами второго порядка малости, получим
dF = 2л(х siny + cosyjdy.
(3.73)
Формула (3.73), полученная Г. М. Позиным, описывает изменение dF при произвольном угле раскрытия струи: от у=0 до у= 7Т/2.
При у= О из выражения (3.73) получается известное соотношение д ля элементарной площади в осесимметричной струе — dF = 27lydy, а при у= Л/2 — в веерной струе dF = 2ftxdy
Подставляя в выражение (3.71) значения элементарной площади dF и скорости v и выполнив интегрирование, будем иметь
(3.74)
ИГ siny Г / I tgy \1 cosy |tga
где Фк=уь4 tga^rp + Фп Ч1ГТГехР[-1Л1^
(3.75)
tg
1,4 tga — интеграл вероятностей, вычисляемый по таблицам /23/.
Учитывая равенство Мх = Мо, получим формулу для вычисления осевой скорости на основном участке в конической струе
Vx
_£ = m ——
Vo fc X
(3.76)
где mk - коэффициент, характеризующий изменение осевой скорости по д лине конической струи
(3.77)
С учетом выражения для коэффициента затухания осевой скорости осесимметричной струи, приведенного выше, выражение (3.77) примет вид
m L ------ .
1.4 k
(3,78)
73
Отметим, что при у> 35° в формуле(3.75)интегралвероятностейФ-»1, а экспонентой можно пренебречь, те.
ф = 2 J-?- (з ,7Э)
V1.4 tga0 Ss
Тогда
"=0'% <3 80)
что согласуется с данными, полученными в работе [13].
Таким образом, изменение осевой скорости на основном участке слабонеизотермической конической струи зависит не только от относительного расстояния х / Fo, но и от угла раскрытия струи у, причем с увеличением у затухание осевой скорости происходит быстрее (рис. 3.11).
Нетрудно убедиться, что в предельных случаях, те. при у=0 и у=71/2, выражения для осевой скорости у* и коэффициента шк совпадают с известными зависимостями соответственно для осесимметричной и веерной струи, приведенными в выше.
Расход воздуха в произвольном поперечном сечении конической струи выражается интегралом
Lx = jvdF (3.81)
Подставив значения — v и dF и выполнив интегрирование, получим
Lx= 7Tvxx2tg2aoav9k (3.82)
ПГ stay Г tev 1 cosy ( tgy ?
где ^Т+ф< 07wb’l 1
Подставив значение vx, после преобразований получим зависимости для определения относительного расхода в конической струе
-^= 1.36^пу— (з ,83)
Начальное количество избыточной теплоты определяем из соотношения
Q^cp^At^. (3.84)
Количество избыточной теплоты в поперечном сечении струи получим по формуле:
Qx=cP«pMtdF • (3.85)
-xtsr
74
Приравнивая Qxh Qo и используя выражения даяу, AtndF, получим формулу для определения относительного перепада температур на оси конической струи:
At Fo
IT=n>Gr~ • (3-86)
X
nk - коэффициент, характеризующий изменение перепада температур на оси по длине конической струи, равен:
<рк
(3.87)
где
Iй siny | г ____________ fgy
=Ш7(1+ат) tg2aoev Р + I 0,7(1+ат)
cosy ( tgy Y2
+0,7(l+CTm) exp['°’7(1+CT4tgaosJ
Выразим пк через коэффициент затухания температуры в осесимметричной струе :
<Pfc Пк Пос V|/fc •
При у> 35° выражение для примет вид
V0.7(i+qj tga05B
(3.88)
(3.89)
Рис. 3.11. Зависимость скоростных температурных характеристик конической струи от угла раскрытия 2у при tga0 5v=0,1.
75
-.=0'17^— а«ч
что согласуется с данными работы [13].
Дляупрощениярасчетовпоформулам(3.76), (3.82) и (3.86)построены графики функций фк, ф^ и фкпри tgao Д1=0,1 и От=0,7 [24].
Ткким образом, аналитически получены зависимости для осевой скорости, избыточной температуры и расхода основного участка слабонеизотермической конической струи. Формулы справедливы во всем диапазоне изменения угла раскрытия у в случае несмыкающейся конической струи или на участке от начала истечения до точки смыкания.
Экспериментальная проверка выведенных соотношений, выполненная А.Б. Хомлянским [24,25], подтвердила их корректность.
3.3.3. Началънъшучглстокструи.
3.3.3.1. Осесимметричная струя. Винженерныхрасчетахсистемвоз-духораспределения чаще используются закономерности основного участка. Но в ряде случаев, когда размеры выпускного устройства достаточно велики, и оно расположено на сравнительно близком расстоянии от обслуживаемой зоны, появляется необходимость вести расчет по начальному участку. Тккой случай возможен, например, при выпуске воздуха в верхнюю зону помещения через потолочные перфорированные панели или при раздаче воздуха в рабочую зону через панельные воздухораспределители больших размеров. Расчетные зависимости для начального участка осесимметричных струй получим с учетом рассмотренной схемы струи и сформулированных в п. 3.3.1 исходных положений.
Длину начального динамического участка Lv определим, исходя из постоянства количества движения в начале Мо и в конце этого участка.
Количество движения в конечном сечении начального динамического участка, являющегося одновременно начальным сечением основного участка, определим по формуле (3.53) для основного участка:
^pv^a,,... . (391)
принимая х =lv и v =v0. Здесь tga0 =у0 Зо /х.
Согласно приведенной на рис. 3.5 схеме струи, ордината изотахи половинной скорости в конечном сечении начального динамического
участка \Sv=^ao.Sv • (3-92)
С учетом выражения (3.92)
(393)
& и, /
Приравнивая уравнения (3.93) и (3.25) и полагая р = р0 и Р=1, получим:
76
0,59 ,
'’W./"- 13941
Диаметр ядра постоянных скоростей при прямолинейных образующих пограничного слоя, с учетом формулы (3.94), равен
dw=d0(i-i,7^tga0>5v). (3.95)
Диаметр струи по динамическим границам dRu определим, принимая скорость на границе струи равной 5% скорости на оси и имея в виду, что на основном участке диаметр струи равен 4,2y0flv:
du=do(l + 2,5^tgaOSv). (3.96)
Диаметр струи по тепловым границам dt получим, принимая избыточную температуру награнице струиравной 5% избыточной температуры на оси и учитывая, что на основном участке диаметр струи составляет бу^ d=d0(l + 3,3^tga05i)). (3.97)
Количество теплоты, переносимое через любое сечение замыкающего теплового участка, определим из уравнения:
Зло
Qx =р2лс v0 JAtydy + р2лс fvAtydy. (3.98)
р о о
С учетом равенств (3 23) и (3.24), после интегрирования и некоторых преобразований получим
0х=2ярсруЛЛвЛ ^=4 • (3-99)
Функция f (5Я1/у0Др), вычисленная в соответствующем интервале значений аргумента (5w /у0 5t), представлена на рис. 3.12.
Длину ядра постоянных температур lt определим исходя из равенства избыточной энтальпии в начале 90и в конце Qu начального участка по формуле (3,99) для замыкающего теплового участка.
11риравнивая выражения (3.78) и (3.35) и принимая х = ItH Atx = At0, получим
5 ч do=5y£«4v4- (3100)
к У 0,5t J
Решая уравнение (3.100) относительно lttg0 5u/d0 методом подбора с использованием представленной на рис. 3.12 графической зависимости
77
функции f (3OT/yOiet), вычислим
, °-5 я
' %ao.5v °
(3.101)
Осевую избыточную температуру на замыкающем тепловом участке определим из условия постоянства переносимой теплоты в струе. Для этого, приравнивая выражения (3,99) и (3..35), получим
—А 1^ 8tg2a05Jx ] [yost
(3.102)
Рис. 3.12. Значение функции f (sm/yo,st) для осесимметричной струи.
Диаметр ядра постоянных температур при прямолинейных образующих пограничного слоя определяется, с учетом равенства (3,102), по формуле
d«=d0(l-2-^tga05i,). (3.103)
Расход воздуха по длине начального участка складывается из расхода воздуха в ядре постоянных скоростей и в пограничном слое и определяется по выражению:
7id2 ? Г З2 \ ( d \
4=^“ Vo + 27lvojexp( -0.7 (5+(3,104)
где 5=у - dHv/2.
Подставив в равенство (3.104) значения dRu и 80 5и, получим формулу для определения расхода воздуха на начальном участке струи:
[х / х 1 *1
1+0,5 Y+ 0,5 Г (3.105)
Как следует из формулы (3.105), расход воздуха в струе в конце начального участка (x/Iw = 1) увеличивается в два раза по сравнению с начальным расходом Lo.
78
С учетом уравнения (3.94), представим равенство (3.105) в следующем виде:
L х ( х\ г
Т/ l+0.85tgao5V do + l,43tg2a0Ц. (3.106)
Средняя по расходу скорость р определяется исходя из условия, что секундное количество движения в любом сечении струи равно начальному, и тогда
Мх__________________1______________
V° PLxvo l+0,85tgaosu^-+l,43tg2ao j^2 (3.107)
Среднюю по расходу избыточную температуру At^” получим, учитывая, что избыточная энтальпия в любом сечении струи Qx равна началь-ной Qo:
at" = qx =________________________________
At° PkV° I+O,85tgaO5p^-o+1.43tg2aO5t,(7o)2 ’ (3.108)
3.3.3.2. Плоская струя. Д/шнудинамического (скоростного) начального участка Lv плоской струи определим из постоянства количества движения в начале Мо и в конце Мь этого участка.
Количество движения в начале участка при истечении из щели шириной Ьо определяется
мо=Р<М- (3109)
Количество движения в конечном сечении динамического начального участка, являющегося одновременно и начальным сечением основного участка, определим, принимая расстояние от плоскости истечения х =lv и vx = v0 по формуле для основного участка:
м ^pvg>/l„tga0 5t,
• (злю)
Здесь tga0.50=^».
Согласно приведенной схеме струи (см. рис. 3.5) ордината изотахи половинной скорости в конечном сечении динамического начального участка
• (3-in)
С учетом формул (3.110) и (3.111)
79
Mto=Pvo8S%~J- • (3-112)
Приравнивая выражения (3.109) и (3.112) и принимая р=ро. полупим
Ширина ядра постоянных скоростей Ьда при прямолинейных обра~ зующих пограничного слоя с учетом равенства (3.113) составляет:
b^bji-i^g^-tga^) . (З.Ц4)
Ширину струи по динамическим границам bw определим, принимая скорость на границе струи равной 5%-ой скорости на оси, и имея в виду-что на основном участке ширина струи равна 4,2у0 5и
b„=b0(l +2,71 -^Ш0во). (3.115)
Ширину струи по тепловым границам Ьт получим с учетом того, ию на основном участке диаметр струи по 5%-ой тепловой границе составляет 5уЛ л :
J 0,5v
br=b0(l + 3,51-^tga05B). (3.116)
Количество теплоты, переносимой через любые сечения замыкающего теплового участка, определим из уравнения
5>« ОС)
Qx = 2pocv0 jAtdy + 2p0cf vAtdy, (3.117)
О 3nv
С учетом равенства (3.116) и (3.117)
Qx = 2РоСУ0дЦ ехр[-0,7 fer)2]dy +
+ 2Росу0дИ[-0,7 [^_]-A7[^tV]dy. (3.118)
ЗмЛ \J0,5TJ \JO,ST J 1
После интегрирования и некоторых преобразований получим
Qx = 2P()cvoAtxyoer/(-^.] (З.П9)
где
г&)=^[Ж.иф1'^.х('Ь) Iх t * ->*)]♦«*•>•
80
Ф(и) hO(w) — интегралы вероятности от аргументов
J 1,40 5
Ц = у 3 т ЯУ
V 1+Пт У 0,5Т
И
Vl,4 5 w= —-------—
У 0,5Т
^(5яУуодт), вычисленная в соответствующем интервале значения аргумента (6w/y05T), представлена на рис. 3.13.
Длину ядра постоянных температур 1р определим исходя из равенства избыточного теплосодержания в начале (3.58) и в конце QlTтеплового начального участка.
Избыточное теплосодержание в конце теплового начального участка найдем по формуле (3.119) для замыкающего теплового участка.
Приравнивая выражения (3.119) и (3.58) и принимая х = 1ти Atx = At0,
получим
(3.120)
Учитывая, что в конечном сечении теплового начального участка
Уо,вт
(3.121)
получим при замене в формуле (3.121) х на 1т уравнение для нахож-
дения величины 1Т /Ьо:
_^^0.5и Аг
Vo ь ш и
^^о,5у Аг
0,67 Ьо
5v 1т
VcF ь0
(3.122)
Решая уравнение (3.122) относительно с использованием
представленной на рис. 3.13 графической зависимости функции ё (МУо. вычислим
0,58
'-'жЛ (3123)
Осевую избыточную температуру на замывающем тепловом участке определим из условия постоянства переносимой теплоты в струе. Для этого приравняв выражение (3.118) к (3.58) сучетом формулы (3.121), получим:
ь0 —
6 I Уо.ЗГ /
(3.124)
6 Знк 1034
81
Рис. 3.13. Значение функции § (<\v/y0 ет) Для плоской струи.
Ширина ядра постоянных температур для прямолинейных образующих пограничного слоя с учетом равенства (3,123) определяется по формуле
ъят= b0(l - l,72-^tga05„). (3.125)
Расход воздуха по длине начального участка складывается из расхода воздуха в ядре постоянных скоростей и в пограничном слое и опре-де-ляется из выражения
4 = b„vo+2vo Г ехр[-0,7 1 (3.126)
Ояи
Подставив в равенство (3.126) значения bw и 5яи, получим формулу для определения расхода воздуха на начальном участке струи:
LX=LJ1+ 0.42 у) . (3.127)
V
Как следует из формулы (3,127), расход воздуха в струе в конце начального участка (x/lv = 1) увеличивается в ^2Граз по сравнению с начальным расходом Ъо
С учетом уравнения (3.113) представим равенство в следующем виде:
-Г=1+0'62|-Шо,5„- (3.128)
ьо °о
Средняя по расходу скорость v"cp определяется исходя из условия, что секундное количество движения в любом сечении струи равно начальному:
82
Формулыдлярасчетпаосновногоучасткастпруй
Таблица 3.1
Параметръгсгпруи Осесимметричная струя Плоскаяструя Веернаяструя
Относитель- Гг~ Г~
ная скорость VH) т-— т т-—
на оси vjoo X I х X
Относитель-
ная скорость влюбойточке ехр(-0.7у 2) ехр(-0,7у 2) ехр(-0,7у 2)
v/vx
Относитель-
ная избыточная & /КГ
температурила оси п— X п № п X
00
00
u
Таблица 3.1 (окончание)
Пораметрыстпруи. Осесимметричная струя Плоскаясгпруя Веернаяструя
Относительная избыточная температурав любойточке з/^Ъ ехр( -С £ ш 0,65 4 л X Hf0 iT ехр( -0,7 Оту *) - д m Vb0 0.82 JiT^ еХР(-°’7СТтУ2) >/2* _х_ т 033
tga0.So 0,54 t&ao.s„ 1 т0 Токр ЦТ ^аол« ' 0,74 ^ао,5» 1 т 1 0 Токр iT0 ^а0.5в Ч То А Токр 0,29 У iT0 ^а0.5ю Т
PLv0
i+0,62XbotgaO5u
(3.129)
Среднюю по расходу избыточную температуру At”^ получим с учетом того, что избыточное теплосодержание Qx в любом сечении струи равно начальному Qo:
_ Qx 1
At0 pcLxAt0 х (3.130)
1+0,62 b0tga05„
В таблице 3.2 приведены расчетные формулы для начального участ-
ного расхода по длине начального
участка осесимметричной (1) и плоской (2) струй.
85
Формулыдлярасчетаначалъногоучасткасгпруи
00
Таблица 3.2
Параметрыструи Осесимметричная струя Плоская струя
Относительнаяосевая скорость и избыточная 1 1
температура (vx/v0, AtJ
Относительный 1 + °’85(^)^ао.3и + b43(^tg’aoeir i+o.e^-tga
расход в струе LJLO
Относительныйдиа- X X
MempcmpyudJd0 1+2-5d;tga0.51, 1 + 2,7 ]3^tgOto 5v
Относительныйдиа- X X
метрядрапостоянных 1 1 -d^tga0>5p
скоростей dxi/d0
Таблица 3.2 (окончание)
1кцюметрыструи. Осесимметричнаяструя Плоская струя
Относителъныесредние по расходу скорость v"^ v0 иизбыточнаятемпера-тпураЫгЦА^ 1 1
1 +0,85(^)tgaOSi) + i,43(-yjtg2ao5i, 1 +0’6Totgao.5,
Относительная по пло- 1 +o.85(^)tgaO5i,+ 1 +o,6^otga05v
щади скорость и /и0 ( X р ^1 + 2,5 tgOCo 5wj i + 2,z^otgaos„
Относительнаясредняя по площади избыточная x rx V 1 + °’9Т0^а0Ли + 2|jJ ^0.5v 1 + 0,8 ь<^(Х0 5v
температураДРЦЛ^ ( x P (i+2,5-jotgaosJ 1+2,7 dotgOC0 5p
Примечание. d0 = 1,134fq
00
ка осесимметричных и плоских струй.
Изменение относительных и средних скоростей и температур по дли не осесимметричных и плоских струй показано на рис. 3.14, а измене* ние относительного расхода воздуха—на рис. 3.15.
Параметры начального участка веерных струй рассмотрены в п. 4.1, применительно к встречающимся в вентиляционной практике случаям истечения в рабочую зону через круглые перфорированные поверхное ти (например, для случая «затопления» рабочей зоны свежим воздухом).
З.З.З.З. Сравнены расчетных зависимвстейсопытнымиданными
Рис. 3.16. Осевые скорости (а) и избыточные температуры (б) в осесимметричных струях
А — по опытам В. Цимма. [1];
— по опытам Т. 1]рюпеля. [5]:
— по опытам Д. Н. Ляховского.[26];
х — по опытам П. Руднева. [1];
О — по опытам автора.
Полученные формулы сравнивались с результатами эксперимен талы1ых исследований различных авторов и собственными опытами, про веденными со струями, истекающими из открытых отверстий. Исследо вались как изотермические, так и слабонеизотермические струи. Заме
88
Рис 3 17 Осевые скорости (а) и избыточные температуры (б) в плоских струя:, х — по опытам Е Фертмана [1], А — по опытам Г Ф Проскуры. [27] • — по опытам В А Туркуса [28].
О — по опытам автора,
1 — по формуле (3 54) 2 — формуле (3 60)
ры скоростей и температур в нагретых и охлажденных струях воздуха npi скоростях менее 10 м/с производились при помощи термоанемометрог ТАЛИОТ При скоростях свыше 10 м/с для замеров использовались пнеь мометрические микротрубки и микроманометры При производстве и.-мерений контроль за постоянством условий опыта осуществлялся по п( -казаниям микроманометра, фиксирующего перепад давлений, и датчг ков дистанционного полупроводникового термометра, определяющих тех пературу подаваемого и окружающего воздуха Фиксация точек замерог при исследовании струй осуществлялась трехосевым координатником сс шкалой, имеющей цену деления 1 мм
На рис 3 16 приведены результаты экспериментальных исследованш изотермических и слабонеизотермических струй при истечении из открь. тыхотверстийдиаметромвО, 50,40,20и 10мм Скорости выхода воздухе из отверстий составляли 10-46 м/с Избыточная температура на истече нии варьировалась в пределах от 0° до 30 °C На этом же рисунке помете
8
Рис. 3.18 Осевые скорости (а) и избыточные температуры (б) в веерных струях: х — по опытам ГЛЬюва [29].
О — по опытам автора;
1 — по формуле (3.63);2 — по формуле (3.69)
Рис. 3.19. Относительная ширина динамического и теплового ядра на начальном участке осесимметричной струи 1 — по формуле (3,95);2 — по формуле (3.103)
ны опытные данные по осесимметричным струям Цимма В., "фюпеля Т Ляховского Д. РуденаП., а такженанесены кривые, построенные по формулам (3.30) и (3.39).
Плоские струи исследовались при истечении из открытого прямоугольного отверстия размерами 200 х 10 мм. Полученные в опытах зна
90
чения скоростей и избыточных температур на оси плоских струй приведены на рис 3 17 На этом же рисунке нанесены опытные данные по плоским струям Фертмана. Проскуры.Туркуса, а также расчетные кривые,полученные по формулам (3.54) и (3.60)
Опытные данные,характеризующие изменение скоростей и избыточных температур по оси (радиусу) веерных струй,истекающих из радиального кольцевого отверстия,имеющего г0 = 10 мм и г0 = 55,приведены на рис. 3 18 Здесь же нанесены опытные данные Тью-ва Г с изотермическими веерными струями и проведены кривые, построенные по полученным формулам Как видно из рис 3 16-3 19 формулы для расчета осесимметричных, плоских и веерных струй хорошо согласуются с результатами опытов.
3.4. Неизотермические струи
Температура воздуха, подаваемого системами вентиляции, воздушного отопления и кондиционирования, как правило, отнимается от температуры воздуха в помещении. Вследствие различия плотностей подаваемого и окружающего воздуха в образующихся струях возникают гравитационные (архимедовы) силы В приточных струях гравитационные силы могут быть вполне соизмеримы с инерционными и оказывать весьма существенное влияние на их развитие. Из-за векторного характера гравитационного поля влияние архимедовых сил зависит от направления развития струи При горизонтальном выпуске воздуха действие гравитационных сил обусловливает опускание охлажденной струи или всплывание нагретой струи Эти же силы могут обусловливать отрыв охлажденной струи от потолка или нагретой струи от пола При вертикальной подаче воздуха в случае действия гравитационных сил навстречу инерционным происходит торможение струи, а при совпадении их направления увеличивается дальнобойность струи Соотношение между гравитациоными силами в поперечном сечении струи М И. Гримитлиным предложено оценивать текущим критерием Архимеда Агх В качестве характерных величин, входящих в текущий критерий Архимеда, приняты скорость vx и избыточная температура Atx на оси струи, а также расстояние х от выпускного устройства до рассматриваемого поперечного сечения, те
xAtx
v T (3-131)
О хохр
Если принять в первом приближении, что изменения скорости и избыточной температуры подчиняются закономерностям слабонеизотермических струй, то выражение для Агх осесимметричных струй может быть представлено в виде.
91
. n . < Х
т2 Аг о [ а0 ) (3.132)
Здесь Аг0 d0 / v ®Т — критерий Архимеда в начальном сече
нии осесимметричной струи.
Из формулы (3.132) следует, что соотношение гравитационных и инер ционных сил в осесимметричной неизотермической струе возрастает от сечения к сечению пропорционально квадрату расстояния, те.
Агх/Аг0 « (x/dj2. (3.133)
Аналогичным способом подставив в выражение (3.131) зависимости, описывающие изменение осевой скорости и избыточной температуры в плоских струях, получим выражение для текущего критерия Архимеда применительно к плоским струйным течениям:
Л п Л f х )ЗД
• (3.134)
Здесь Ar0 b0 At0 / критерий Архимеда в начальном сечении
плоской струи.
Из формулы (3.134) следует, что соотношение между гравитацион ними и инерционными силами в плоской неизотермической струе воз растает пропорционально расстоянию до рассматриваемого сечения в степени 3/2, те.
Агх/Аг0 ® (x/bj2 . (3.135)
Необходимо подчеркнуть, что текущий критерий Архимеда связан с предложенной И.А. Шепелевым [13] геометрической характеристикой струй следующим образом:
для осесимметричных и веерных струй
Н= 0,9 Ai; ’ (3136)
для плоских струй
Здр- (3.137)
Исследования показали, что в неизотермических струях, подверженных действию гравитационных сил, направленных в сторону развития струи (подача нагретого воздуха вверх или охлажденного вниз), происходит увеличение толщины динамического пограничного слоя. Это при водит к некоторому увеличению углового коэффициента половинной скорости tga0 5v. Влияние гравитационных сил на перенос теплоты, а отсюда и на распределение избыточных температур в поперечном сечении неизотермической струи сказывается иначе. Толщина теплового
92
пограничного слоя по мере увеличения текущего критерия Архимеда уменьшается по сравнению со слабонеизотермическими струями Динамические v и тепловые t границы такой струи схематично представлены на рис. 3 20
В неизотермических струях, подверженных действию гравитационных сил, направленных навстречу инерционным (подача нагретого воздуха вниз или охлажденного вверх), толщина динамического пограничного слоя вначале возрастает, а затем сравнительно резко уменьшается по сравнению со струями, не подверженными влиянию архимедовых сил При этом толщина теплового пограничного слоя, характеризуемая величиной tgct0 sv постоянно возрастает. Характерной особенностью вертикальных струй, развивающихся при противодействии гравитационных сил, является наличие конечного участка, на котором происходит резкое уменьшение толщины динамического пограничного слоя и увеличение толщины теплового пограничного слоя происходит как бы вытекание теплоты из струи в радиальном направлении (рис 3 20)
Установленная на основе экспериментальных исследований зависимость углового коэффициента половинной избыточной температуры tgao 5vt и турбулентного числа Прандтля От от текущего критерия Архимеда представлена на рис 3 21
Для возможности аналитического определения параметров вертикальных неизотермических струй обычно используется [13, 21] идеализированная схема, согласно которой гравитационные силы, уменьшая или
Рис 3. 21. Влияния гравитационных сил на угловой коэффициент по повинной избыточной температуры (а) и турбулентное число Прандтля (6) в вертикальных осесимметричных струях (экспериментальные точки получены для нагретых струй) 1 — совпадение направления действия гравитационных и инерционных сил, 2 — противодействие гравитационных и инерционных сил
93
зывают влияния на толщину динамического и теплового пограничных слоев и не нарушают подобия скоростных и температурных полей в струе* (tga0 5v = const;(Jm = const). Получим аналитические решения для неизо термических струй и сопоставим их результаты с расчетными формула ми других авторов и экспериментальными данными с целью определс ния области возможного использования аналитических зависимостей, выведенных на основе идеализированной схемы струи. Уместно отметил*, что впервые аналитическое решение для вертикальных неизотерми ческих струй получено А. Кестелем [15].
3.4.1. Вертикалъныеструи
Схема основного участка компактной (осесимметричной) неизотермической струи, истекающей из круглого отверстия, изображена на рис. 3.22. Начало координат расположим, как ранее, в центре притом ного отверстия. Рассмотрим элементарный участок струи длиной dx.
Д ля этого участка
dPx = ±dM. (3.138)
Здесь dPx — гравитационная сила, действующая на участке струи dx; dM —изменение количества движения на участке струи dx.
Направление действия гравитационной силы учитывается знаком dPx «плюс» — направление инерционных и гравитационных сил совпа дает; «минус» — гравитационные силы направлены навстречу инерци онным. Травитационная сила dPx на участке струи dx равна:
dPx=[2jrj"(po4,-p)ydy]dx. (3.139)
Выражая разность плотностей - р через разность температур и принимаяТокр/То = 1, получим, с учетом Atx = Atexp( - ру2);
dPx = 2яРшф Ф^ P(y2)ydy = (3.140)
Т<жр ** Т«фР!
О 0,70
Здесь Р>~-----------—-— (о izi.il
tg%5I)x* • (3141)
Количество движения в поперечном сечении струи определяется по формуле (3.29).
С учетом выражений (3.140) и (3.29), равенство (3.138) может быт ь представлено в следующем виде:
94
2!tP_, tot, [ itp_v> ]
—]• (3.142)
Величина At* определяется из условия постоянства энтальпии вдоль свободной неизотермической струи, те QO=QX Приравнивая выражения (3 35) и (3.38), получим
(J+Cjd^VoPoAtoP
AV- TVxp------------- • (3-143)
Подставив выражение (3,143) в равенство (3,72) и заменив и рг их значениями, запишем
0,35(1+Om)d02v0p0At0 dx
Top tg2a V =±d(v2x2) (3.144) тер тгтерЪ 0,5и х
Решение уравнения (3 144) позволяет получить [11] расчетные формулы для определения осевых скоростей, избыточных температур и расходов в вертикальных неизотермических струях Расчетные формулы, выраженные через текущий критерий Архимеда Аг* имеют следующий вид (для <5т = 0,7):
1+2,5Аг*) (3.145)
At* 0,3(1+CTJ jT^l d0 1
At0- tga0,„
(3.146)
(3 147)
Если гравитационные силы отсутствуют или малы и ими можно пренебречь, из формул (3 145)-(3.147) исключаем член, содержащий Аг* и получаем расчетные зависимости для основного участка изотермических и слабонеизотермических струй.
Из сопоставления выражений (3 145) и (3.30) получим коэффициент неизотермичности.
95
3
kH= l±2,5Arx
(3.148)
Коэффициент ыеизотермичности по температуре определим из срав нения выражений (3,146) и (3.39):
1 1
Л'(1 ±2,5ArJ ’ к7 ’
(3.149)
Былиполучены так же расчетные зависимости для плоскихнеизотер мических струй [30].
С учетом выражений д ля коэффициентов неизотермичности кк и ко эффициентов m , формулы для практических расчетов неизотермических струй имеет следующий вид:
Для осесимметричных струй:
(3.150)
(3.151)
(3.152)
Для плоской струи:
At
L0~m К “
В плоских струях:
3
кн = (1±1,8Агж)
(3.153)
(3.154)
(3.155)
(3.156)
Расчетные формулы (3.150) — (3.152) применимы также для инженерных расчетов неполных веерных, веерных и конических струй при подстановке в них соответствующих значений коэффи циентов тип. Экспериментальные исследования струй нагретого
96
воздуха, подаваемого вниз, и струй охлажденного воздуха, выпускаемого вверх производились нами при выпуске воздуха из сопла диаметром 80 мм Осесимметричные струи нагретого воздуха, подаваемого вертикально вниз, изучались также Р Кнааком [31] и Л Хелан-дером [32]. Первый изучал струи при выпуске нагретого воздуха через сопло диаметром!02 mm(v0 =1,5 12 м/с, At0 =20. 40°С), второй — при истечении через цилиндрические трубы диаметром 150 и 440 мм (v0 = 5 8,7м/с, At0 = 22. 44°С)
Как видно из рис 3 23, на котором сведены вместе результаты этих исследований, гравитационные силы оказывают существенное влияние на характер изменения скоростей и избыточных температур в струе Опытные данные по осевым скоростям удалось обобщить, представив в коэффициент неизотермичности в зависимости от текущего критерия Архимеда (рис 3 24) Как видно из рисунка, расчетные формулы для определения скоростей удовлетворительно подтверждаются результатами экспериментов Опытные данные по осевым избыточным температурам, представленные на рис 3 24 в виде зависимости kH' (Агх), при Агх>0,25 резко расходятся с результатами расчетов. Это объясняется тем, что на конечном участке неизотермической струи, развивающейся при противодействии гравитационных сил, происходит вынос тепла в радиальном направлении (см рис 3 20), те существенно нарушаются тепловые контуры струи (по сравнению с принятыми в расчете) Результаты исследования струй нагретого воздуха, подаваемого вверх, и охлажденного, подаваемого вниз, приведены на рис 3 25 Здесь наряду с данными, полученными нами, приведены результаты опытов В Кливса и Л Белтера [34], исследовавших струи нагретого воздуха, выпускаемого вверх из сопла диаметром 28,6 мм (v0 = 4 17,1 м/ с Ato=65O 700°С) Как видно из рис 3 25, при совпадении направления действия гравитационных и инерционных сил увеличения осевых скоростей в струях по сравнению со слабонеизотермическими почти не происходит даже при сравнительно больших значениях текущего критерия Архимеда Коэффициент неизотермичности, определенный по результатам опыта, значительно меньше расчетного Это объясняется тем, что увеличение количества движения в струе происходит главным образом вследствие роста толщины динамического пограничного слоя Замеры осевых избыточных температур подтверждают факт увеличения количества движения и расхода воздуха в неизотермических струях падение избыточных температур на оси струи нагретого воздуха, подаваемого вверх, или охлажденного, подаваемого вниз, происходит интенсивнее, чем в слабонеизотермических струях Результаты опыта неплохо подтверждают расчетные зависимости для определения избыточных температур
1 Зак 1034 9 7
Рис. 3.23. Относительные осевые скорости (а) и избыточные температуры (б) в вертикальных осесимметричных неизотермических струях при
Следует отметить» что в работах В.И. Полушкина [10] предприняты шаги к уточнению аналитических зависимостей для расчета вертикальных неизотермических струй путем введения в эти зависимости полученных из опытов значений характерных параметров струи (tga ,om и др.). Такой подход позволяет повысить сходимость расчетных и опытных данных. Располагая данны-
направлении гравитационных сил навстречу инерционным
ми о критических значениях текущего критерия Архимеда, при которых происходит полное размывание струи (Агх= 0,4 для осесимметричных струй и Агх = 0,5 для плоских струй), нетрудно получить рас-
Рис. 3.24. Влияние гравитационных сил на относительные осевые скорости (а) и избыточные температуры (б) в вертикальных неизотермических струях (при противодействии гравитационных сил) 1 — по опытам Хеландера [32,33]; 2 — по опытам Кнаака [31]; 3 — по опытам И.А. Шепелева и В.Н. Посохина [14]; 4 — по опытам автора; 5 — по формуле И.А Шепелева [14]; 6 — по формуле В.Н. Талиева [21]; 7 — по формуле (3.148) и (3.149); 8 — по результатам опытов этих авторов.
98
четные зависимости для определения дальнобойности вертикальных неизотермических струй, развивающихся при противодействии гравитационных сил:
для осесимметричных и неполных веерных струй
х 0,63m
\'пАг0 для плоских струй
(3.157)
0,63т4/э
Ь~ з|------
° HnArJ
Рис. 3.25. Влияние гравитационных сил на относительные осевые скорости (а) и избыточные температуры (б) в вертикальных осесимметричных струях (при совпадении направления действия гравитационных и инерционных сил)
1 — по данным Кливса и Белтера [34]; 2 — по опытам автора; 3 — по формуле И.А.Ше-пелева [13];
4 — по формуле В.НЛЬлиева 121]:
5 — по формуле (3,148).
3.4.2. Горизонтально направлен-ныеструи
При выпуске приточного воздуха в горизонтальном направлении действие гравитационных сил, как уже отмечалось, обусловливает всплывание струи нагретого воздуха вверх или опускание струи охлажденного воздуха вниз. Исследования показали, что по
мере отклонения струи под действием архимедовых сил от задан-
ного на истечении направления происходит постепенное увеличение толщины динамического пограничного слоя. При этом увеличивается также и значение углового коэффициента половинной скорости tga . Толщина теплового пограничного слоя, характеризуемого значением tga , в горизонтально направленных неизотермических струях под действием гравитационных сил постепенно уменьшается по сравнению со слабонеизотермическими струями. Все это приводит к изменению взаимного расположения тепловых и динамических границ вдоль потока: динамические границы постепенно расширяются, а тепловые сужаются (см.рис.3.20). Таким образом, по мере отклонения горизонтальной на истечении струи от заданного ей направления под действием гравитационных сил в
струе начинают происходить те же явления, что и в вертикальных неизотермических струях при совпадении направления действия гравитационных и инерционных сил.
Учитывая, что определяющим параметром в неизотермических
99
Рис. 3.26. Зависимость (3.159) для определения траектории горизонтально направленных осесиммегрич-ных (а) и плоских (б) неизотермических струи
струях является текущий критерий Архи меда, уравнение траектории, связы ваюгцее текущие координаты (у и х) искривленной оси, можно представить в следующем виде:
у=кАгл?х. (3.159)
где к — коэффициент пропорциональности, определяемый на основе обработки экспериментальных данных.
Как показывают результаты опытов, коэффициент пропорциональности может быть принят равным 0,6 для осесимметричных струй и 0,7 для плоских струй (рис. 3.26).
Подставив в уравнение (3.159) установленные из опытов значения коэффициента пропорциональности к и величины, входящие в текущий критерий Архимеда, получим:
для осесимметричных струй
(3.160)
для плоской струи
п ж [2L)5/2 m2 ‘“4dJ
=0,7~ Аг, Ьо
(3.161)
На рис. 3.27 нанесены опытные точки, а также расчетные кривые, полученные различными авторами, изучавшими горизонтально выпускаемые струи. Как видно из рисунка, для осевых скоростей наблюдается заметное расхождение результатов расчетов и экспериментов. Несмотря на прирост количества движения вследствие действия подъемной силы, максимальные скорости в горизонтально выпускаемых неизотермических струях фактически не превышает таковые в изотермических струях. Причина расхождения теоретических зависимостей с опытными данными, на наш взгляд, та же, что и в вертикальных неизотермических струях при совпадении направления действия гравитационных и инерционных сил. В связи с этим в практических расчетах рекомендуется максимальную скорость определять по формулам изотермических струй. Опытные точки, характеризующие изменение максимальных избыточных темпе-
100
ратур (рис 3 27, б), лучше согласуются с расчетными кривыми
Для вентиляционно-отопительной техники значительный интерес представляют закономерности развития струй охлажденного воздуха, выпускаемого в горизонтальном направлении вдоль поверхно-
сти потолка, или струй нагретого воздуха направленного вдоль пола
Такого рода струи настилаются на поверхность ограждения и развиваются вдоль него до определенного сечения, в котором под действием грави'1 ационных сил происходи! огрыв струи Затем струя развивается как свободная
Исследования показывают, что отрыв струй охлажденного воздуха от потолка (или нагретого воздуха от пола) происходит при одном и
том же соотношении гравитационных и инерционных сил в критическом сечении струи, т с при определенных значениях текущего критерия Архимеда, равных для компактных струй примерно 0,3, для плоских струй 0,25 и для веерных струй 0,2
Исходя из установленных значений текущего критерия Архимеда можно получи гь расчетные зависимости для определения относительных расстояний до места отрыва
для осесимметричных и неполных веерных струй
хотр 0>55т 'l пАг0
для веерных струй
0,45m
(3.162)
(3.163)
для плоских струй
101
x_ 0,4m*8 отр __________
bo ^(nArJ2
(3.164)
3.5. Конвективные струи
Конвективные (тепловые) потоки, образующиеся над источниками тепловыделений наряду с приточными струями, являются одной из основных причин возникновения циркуляции воздуха в помещении. В производственных помещениях, имеющих мощные сосредоточенные источники тепловыделений, конвективные струи играют решающую роль в распределении теплоты и примесей в помещении. Совершенно очевидно, что для успешного решения вопросов организации воздухообмена в вентилируемых помещениях необходимо знать закономерности распространения конвективных потоков.
Изучению закономерностей конвективных струй посвящены работы Г.Н. Абрамовича [5], И.А.Шепелева [35], В.М. Эльтермана [36], В.В. Дерюгина [37] и др.
Конвективный поток возникает в результате нагрева воздуха, соприкасающегося с отдающей теплоту горизонтальной или вертикальной поверхностью. При нагревании воздух увеличивается в объеме и вытесняется вверх более холодным и поэтому более плотным окружающим воздухом, подтекающим, в свою очередь, к нагретой поверхности. Характер движения в конвективной струе неодинаков и зависит от величины произведения критериев Грасгофа и Прандтля (GrPr). Эти критерии являются, как известно, определяющими для процесса теплоотдачи при свободной конвекции. При значениях GrPr < 5 • 102 конвективная струя на достаточно большом расстоянии от источника теплоты является ламинарной. По мере увеличения размеров нагретой пластины и возрастания разности температуры на ее поверхности и в окружающей среде (Atn), те. при больших значениях произведения критериев GrPr, движение в конвективной струе тур-булизируется, а при GrPr > 10е наблюдается развитое турбулентное движение.
В производственных условиях преобладают турбулентные конвективные струи, которые нами и рассматриваются.
Образующаяся конвективная струя при достаточной мощности источника тепловыделений интенсивно перемешивается на всем пути своего развития с окружающей средой, вовлекаемой в поступательное движение. Объем перемещаемого струей воздуха от сечения к сечению увеличивается; избыточная температура снижается.
Если источник тепловыделений имеет в плане форму круга или квадрата, образуется осесимметричная (компактная) конвективная струя.
Если источник тепловыделений вытянут в плане, образуется плоская конвективная струя. Как осесимметричную, так и плоскую кон
102
вективную струю можно разделить по длине на участок формирования и основнойучасток. Участок формирования называют также разгонным [36].
На участке формирования (рис. 3.28) конвективных струй происходит постепенное увеличение скоростей с одновременным образованием из отдельных струек струи с однородным профилем скоростей. В конце участка формирования осевая скорость достигает своего макси
мального значения. Д лина этого участка, по данным различных исследователей [36. 37], в осесимметричных струях составляет (l-2)d, а в плоских струях— (2-2,5) Ь. Здесь d — диаметр круглого или эквивалентный по площади диаметр квадратного в плане источника тепловыделений, Ъ-ширина вытянутого в плане источника тепловыделений. Участок формирования содержит пограничный слой, прилегающий к нагретой поверхности. Участок формирования состоит из ламинарного подслоя, расположенного непосредственно у нагретой пластины и основного пограничного слоя. Высота пограничного слоя равна примерно 0,2d. В ламинарном подслое движение происходит вдоль пластины от периферии к центру. В основном пограничном слое окружающий воздух подтекает к нагретой пластине в виде отдельных струек, огибающих поднимающиеся вверх от нагретой поверхности струйки горячего воздуха. Окружающий воздух опускается к нагретой пластине в том месте, в котором в данный момент
Рис. 3.28. Схема формирования и развития конвективной струи
1 — участок формирования;
II — основной участок.
всплыла вверх нагревшаяся около нее масса воздуха. Таким образом, из пограничного слоя конвективная струя вытекает не сплошной массой по всему сечению, а в виде отдельных струек, напоминая течение, образующееся при выпуске приточного воздуха через перфорированную пластину или решетку (п. 4.1). Процесс слияния отдельных нагретых струек в сплошной поток сопровождается диффузорным эффектом, наиболее характерным для центральных струек, к которым затруднено подтекание окружающего воздуха. В результате этого на участке формирования имеет место разрежение, вызывающее уменьшение ширины или диаметра струи.
Основнойучасток располагается за участком формирования. На
103
этом участке профили скоростей и избыточных температур симметричны относительно осевой линии.
В то же время в связи с тем, что количество движения на основном участке конвективной струи вверх по потоку возрастает (Мх ф const), а избыточное теплосодержание сохраняется постоянным (Qx= const), происходит непрерывная перестройка скоростных и температурных полей на этом участке.
В конвективной струе турбулентное число Прандтля не сохраняется постоянным, также как и в вертикальных неизотермических струях при совпадении направления действия гравитационных и инерционных сил (рис. 3.20,а).
в — расположена в углублении.
В связи с этим профили скоростей и температур на основном участке конвективной струи не подобны.
Параметры конвективной струи в значительной мере зависят от условий подтекания окружающего воздуха к нагретой пластине. Чем более затруднено подтекание воздуха к источнику теплоты, тем большее разрежение наблюдается на участке формирования струи. Это приводит при равной тепломощности источника к уменьшению подъемной силы, в результате чего скорость и расход воздуха в струе уменьшаются, а избыточные температуры увеличиваются.
При расположении нагретой пластины на основании (рис. 3.24,а), как показали опыты О.Н. Тимофеевой, сопротивление подтеканию меньше, чем в случае нагретой пластины, заделанной заподлицо с плоскостью (рис. 3.24,6). Над пластиной на основании создавалось меньшее разрежение, и, как следствие, в этом случае большие (на 20-25%) величины скоростей и расходов и меньшие (приблизительно на эту же величину) значения избыточных температур. При расположении нагретой пластины в углублении (рис. 3.29,в), условия подтекания затрудняются, и в результате скорость и расход воздуха в конвективной струе оказываются ниже, а избыточная температура выше, чем для пластин, указанных на рис. 3.24, а,б.
104
3.5.1. Осесимметричные струи f
Расчетная схема основного участка осесимметричной конвективной струи изображена на рис. 3.30. Начало координат расположено в центре верхней плоскости нагретой пластины.
Для описания профилей относительных скоростей и избыточных температур в поперечных сечениях конвективных струй воспользуемся связями (3.13) и (3.17).
Гравитационная сила АРХ, действующая на участке конвективной струи dx, определяется по формуле (3.140), а приращение количества движения на этом же участке равно d(7ip /2р).
Полагая, что количество избыточной теплоты в каждом поперечном сечении конвективной струи, определяемое по формуле (3.38), сохраняется неизменным и равно конвективной составляющей теплоты, выделяемой источником, получим
jyjpQ? (з 165)
х ЯС О V рг окр X
Подставив выражение (3.165) в равенство (3.142) и заменив р его значением, имеем:
2 07(1+aj Qo
окр 71с Рокр tg2CX р
Решение этого уравнения позволяет получить выражение для определения скорости на оси конвективной струи:
.= d(v2х2) (3.166)
1.05(1+CTJ
акр Р окр
v* 7itg2a о с т с» т р с
(3.167)
3
Q^X-1/З
Подставив значение (3.167) в выражение (3.165) получим формулу д ля определения избыточной температуры на основном участке конвективной струи:
0,33(1 ^Qj2^
7i*tg*a с/ р2^
з
Qo2/3X-5/3
(3.168)
Из полученных формул видно, что скорость vx и избыточная температура Atx на основном участке осесимметричной конвективной струи по мере ее распространения вверхуменыпаются. При этом падение температур происходит значительно интенсивнее падения скоростей.
Секундный расход воздуха в поперечном сечении струи на расстоянии х от источника тепловыделений может быть определен по формуле (3.33).
105
Подставив в выражение (3.33) значения vx и р. получим
L =
0,31(1 +
О с Т р т р окр г окр
1/3
Qo^3Z5-
(3.169)
Зная закон изменения скоростей и избыточных температур вдоль оси и в поперечном сечении струи, можно определить скорость и избыточную температуру в любой точке конвективной струи.
3.5.2. Плоские струи
Сила вытеснения, действующая на участке плоской конвективной струи (рис. 3.30,6), имеющем длину = 1м, равна
00
dP =[ 2 J (р^- p)ydy] dx. (3.170)
После замены разности плотностей разностью температур и интегрирования получаем:
dpx=
лр At dx i акр x
T~₽ СТя.Р
(3.171)
Секундное количество движения в поперечном сечении струи:
00
Mx=2fpv2dy .
После интегрирования с учетом выражения (3.13) имеем:
Pok₽V2 Л
М =—'--------
* 2р
(3.172)
(3.173)
Секундное количество теплоты в поперечном сечении струи на расстоянии х от нагретой пластины:
00
Q =2с pvAtdy (3.174)
х р о
После интегрирования, с учетом (3.13) и (3.17), получаем:
_ CpPoKPAtx
--------
(! + CTJP
(3.175)
Приравняв секундное количество теплоты в поперечном сечении струи Qx конвективной составляющей теплоты, выделяемой источником Qo, по
106
лучим выражение д ля определения перепада температур по оси струи:
... 1 + СТтР9о СРРокЛ Я
(3.176)
Подставив выражение (3,176) в (3,142), получаем дифференциальное уравнение:
2-07(1 +OJ
(3.177)
Решение этого уравнения позволяет получить выражение для определения скорости на оси плоской конвективной струи:
2-07(1 +Q J
9о
срТ<жрРокр
(3.178)
Из полученной формулы видно, что осевая скорость на основном участке плоской струи, в отличие от осесимметричной, остается постоянной.
Подставив значение (3.178) в (3.176), получаем выражение для определения осевой избыточной температуры на основном участке плоской конвективной струи:
0.29(1+ош)^;токр
™g2a ср2Р«р
3
Q02/3*
(3.179)
Секундный расход воздуха в поперечном сечении плоской конвективной струи может быть определен по (3.56).
Подставив в формулу (3,56) значения Ухир имеем:
ч=
2ntg2a д/(1 + am)
Jo7ср т ’ рг окр окр
1/3
Q0i/3x
(3.180)
В табл. 3.3. приведены основные расчетные формулы для осесимметричных и плоских конвективных струй при значениях экспериментальных констант tga = 0,1 и <Ут = 0,7, составленные для наиболее
распространенного случая, когда температура окружающего воздуха t =20°С; р = 1,2 кг/м3.
3.5.3. Сравнениерезулътатов расчетов и опытов
Экспериментальному исследованию конвективных струй,
107
образующихся над источником тепловыделений, посвящены работы В.В. Батурина и В.М. Эльтермана [38], О.Н.Тимофеевой [39, 40], Э.И.Реттера [41], Л.В.Кузьминой [36], Ю.И.Каца [42] и др.
Представляет интерес сравнение имеющихся результатов экспериментальных исследований с результатами расчета по по-
лученным нами зависимостям, а также по формулам для конвективных струй, предложенным И.А.Шепелевым [35].
Учитывая, что результаты многих опытов по конвективным струям обработаны в зависимости не от количества конвективной теплоты, отдаваемой источником, Qo, а как функция избыточной температуры на поверхности источника тепловыделений Atn = tn - toKp и характерного размера источника, выразим полученные формулы в зависимости от этих величин. Это нетрудно сделать, если учесть, что количество конвективной теплоты, Вт. выделяемой источником, равно:
Qo=OCFAtn, (3.181)
а коэффициент теплоотдачи может быть представлен в виде:
a = 0,135j (GrPr)1'3;
g
a“0,135A. va(273 + tcp)
Рис. 3.31. Скорости (а) и избыточные температуры (8) в осесимметричной конвективной струе 1 — для круглой пластины (1=0,17м; At=50,9... 133,7°С по опытам [38]; 2 — для плиты 1 х 2 м; At=86°C по опытам [38], 3 — для круглой плиты d =0,22 м; At = 187 ..346 °C по опы-там[38]; 4 — по формуле (3,183); 5 -по формуле И.А. Шепелева [35]; 6 — по формуле (3.184); 7 — по формуле И.А.Шепелева [35]
1/3
At I/3=AAt 1/3 n n
(3.182)
Здесь X — теплопроводность, Вт(м- °C); a — температуропроводность, м2/с; t = (tn +/2 — средняя температура, °C.
Су четом выражений (3.181)и(3.182), формулы для определения скоростей, избыточных температур и расходов приобретают соответственно следующий вид:
для осесимметричной струи:
108
/ YA
nx= 0,13Awdw’4tn*’’( A , (3.183)
Atx = 0,24A2/3djy3Atn8/9[ ,
/ Yl ®Z3
Lx = 21A1/3d7/3AtnM>[ ;
для плоской струи: vx = 0,065Ajy3bJZSAtn4/9 ,
(1.184)
(3.185)
(3.186)
Atx = 0,064A2/3b1/3Atns'sl A 1 (3.187)
Lx = 51 A1/3b4/3Atn4Z9 ,
(3.188)
На рис. 3.31 приведены результаты замеров осевых скоростей и избыточных температур в осесимметричных конвективных струях. Опытные точки замеров скоростей на основном участке струй (x/d >1) располагаются по обе стороны расчетной кривой, построенной по формуле (3.183) при значениях tg(X0 =0,1 и Qm = 0,7 (расхождение находится в пределах ± 25%). Пунктиром на рисунке нанесены кривые по И .А. Шепелеву. Разброс опытных точек по температурам меньше, чем по скоростям. Теоретические кривые по определению избыточных температур неплохо согласуются с результатами опытов.
Как уже отмечалось, экспериментальное исследование плоских конвективных струй было выполнено Ю.И. Кацем. Им исследовались струи, образующиеся над двумя вытянутыми в плане электронагревателями, вмонти
а.)
Рис. 3.32. Скорости (а) и избыточные температуры (б) в плоской конвективной струе 1 — для нагревателя при l/b=9, At.= 1...312 °C; 2— для нагревателя при 1 /Ь= 19; At= 151,4...297 °C по опытам [42]; 3 — по формуле (3.186); 4 — поформулеИ-А.Шепелева [35]; 5 — по формуле (3.187); 6 —-по формуле И.А. Шепелева [35].
рованными заподлицо с горизонталь-
ной плоскостью. Первый нагреватель имел ширину Ь= 0,055 м и длину 1=0,5 м, а второй — Ь= 0,08 ми 1=1.5 м. Опыты с первым источником тепловыделений проводились при трех значениях избыточной температуры на его поверхности: 148; 190,8; 312°С. Исследования на втором источнике тепловыделений выполнялись при четырех зна-
109
чениях избыточной температуры на его поверхности: 151,4; 206,5; 256,5; 297 °C. Значения критерия Грасгофа-Прандтля в опытах находились в пределах от 0,7 • 10е до 4- 0е.
На (рис.3.32,а) приведены данные замеров осевых скоростей в плоских конвективных струях [42]. Как видно из рисунка, начиная с высоты х/b = 2,5 и до уровня, равного примерно девяти калибрам, скорости движения струи приобретают постоянный характер. Опытные точки, характеризующие скорости, располагаются по обе стороны расчетных прямых. Расхождение составляет приблизительно 10-15%. Данные по изменению избыточных температур в плоских конвективных струях по материалам работы [42] приведены на рис. 3.32,6. Совпадение между опытными и расчетными данными по избыточным температурам вполне удовлетворительное.
Таблица 3.3
Формулыдлярасчетаконвекптивныхструй
Параметръъструи Осесимметрическая струя Плоская струя
Скорость на оси vx, м/с одзд^х-173 0,065Qojy3
Скорость в любой точке v, м/с vx ехр(-0,7у vx exp(-0,7y-2)
Избыточнаятпемперапи^ ранаосиМх,°С о,24д3/3 х -®/3 0,064g 3/3 x1
Избъгточнаягпемперату-рае любой точке At, °C Atx expf-O.TCT^y ’J Atxexp(-0,70^
Расход Lx, м3 /ч 21Q0,/3xS/3 51Q0I/sx
Примечание: Qo—конвективнаячастъ тепла, выделяемая источником. Вт; у = У/У0.з»
110
Рис.4.1 Профили скоростей в поперечных сечениях струи, истекающей в изотермических условиях через перфорированную панель (к = 0,24; Vn = 5)
4. ОСНОВЫ РАСЧЕТА ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ
4.1. Выпуск из воздухораспределителей с затененными отверстиями
Для вентиляционно-отопительной техники характерен выпуск приточного воздуха в помещение, как правило, через отверстия, затененные решетками, перфорированными листами и тому подобными устройствами.
Проведенные исследования позволили выявить следующую картину образования и развития струи при истечении воздуха из затененного отверстия. Сразу после выхода струек воздуха из отверстий решетки или перфорированной панели они развиваются самостоятельно, не оказывая заметного влияния друг на друга. Затем струйки начинают подсасывать воздух из окружающего пространства и постепенно расширяются. В каждой отдельной струйке имеются как основной, так и начальный участки, параметры которых могут быть определены с использованием зависимостей, приведенных в гл.3. На определенном расстоянии от воздуховыпускного устройства струйки соприкасаются между собой. Профиль скорости в сечении соприкосновения имеет характерный пилообразный вид с провалами между отдельными струйками (рис. 4.1) При дальнейшем развитии соседние струйки начинают взаимодействовать друг с другом. Область взаимного влияния, оконтуренная продолжением динамических границ, коснувшихся струек, расширяется, охватывая все большую толщу со
седних струек. Скорость в области взаимного влияния складывается и в сечении, где образующие динамических границ пересекаются с осями соседних струек, провал скорости между соседни
111
ми струйками полностью исчезает. Таким образом, отдельные струйки в этом сечении теряют свою индивидуальность, сливаясь в сплошной поток. Профиль скорости в слившемся потоке принимает вид, характерный для начального участка струй, истекающих из открытых (незатененных) отверстий.
Участок, на котором происходит слияние отдельных струек в сплошной поток, назван М.И. Гримитлиным участком формирования. Затем следует начальный и основной участки струи. На начальном участке сформировавхпаяся струя состоит из ядра постоянных скоростей, окруженного пограничным слоем. С внешней стороны пограничный слой соприкасается с окружающим воздухом, с внутренней — переходит в ядро постоянных скоростей. По мере удаления от воздухораспределительного устройства пограничный слой утолщается, ядро постоянных скоростей сужается и постепенно исчезает.
Расчетная схема струи, истекающей из отверстия, затененного решетками, перфорированными листами и тоАму подобным устройствами, представлена на рис. 4.2. Длина начального участка, как показывает опыт, зависит от конструктивного оформления выпускного устройства и может изменяться в широких пределах; большая длина соответствует истечению из открытых отверстий, меньшая — из отверстий, затененных решетками или перфорированными листами. С уменьшением коэффициента живого сечения воздухораспределительного устройства длина начального участка уменьшается.
Исследования показали, что профили скоростей и избыточных температур в поперечных сечениях основного участка осесимметричных и плоских струй, истекающих из затененных отверстий, подобны и описываются теми же формулами (3.15) и (3.17), что и в случае истечения из открытых отверстий.
При выпуске воздуха через отверстия,закрытые решетками, перфорированными листами и тому подобными устройствами, на участке формирования условия подтекания окружающего воздуха к центральным струйкам затруднены, в результате чего возникает разрежение, равное сопротивлению подтекания воздуха к струйкам. Чем ближе струйки расположены к периферии, тем это разрежение меньше. Из-за разности статических давлений на участке формирования создается импульс внешних сил, направленный навстречу потоку и вызывающий потерю количества движения в нем. К моменту окончания формирования сплошной струи статическое давление в ней становится практически равным давлению в окружающей среде, в силу чего импульс внешних сил уменьшается до нуля и количество движения в сформировавшейся струе сохраняется постоянным [1].
112
Потери количества движения на участке формирования М И Гримитлин предложил учитывать коэффициентом i = М^/Мо, где — количество движения секундной массы в сформировавшейся струе. Следует подчеркнуть, что по вопросу о потере импульса на участке формирования и необходимости ее учета в расчетных формулах для вентиляционных струй, истекающих из затененных отверстий, до настоящего времени нет единого мнения В связи с этим остановимся на нем несколько подробнее Опыты с перфорированными панелями, имеющими кж с= 0,03 0,4, позволили прийти к выводу, что относительное разрежение ДРОТ/РП за решеткой зависит главным образом от ее коэффициента живого сечения Здесь Рп полное давление перед решеткой Было замечено, что при одинаковом коэффициенте живого сечения относительное разрежение, а отсюда и потери импульса, зависят в определенной мере от конструктивного оформления решетки и в первую очередь от числа рядов отверстий в ней п Этим можно объяснить расхождения в значениях коэффициента vx х 1
m = — —; характеризующего интенсивность падения осевых
О эка S
скоростей на основном участке струй, истекающих из затененных отверстий, в материалах различных исследователей Здесь d3M = йотв п — диаметр отверстия, эквивалентного по площади живому сечению решетки. Так, согласно американским данным [2], коэффициент m неуклонно падает по мере уменьшения живого сечения решетки и при кж с = 0,03 достигает 2,3, а по шведским данным [3], при уменьшении коэффициента живого сечения решетки кж с с 0,77 до 0,05 коэффициент m возрастает с 2.8 до 4,5.
Для выяснения вопроса была поставлена специальная серия опытов [1], в которых наряду с пневмометрическим методом определения импульса сформировавшейся струи использовался предложенный С.Е Бутаковым метод реакции [4] В результате проведенных исследований установлено, что с уменьшением коэффициента живого сечения происходит увеличение эжектирующей способности струек на участке формирования Это увеличение происходит пропорционально относительному шагу между отверстиями Выяснилось также, что для решетки, характеризуемой определенной величиной кж с, эжектирующая способность струек зависит от числа отверстий п или, точнее, от числа рядов отверстий п Для решеток с заданным относительным расстоянием между отверстиями t0 = t0/d3Ke существует критическое значение числа рядов отверстий п^, до которого эжектирующая способность струек на участке формирования сохраняется неизменной и равна расчетной. В этом случае подтекание окружающего воз-
8 Зак 1034
113
Рис 4.3. Зависимость коэффициента i для квадратных перфорированных панелей от числа рядов отверстий Vn~
духа не затруднено и потери импульса на участке формирования не происходит.
По мере увеличения числа рядов отверстий условия подпитки истекающих струек ухудшаются и начинает происходить падение импульса на участке формирования. После того, как число рядов отверстий достигает второго критического значения п^, потеря импульса, достигнув своего предельного для данной ре
шетки значения, сохраняется практически постоянной При числе рядов отверстий п > пкр^ струйки обладают минимально возможной на участке формирования эжектирующей способностью. Из приведенных но рис. 4.3. кривых видно, что величина 1 весьма существенно зависит от числа рядов отверстий и, особенно для решеток с малым коэффициентом живого сечения. Игнорирование
этого явления, очевидно, и приводит к существенному расхождению в результатах экспериментальных исследований, проведенных различными авторами, изучавшими закономерности развития струй, истекающих через затененные отверстия. С целью изучения явлений, происходящих по всей длине струй, истекающих из затененных отверстий в условиях, когда подпитка на участке формирования ухудшена, была проведена серия опытов с подачей нагретого воздуха через перфорированные панели, имевшие различный относительный шаг между отверстиями f 0: 1,25; 2 и 4, что соответствует кж с равному 0,5; 0,02и0,05. Число рядов отверстий в решетках п превышало пкр^. Относительный шаг отверстий, а значит и коэффициент живого сечения, варьировался путем изменении диаметра отверстий.
При истечении из затененного отверстия осевые скорости падают в непосредственной близости от решетки, и это падение происходит тем резче, чем меньше кж с решетки (рис. 4.4,а).
Оставаясь постоянной на некотором участке сформировавшейся сплошной струи, осевая скорость затем начинает медленно уменьшаться. Осевая избыточная температура изменяется иначе: оставаясь вначале почти постоянной, затем она начинает падать быстрее, чем осевая скорость. Величина f 0 достигает постоянного
114
значения, равного 0,7 - 0,8, на различных относительных расстояниях от выпускного устройства (рис 4.4,6). для открытого отверстия на расстоянии x/d0 = 6, при истечении через решетку с кж с = 0,2 на расстоянии x/d0» 8, а при истечении через решетку с кж с = 0,05 на расстоянии x/d0» 10.
Таким образом, закономерности струй, истекающих из открытых и затененных отверстий, существенно отличаются Однако это отличие почти полностью исчезает, если параметры в струе относить не к At, v0, d0, а соответственно к начальным параметрам сформировавшейся струи — Д1ф, уф, и d4>, с учетом коэффициента 1.
Воспользуемся для определения параметров струи в конце участка формирования теоремой о количестве движения, так как для ее применения, как известно, достаточно знать данные о состоянии потока лишь на граничных (контрольных) поверхностях интересующей нас области. Наиболее простое и достаточно хорошо согласующееся с опытом решение получается, если принять, что площадь сформировавшейся струи равна габаритной площади воздуховыпускной решетки, а профиль скоростей в начале сформировавшейся струи равномерный Тогда закон количества движения для контрольных сечений в конце П-П и начале I-I участка формирования можно записать следующим образом (рис 4 5)
Мф = 1М0
и®1 Р^ф = рЛкж X™ (4-1)
115
Рис. 4.5. К расчету участка
формирования струи истекающей Расход воздуха в конце участка формы
через плоские перфорированные рования:
поверхности (квадратные и прямо-
угольные). -I---
L,= F.v ^F v k i 4 £ = LnArjr—4 Г (4.4)
ф ф ф О отв ж. с ~ О | К с j 1 '
Полагая, что в конце участка формирования ширина динамического пограничного слоя отдельной струйки равна шагу между отверстиями t0, определим длину участка формирования 1ф,
Так как, согласно формуле (3.48)
t0=2,ly0.s„ = 2,ltga х.
то
*0
х # 2,ltga
(4.5)
При tga =0,1 значение ф~ 5t0.
При числе рядов отверстий п < пкр1, коэффициент 1 в формулах (4.2- 4,4) принимается равным единице.
Если в расчетные формулы для определения осевых скорости, из быточных температур и расходов воздуха (см. табл. 3.1 и 3. 2) подставить вместо v0, At0 и 0 соответственно уф, А1ф, и ф, то наблюдается удовлетворительное соответствие опытных и расчетных данных. Сопоставление результатов эксперимента с расчетными данными по определению длины участка формирования представлено па рис. 4.6.
При некоторых способах раздачи приточного воздуха места пребывания работающих могут оказаться в зоне начального участка веерных струй. Это может иметь место, например, при выпуске воздуха через круглые перфорированные воздуховоды типа ВПК с перфорацией, размещенной по всей поверхности, или при выпуске
116
Рис 4 6 Длина участка формирования струи 1 — по Иоханесу [5] 2 — по опытам автора, 3 — по формуле (4 5)
воздуха непосредственно в рабочую зону через воздухораспределители вытесняющей вентиляции В этих случаях при истечении через затененные отверстия образуется веерная струя. Расчет участка формирования и начального участка веерной струи, истекающей из затененного отверстия, выполнен в работе [6]
Рассмотрим слабонеизотермическую веерную струю, образующуюся при истечении из цилиндрического воздухораспределителя радиусом г0 и высотою Ьо, имеющего коэффициент живого сечения меньше единицы (рис 4 7) Как и в случае истечения через плоское затененное отверстие, отдельные струйки, вытекающие из отверстий вы
пуклой перфорированной поверхности, при определенных условиях постепенно сливаются в сплошной поток в конце участка формиро-
вания, имеющего длину ф и высоту Ьо Средняя скорость и рабочая разность температур на истечении соответственно равны и Atome. Так как поверхность истечения веерной струи является выпуклой, то векторы скоростей отдельных струй воздуха направлены под углом друг к другу (струйки расходятся) Для определения длины участка формирования ф рассмотрим элемент цилиндрического воздухораспределителя длиной окружности t (t — шаг перфорации) и соответствующим центральным углом а (рис 4 7)
Полагаем, что, как и в случае истечения через плоскую перфорированную панель, слияние отдельных струек в сплошной
поток происходит на расстоянии ф при пересечении оси рассматриваемой струи с границей струи, вытекающей из соседнего отверстия Полуширина струйки равна приблизительно 2(Х0 5и Для треугольника MON, применяя теорему синусов и учитывая, что а = t Л запишем
го+ Ф _ го
sm(n-2aoJ sin0 гдер = 2а09о
(4.6)
117
После преобразований получим выражение для определения длины участка формирования
1=г Sta2a°-g“
* Г°[ sin(2a0Sii-t/r0)
(4.7)
Учитывая, что ao 5v (5°40 ) в радианах равен «0,1, можно записать
го
0,2
sin(0,2 - t/rj
(4.8)
Т&ким образом, длина участка формирования при истечении через выпуклую перфорированную поверхность зависит от радиуса воздухораспределителя и относительного шага перфорации. Как видно из (4.8), при выпуске через выпуклые перфорированные поверхности не всегда струйки сливаются в сплошной поток. Так, если t/r0-> 0,2, то 1ф->оо, те. при t/r0>0,2 слияние струек не происходит.
Скорость в конце участка формирования находим из соотношения (4.1). В случае истечения через выпуклую перфорированную поверхность
М0=2Лр0г0Ь0кж сУ2отв^- ,
(4-9)
МФ = 2лР<Пф(г+УЬо¥Ф •
(4.Ю)
Ро
Из (4.1) с учетом (4.9) и (4.10) и равенства о ? , получим
г окр х О
= у Al k.. _i—— у------ VZ” (4.11)
* С То Цго + Ц 4
С учетом (4.8) скорость в конце участка формирования равна
Т ( t )
v. = 2.25v ’V k i <”ф sin 0,2 — ЧС (4.12)
<р отв уж. с гр I у V '
Ао го
Избыточную температуру в конце участка формирования получим из равенства Qo = Q&. Количество избыточной теплоты на истечении
• (4.13)
в конце участка формирования
118
Q# - 2^СРокр(Г0 + У
Приравняв (4.13) и (4.14), получаем
Т<»Ф ГЛж.с vo
At*-At« То (го+1*) уф
(4-14)
(4.15)
Подставив значение/^ и чф соответственно из (4.8) и (4.12), окончательно имеем
I / t
At =At_ A/5sin 0,2- —
Ф о V г
о
(4Л6)
Определив параметры сформировавшейся струи, можно рассчитать начальный участок, принимая чф и At0 в качестве исходных значений скорости и избыточной температуры, равных скорости и избыточной температуре в ядре начального участка струи.
Длину начального динамического участка lv определим, исходя из постоянства количества движения в начале Мф и в конце Мь этого участка.
Количество движения в конечном сечении начального участка веерной струи, являющегося одновременно и начальным сечением основного участка этой струи, находим на основе (3.70), полагая расстояние от плоскости истечения х = 1ф + lv, скорость на оси струи vx = уф и подставив значение рис. (3.28).
2ллйр^(г0+1ф+ Jjv*» lvtga0>„
VL4"
(4.17)
Приравняв (4,17) и (4,10), приходим к уравнению для нахождения значения 19
1(г +1 +п = 4^ (4-18)
w°+1*+v у д tga05v •
Подставив в (4.18) значение tga0 5v=0.1. получим формулу для вычисления длины начального динамического участка веерной струи
-(Г0+}фМ(?0 + и3+26-7(?0 + ]ф)
К=----------------------------- , (4.19)
2
119
1
T v. где 7,= —. Ьо
го
Го ,-Г _
Ьо’ *=Ъ0
Таким образом, в отличие от осесимметричных и плоских струй, длина начального участка веерной струи, а следовательно и все другие его характеристики, определяются условиями формирования потока и параметром ^.характеризующим геометрические особенности воздухообразующего устройства.
Если г0 —хю, то из зависимостей для расчета веерных струй должны получаться зависимости для плоских струй. Действительно, разделив левую и правую части выражения (4.18) на (г0 + ^)Ь0 и устремляя г0 чоо, приходим в результате к формуле (3.92) для определения длины начального участка плоской струи.
Зная длину начального д инамического участка, находим из геометрических соображений другие его характеристики. Ширина ядра постоянных скоростей
ьда=ь0(1-
х-1,
____ф
1,
(4.20)
Ширина струи на начальном участке по динамическим границам, имея в виду, что на основномучастке ширина струи равна 4,2 (х - l^tgaa6v, равна
Ч=Ьяп+4-2(Х-^а0.3И
(4-21)
Расход воздуха по длине начального участка складывается из расхода воздуха в ядре постоянных скоростей и в пограничном слое, окружающем ядро.
Профиль скоростей в пограничном слое на начальном участке
v
—=ехр ф
-0,7
(У-0.5b J (x-y2tg2a0,Su
(4.22)
С учетом (4,22)
Lx= 2Я(ГО + х)
00 b«,vtf+2v<J ехр 0.5Ь„
(У-0.5b J2
(х- ^2tg2a0,s„
dy
После интегрирования с учетом соотношения
120
i НИл=°'5
и подстановки tgao Sv = 0,1. формула для определения относительного расхода воздуха на начальном участке веерной струи может быть представлена в виде
L г0+х Г (х-7 ) ]
--- +0.2КХ-Ы (4 23)
^ф io 1Ф I v J ’
_ X
где х = , а расход воздуха в конце участка формирования
Ьо
(4-24)
Расчетные зависимости для начального теплового участка веерной струи приведены в [7]. Проверка полученных зависимостей, проведенная А Б Хомлянским [67], показала их удовлетворительную сходимость с результатами экспериментов
4.2. Выпуск из воздухораспределителей с закручивающими устройствами
В последнее время в вентиляционной технике довольно часто применяют воздухораспределители с закручивающими устройствами Закрученные струи, образующиеся при истечении из таких воздухораспределителей, обладают повышенной эжектирующей способностью, следствием чего является более быстрое падение скоростей вдоль потока Эти особенности закрученной струи связаны с наличием у вектора скорости в струе наряду с аксиальными va (параллельными оси струи) и радиальными у. (вдоль радиусов поперечного сечения) компонентами, характерными для прямоточных струй, еще и тангенциальной составляющей vT (нормальной к радиусу поперечного сечения)
Закрученные струи принято классифицировать следующим образом [8]
Слабо закрученная струя — в любом ее сечении аксиальная (осевая) составляющая скорость va имеет на оси максимальное значение (рис 4,9,а)
Умеренно закрученная струя—характеризуется «провалом» осевой составляющей скорости по направлению к оси струи Обрат -
121
ное т ечение по оси отсутствует (рис. 4,9,6).
Сильно закрученная струя — характеризуется наличием зоны обратных токов.
Представление о степени закрученности струй дает параметр крутки, который принято определять из выражения
Мого/2
(4.25)
здесь No—начальный момент количества движения (импульса)
N0=2jIPJr0VaVTdr > О
(4.26)
Мо —начальное количество движения (импульс)
мо = 27lfr(pv2a+ Ap)dr, (4.27)
о
г0 —радиус выпускного отверстия насадка,
Др —разность давления в окружающей среде и в струе.
В настоящее время определение No и Мо из выражений (4.26) и (4,27) затруднено, так как не всегда имеются данные о распределении осевых и тангенциальных скоростей в выпускном отверстии насадка.
Известен широкий ряд устройств [89], обеспечивающих получение закрученных струй. В вентиляционной технике нашли применение завихрители с тангенциальным подводом воздуха (рис.4.10,а) и завихрители с аксиальным закручивающим аппаратом (рис. 4.10,6)
На рис. 4.11 приведены изменения максимальной полной скорости vn, ее составляющих va, vT, vr, а также скорости на оси vx полученные Д.Н. Ляховским [9] в закрученной струе, вытекающей из устройства с улиточным тангенциальным подводом воздуха при параметре крутки 0= 2,07. На рисунке даны отношения скоростей к средней скорости в выпускном сечении насадка
vo = . I428)
где Lo—секундный расход воздуха, м3 /с. Струя с параметром крутки 0 = 2,07 является сильно закручен
122
ной, о чем свидетельствует наличие обратного потока на оси в зоне до х/ d0= 2. Постепенно «провал» скоростей на оси исчезает (x/d0 « 7). Из рисунка видно, что даже в сильно закрученной струе тангенциальные составляющие скорости уже на расстоянии x/d0 = 10 приближаются к нулю.
Впервые свободная закрученная струя была аналитически изучена Л.Г. Лойцянским [10]. Исходя из уравнений движения вязкой жидкости и применяя методы теории пограничного слоя, Л.Г. Лойцянский получил решение для всех составляющих скоростей ламинарной струи в закрученном потоке в виде бесконечных рядов и вычислил коэффициенты первого и второго приближений, а затем обобщил полученные формулы для случая турбулентного движения. Экспериментальное исследование аэродинамики закрученных струй и сопоставление опытных и теоретических данных были проведены Д.Н. Ляховским [9] и в последнее время Р.Б. Ахмедовым [8]. Из зарубежных работ следует отметить
Рис. 4.10. Виды закручивающих устройств
а) — с тангенциальным подводом воздуха;
б) — с аксиальным закручивающим аппаратом
123
эксперименты, проведенные В. Роузом, а также Н. Хигиром и А. Червинским [11].
Современное состояние теоретических и экспериментальных исследований в области аэродинамики закрученных струй с точки зрения возможности применения результатов этих работ в вентиляционной технике можно оценить следующим образом.
Аналитический расчет закрученных струй, базирующийся на дифференциальных уравнениях движения вязкой жидкости, сложен, требует экспериментального определения значительного числа констант и поэтому его использование в практических расчетах затруднительно. С другой стороны, проведенные теоретические исследования и накопленный экспериментальный материал дают возможность построить метод расчета закрученных струй на основе интегральных законов распространения струи, следующих из уравнений пограничного слоя, и эмпирических законов распределения скоростей в поперечных сечениях струи [12]. Такой полуэм-пирический подход является достаточно результативным в смысле получения соотношений, пригодных для использования в инженерной практике.
Вывод основных расчетных зависимостей основан на четырех предпосылках.
Первая предпосылка связана с характером изменения вниз по потоку количества движения и момента количества движения относительно оси струи.
В работе [11] показано, что в закрученной струе изменение импульса М и момента импульса N вдоль струи описывается выражениями:
00
М = 2 Л J r(p + pv2 Jydy, (4.29)
о
00
N = 2Лр[ y2v v dy , (4.30)
о а т
где р — разность давлений в струе и окружающей среде.
Таким образом, для вычисления момента количества движения необходимо знать характер изменения аксиальной и тангенциальной составляющих скорости в сечении струи, а для определения количества движения — распределение аксиальной скорости и избыточного давления по сечению.
Опыты и теоретические расчеты показывают, что в закрученной струе наблюдаются разрежение по сравнению с окружающей средой. Из-за разности статических давлений на участке струи, где есть разрежение, создается импульс внешних сил, направленных
124
&
Рис. 4.11. Изменение максимальных значений полной, аксиальной, тангенциальной и радиальной скоростей вдоль закрученной струи (Э = 2,07)
1 — полная скорость vn/v0. 2 — аксиальная va/v0; 3 — тангенциальная v^/v0;
4 — радиальная vr/v0; 5 — по оси струи.
125
навстречу потоку. В результате на этом участке количество движения уменьшается Исходя из характера изменения разности статического давления на оси и вне ее по закону обратной пропорциональности четвертой степени расстояния от источника и графиков непосредственного замера давления в струе [11], можно считать, что основное изменение статического давления происходит на расстоянии до четырех калибров от плоскости истечения, т.е. в области, которую будем называть участком формирования. Далее на основном участке разрежением можно пренебречь, считая р=0. Для инженерного расчета необходимо знать взаимосвязь между количеством движения на основном участке, моментом количества движения и параметрами на истечении, являющимися характеристиками того или иного насадка, образующего закрученную струю.
Так как момент количества движения вдоль струи не меняется, то
N = N0.
На основном участке закрученной струи разрежение, а следовательно, и внешние силы практически равны нулю, поэтому для него, так же как для прямоточных струй, можно считать количество движения по длине струи постоянным и приравнять импульс на основном участке импульсу в конце участка формирования.
С учетом сказанного уравнение для основного участка струи может быть записано в следующем виде:
00
iM0 = 27ipJv2ady, (4.32)
о
где 1 — коэффициент падения количества движения на участке формирования, определяемый для различных насадков экспериментально.
В качестве второй предпосылки примем, что радиальными составляющими скоростей в струе можно пренебречь, так как они малы по сравнению с аксиальными и тангенциальными составляющими. Правомерность ее подтверждена измерениями составляющих скоро
(4.31)
Рис 4 12 Профили аксиальных (а) и тангенциальных (б) составляющих скоростей в поперечных сечениях закру ценных струй
щ х/<
126
стей в закрученной струе [9 11].
Третья предпосылка заключается в подобии профилей как аксиальных, так и тангенциальных составляющих скоростей в поперечных сечениях основного участка струй. По данным Н. Хигера и А. Червинского, допущение о подобии профилей этих составляющих скоростей, а также профилей разности давлений, вполне оправдано для слабой и умеренной закрутки, начиная с расстояния около четырех диаметров от плоскости истечения. На рис. 4.12 нанесены в безразмерных координатах профили аксиальных и тангенциальных составляющих скоростей в закрученной струе, построенные путем обработки данных В. Роуза. Здесь же представлены экспериментальные точки Э. Туомаса. Факт совпадения эпюр скоростей в безразмерных координатах доказывает подобие как аксиальных, так и тангенциальных скоростей в сечении закрученной струи. Профиль распределения аксиальных составляющих скоростей в поперечном сечении струи подчиняется закону, описываемому формулой (3.13), представленной в виде:
Профили тангенциальных составляющих скорости, согласно Г. М. Позину, можно описать выражением:
(4-з4)
Здесь vamax —максимум аксиальной скорости в поперечном сечении струи; у0 5va — расстояние от оси до точек струи, в которых аксиальная составляющая скорости равна половине осевой; v max— максимум тангенциальной составляющей скорости в поперечном сечении струи.
Формула (4.34) подбиралась из следующих соображений. Тангенциальная составляющая должна равняться нулю при у=0 и асимптотически стремиться к нулю при у ->оо. Эти требования диктуются физическим смыслом вращательного движения в закрученной струе. При анализе профиля тангенциальной составляющей обращает на себя внимания тот факт, что максимум тангенциальной составляющей практически находится в точках, где аксиальная составляющая равна половине осевой.
В качестве четвертой предпосылки полагаем, что избыточная
127
энтальпия вдоль закрученной струи сохраняется постоянной и рм ной избыточной энтальпии на истечении, т.е. Qx = Qo.
Подставив соотношения (4.33) и (4.34) в выражения для количв ства движения (4.32) и момента количества движения (4.30), полу чим:
1М0 = 2яр<тД ехр[- 1.4(-у“) ]ydy (4.3В)
WVamaxVTmaxeXP1.3 °? г Г У fl
No =----------J------ Jy*exp-2(y Jydy (4.301
У У 0,5va 0
Из выражений (4.35) и (4.36) находим искомые формулы для опрел» ления максимальных значений аксиальной и тангенциальной сост;ш ляющих скорости в любом сечении основного участка закрученной
____
vamax = 0,67 Ч р xtgaoeBa , (4.371
No 1
v max-°’52 ipM° x2tga0 5ua (4-381
Выражение для определения аксиальной составляющей скорости i любой точке на основном участке закрученной струи:
I iM 1 г ( у \2 ]
V. - 0.67 V Ч °-7 (]• (4.39)
Руководствуясь четвертой предпосылкой Qx = Qo, получим формул для определения максимальной избыточнй температуры:
Qo (! + 1
At =0,33 7= Ytrfr/ (4.40)
х HipM0 Xtga0.8va 1 ’
Секундное количество движения на истечении с достаточной для практики точностью может быть определено по выражению
м0=^м;,
где Мо—количество движения перед закручивающим устройством.
Из соотношений (4.37) и (4.38) следует, что аксиальная составляю^ щая скорости убывает пропорционально первой степени расстояния от плоскости истечения, а тангенциальная составляющая скорости убывает обратно пропорционально квадрату того же расстояния. Этол факт свидетельствует о быстром вырождении тангенциальной
128
составляющей по длине струи.
По формулам (4.33), (4 34), (4.37) и (4.38) легко найти тангенциальную и аксиальную составляющие в любой точке закрученной струи, а затем определить результирующую скорость vno выражению
v=Vv* + v* . (4 41)
В практических рассчетах определение результирующих скорости и избыточной температуры на оси закрученой струи, образующейся при выпуске через воздухораспределитель различного типа или посредством осевых вентиляторов, придающих потоку вращательное движение, может производиться по формулам компактных струй, приведенным в табл. 3.1, с подстановкой в них соответствующих значений коэффициентов тип (см. раздел 4.7).
4.3. Взаимодействие воздушных потоков
4.3.1. Взаимодействие параллельных струй
При распределении приточного воздуха в помещениях, обслуживаемых системами вентиляции и кондиционирования воздуха, нередко приходится решать задачу по определению скоростей и избыточных температур в параллельно развивающихся струях. Такая задача возникает, например, при выпуске воздуха через расположенные на сравнительно близком расстоянии друг от друга отверстия в боковой стенке канала или стене. Для возможности расчета скоростных полей суммарного потока, образующегося при взаимодействии и слиянии отдельных струй, применяются различные методы [13,14,15].
Наибольшее распространение при определении параметров суммарного потока в вентиляционной технике получил метод суперпозиции количества движения.
Этот метод применительно к системе параллельных сливающихся струй базируется на следующих основных предпосылках.
1. Импульс секундной массы воздуха, проходящего через элементарную площадку dF в поперечном сечении слившегося потока, равен сумме импульсов секундных масс воздуха, проводимых через площадку dF отдельными струями, те ,
pv2^dF = f p v2dF , (4.43)
где п — число сливающихся струй.
2. Избыточная энтальпия секундной массы воздуха, проходящего через элементарную площадку dF в поперечном сечении слившегося потока, равна сумме избыточных энтальпий секундных масс воздуха, проводимых через эту же площадку отдельными струями, те.
9 Зак 1034
129
• (4441
3. Скорость и избыточная температура для каждой из взаимодействующих струй описываются соответствующими уран нениями свободных струй.
С учетом изложенных предпосылок получим расчетные зависи мости для определения скоростей и избыточных температур в сум марном потоке. Наиболее общим является случай истечения воз духа с различными скоростями voi из сопел диаметром doi, располо= женных на различном расстоянии хг от рассматриваемого сечения, где i = 1,2 ..., п. Схематичная картина такого истечения из трех от= верстий показана на рис. 4.13. С учетом уравнения (4,43) и при ус ловии, что плотность взаимодействующих струй одинакова, выра жение для определения скорости в любой точке системы параллель но развивающихся струй имеет вид:
vcbm=\£v2< . (4.45)
Учитывая, что скорость в любой точке одиночной струи v{ связана с осевой скоростью vx{ зависимостью (3.13), и помня, что в осесиммет
ричных струях vx = m v0, получим расчетную формулу для определ е ’
ния скорости в любой точке системы сливающихся струй:
еХР1'2'°'7(’Ж^1 Г (4.4в)
где 1. — расстояние от оси одиночной струи в данном поперечном сечении до интересующей нас точки сформировавшегося потока.
В наиболее распространенном в вентиляционно-отопительной технике случае, когда истечение воздуха происходит из системы расположенных в одной плоскости отверстий (х2= х2 =...= хп= х), имеющих одинаковые диаметры d0 и равные скорости выхода, обо значив
с = ехр[ -2 0,?[—L-] ]
v 1 4tga0J !• имеем
^сум Я Пё Я
----= ш 0 л У, а.с=ш—— к , (4.47)
v0 х V 1 * х " 1 1
130
где ai — число струй в данном поперечном сечении суммарного потока, оси которых расположены на одинаковом расстоянии 1г до рассматриваемой точки; к — число групп струй, оси которых расположены на одинаковом расстоянии до рассматриваемой точки; квз —коэффициент взаимодействия, учитывающий влияние параллельно развивающих струй.
Избыточная температура в любой точке системы слабонеизотермических струй может быть получена, если исходить из предпосылки (4.44) о равенстве суммы избыточных энтальпий отдельных струй избыточной энтальпии сформировавшегося потока. Полагая плотность воздуха в сливающихся струях одинаковой, из уравнения (4.44) получим:
At
L vtAt
(4.48)
Здесь At —избыточная температура в отдельных струях, определяемая без учета их взаимодействия.
Подставив в равенство (4.48) выражения дая vt, At , и , имеем
Для случая, когда выпускные отверстия расположены на одинаковом расстоянии х от рассматриваемого поперечного сечения потока и имеют одинаковые диаметры d0, а скорости на истечении из отверстий v0 и избыточные температуры At0 равны, уравнение (4.49) принимает вид:
(4.50)
где
с,.ехр[-0.7(1 + oj( agS^)’]
131
Еслих<4.-^---
L£>^0,5v
(10 — расстояние между центрами выпускных от вер
стий), то влиянием соседних струй на осевую скорость можно прсне* бречь. В случае, когда 1/х->0, те. по мере удаления от выпускных отверг стий, скорость и избыточная температура в суммарном потоке соотнёс ственно определяются по формулам:
v сум.
(4.51)
(4-52)
На рис. 4.14 приведены значения коэффициента взаимодеЙ* ствия квздля выпускных устройств при tga05u =0.1, расположенье в один ряд (число отверстий п от 1 до 10). Это — наиболее распрос* траненный в практике проектирования случай.
Как показали результаты экспериментальных исследований, кривыми, приведенными на рис. 4.14, можно пользоваться при ин* женерных расчетах для определения коэффициента взаимодейст* вия и по температуре.
Исходя из тех же предпосылок, нетрудно получить расчетные зависимости, позволяющие определить скорость и избыточную температуру в суммарном потоке, образующемся при слиянии пл ос ких струй. Формулы для плоских струй, истекающих из щелевых выпусков одинаковой ширины Ьо при равных скоростях v0 и одина ковых избыточных температурах At0 на истечении, имеют следу ющий вид:
(4.53)
AtCUM
(4.54)
132
Рис 4 14 Коэффициент взаимодействия при истечении из отверстий, расположенных в один РЯД
Результаты исследований показывают, что в тех случаях, когда условия подтекания окружающего воздуха к взаимодействующим струям не затруднены, наблюдается хорошее совпадение экспериментальных данных с расчетом. При ухудшенной подпитке струи окружающим воздухом совпадение несколько нарушается (рис 4 15) из-за образования разрежения в центре взаимодействующей системы струй.
4.3.2.Взаимодействиевстречныкструй
Общие положения теоретического решения задачи о встречных осесимметричных и плоских струях с различными импульсами на истечении рассмотрены М А Лаврентьевым и Б В Шабатом [16] Согласно расчетной схеме этих авторов (рис 4.16,а) вдоль оси симметрии, за которую принимается ось х, движутся навстречу друг другу струи, имеющие различную плотность В месте соударения осесимметричных струй образуются две конические струи одна, распространяющаяся со скоростью vr образована как бы истечением на вершину конуса с внешней стороны, вторая, движущаяся со скоростью v2, образована истечением на вершину конуса с внутренней стороны
И А Шепелевым теоретически изучен [17] случай взаимодействия двух осесимметричных струй, с одинаковыми начальными импульсами (рис 4 16,6) Согласно [17] каждая из взаимодействующих струй вначале распространяется, как свободная, затем тормозится другой струей и растекается во все стороны по воображаемой плоскости, перпендикулярной оси обеих струй и разделяющей расстояние между приточными струями пополам
И А Шепелевым [17] получены расчетные зависимости для определения скорости на оси результирующей струи для этого случая взаимодействия осесимметричных струй. Исследованию осесимметричных и плоских встречных струй посвящена работа В.И. Шершнева [18] В этой работе рассматриваются случаи взаимодействия струй с различными импульсами на истечении Показано, что «место встречи» соударяющихся струй зависит от соотношения импульсов этих струй.
133
Рис. 4.15. Профили скоростей в потоке, образующемся при слиянии 25 компактных струй 1 — по экспериментальным данным; 2 — по формуле (4 53)
Под «местом встречи» понимается: для осесимметричных струй—точ ка, а для плоских — линия, в которой сталкиваются и расходятся пос ле столкновения материальные частицы взаимодействующих струй. Координаты «места встречи» в зоне рассматриваемого основного участка струй зависят от соотношения импульсов встречных струй и определяются из следующих выражений: для осесимметричных струй
(4'551
д ля плоских струй (О \ 2X3
2-Ы ’ (4'56>
ЗдесьХ=^*; X = уМ02 . Ил
М01 М02 — начальные импульсы (количество движения) первой и вто* рой взаимодействующих струй;
х. — координата «места встречи», отсчитанная от среза насадка первой струи;
а — расстояние между срезами приточных насадков. Если приточные насадки имеют одинаковые аэродинамические и геометрические характеристики, величина X принимает вид
^=V<A1'
где v02 и v01—начальные скорости истечения из первого и второго на садков.
134
“J
Рис 4 16 Схема взаимодействия встречных струй
а — по М А Лаврентьеву Б В Шабату [16] б — по И А Шепелеву [17]
На рис. 4.17 представлено сопоставление теоретических и опытных результатов по определению «места встречи» двух настилающихся плоских струй, направленных навстречу друг другу. В результате столкновения образуется результирующая струя, направление которой определяется углом (X отклонения траектории столкнувшихся струй от оси взаимодействия Угол отклонения результирующей струи определяется из теоремы сохранения количества движения и согласно [18]
dM01-dM02
При встрече струй с одинаковыми импульсами на истечении (М01= М02) из приведенной формулы следует, что а=71/2 При взаимодействии струй, истекающих из приточных насадков, имеющих одинаковые аэродинамические и геометрические характеристики,
135
Рис. 4.17. Относительная координата места встречи двух плоских струй (X =
Ни)
V2 - V2 01 02
cosa = —------- (4,58)
V2 + V2 v 01 т v 02
На рис. 4.18 нанесены полученные В.И. Шершневым экспери-ментальные данные по углу откло= нения встречных плоских струй и кривые, построенные по формуле (4.58).
В работе [ 18]приводятся также
зависимости для расчета осевых скоростей результирующей струи, образующейся при соударении осесимметричных и плоских струй. Как показало сопоставление этих зависимостей с результатами опытов, численные значения корректирующих множителей, входящих в эти зависимости,
Рис. 4.18. Угол направления результирующей струи при соударении двух плоских струй.
в каждом конкретном случае должны устанавливаться опытным путем.
В вентиляционно-отопительной технике наиболее часто имеют место случаи взаимодействия направленных навстречу друг другу осесимметричных, плоских или веерных струй, имеющих одинаковые импульсы на истечении и развивающихся вдоль поверхности ограждения (чаще всего потолка помещения). Экспериментальные исследования такого рода струй выполнены Г.А. Смирновой, [19], И.Л. Ганесом
[20], О. Конрадом [21] и др. Обобщение результатов этих эксперимен-
тальных исследований позволило определить величину коэффициен-
Рис. 4.19. Коэффициент взаимодействия встречных струй 1 — осесимметричных; 2 — веерных; 3 — плоских.
та взаимодействия ke^mp в формуле
(4.59)
где - скорость на оси результирующей струи, м/с; vx—скорость на оси настилающейся струи, определяемая на расстоянии х от места выпуска до рассматриваемого сечения результирующей струи.
На рис. 4.19 приведены осреднен-ные значения коэффициента взаимодействия kM, полученные при различ-
136
ных относительных расстояниях а/Ь0 и a/d0 до места столкновения струй Как видно из рисунка, по мере уменьшения расстояния между воздуховьшускнымиустройствами падение скоростей в результирующей струе происходит более интенсивно (величина k^em₽ уменьшается)
4.4. Развитие струй вдоль поверхности ограждений
Выпуск приточного воздуха в вентилируемые и кондиционируемые помещения часто осуществляется таким образом, что образующиеся струи настилаются (налипают) на поверхность ограждения и распространяются вдоль нее Подтекание окружающего воздуха к таким струям ограничено с одной стороны поверхностью ограждения и поэтому их принято называть полуограниченными. Способность приточных струй настилаться на поверхность ограждений широко используется при проектировании систем воздухораспределения. Благодаря настиланию струи на потолок и стены помещения удается существенно увеличить путь ее движения от выпускного устройства до зоны пребывания людей и тем самым в конечном счете снизить скорости и перепады температур в месте внедрения струи в рабочую зону. Рассмотрим кратко специфику струй, настилающихся на поверхность ограждений.
В струях, выпускаемых и развивающихся вдоль поверхности ограждения, существует две области течения, внешняя —от линии максимальных скоростей до окружающей среды и внутренняя — от линии максимальных скоростей до поверхности ограждения Во внутренней области струи наблюдается пристенныйхарактер течения, во внешней—струйное движение.
Профиль скорости во внешней области полуограниченных струй достаточно хорошо описывается зависимостью (3 13). Пристенная область течения в этих струях намного меньше внешней: линия максимальных скоростей vx, разделяющая струю на две области, располагается от поверхности ограждения на расстоянии, равном приблизительно 0,2 у0 5и, те. ширина пристенной области составляет около 0,1 всей ширины струи В среднем угол наклона линии максимальных скоростей к поверхности ограждения равен примерно 1°С. Угол наклона линии половинных скоростей составляет 5-6 °C.
Если пренебречь внутренней областью течения, т.е. предположить, что полуограниченная струя состоит из внешнего струйного потока, и полагать импульс в этом потоке постоянным, то можно воспользоваться предложением В В. Батурина [22] и рассматривать полуограниченную струю как половину свободной струи, имеющей двойную площадь 2F0. При этом максимальная скорость в полуограниченной струе должна увеличиваться по сравнению со свободной в V2 раза. Проследим, подтверждается ли это положение опытными данными.
Воспользуемся имеющимися экспериментальными материалами по полуограниченным струям и определим значения коэффициента увели-
137
чения скорости kn = v” /vx . Здесь v” и vx — максимальные скорости В полуограниченной и свободной струях.
Как видно из рис. 4.20, в осесимметричных струях на расстоянии до 5d0 коэффициент kn = v” /vx практически равен единице; он достигает своего максимального значения, равного примерно ^2 , на расстоянии х « 20do. С учетом этого обстоятельства Б.В. Баркаловым [28] приводит= ся уточненные значения коэффициента kn в зависимости от paccroih ния до выпускного отверстия.
В вентиляционной технике довольно часто встречаются случаи ШМн стилания струи сразу на две плоскости: на потолок и прилегающую |
л)
I)
Л)
Рис. 4.20. Коэффициент увеличения скорости в полуограниченных струях (сплошная линия соответствует зависимости kn - v" /vx = V2 )
а) осесимметричных по опытам В.И. Миткалинного[23]; А.Я. Абдюшева,
В.А. Бахарева, Л.В. Федорова[24]:
б) плоских по опытам В. Керка [25]-1; З.Б. Сакипова [26] — 2;
в) веерных по опытам Н.А. Гельман [27].
138
нему стену помещения Специально поставленные исследования во НИИОТе (С.-Петербург) показали, что при таком случае настилания осесимметричной струи коэффициент увеличения максимальной скорости в струе равен 1,6-1,7, т.е. падение скоростей в такой струе происходит в 1,2-1,3 раза медленней, чем в струе, развивающейся вдоль одной плоскости.
4.5. Развитие струй в ограниченном пространстве
Развитие струй в ограниченном пространстве (стесненных струй) может происходить по тупиковой [29] или проточной схеме. При тупиковой схеме, когда вытяжное отверстие расположено в той же плоскости, что и приточное, начальный объем воздуха (так называемый транзитный расход), достигнув конца помещения, разворачивается и движется навстречу основному потоку. В проточной схеме, когда вытяжное отверстие находится на противоположной стороне от приточного, транзитный расход удаляется из помещения и в обратном движении не участвует. В стесненной струе различают два критических сечения, первое, после которого начинают ухудшаться условия и возможности подпитки струи, и второе, когда эжектирование окружающего воздуха прекращается. После второго критического сечения происходит отсоединение масс воздуха от струи и вовлечение их в возвратное циркуляционное движение. В плоскости второго критического сечения наблюдаются наибольшие значения скоростей в обратном потоке, так как в этом сечении расход воздуха в обратном потоке наибольший, а площадь для прохода этого потока Fn - наименьшая. Отметим, что в первом критическом сечении струя занимает примерно 25% площади поперечного сечения помещения, приходящейся на одну струю, а во втором — 40-45%.
Если дальнобойность струи хтах меньше длины помещения 1, то в части помещения 1—хтах образуется слабовентилируемая зона. В этой зоне при тупиковой схеме возникает замкнутое циркуляционное движение, а при проточной начальный расход движется по направлению к вытяжному отверстию со средней скоростью, равной L0/Fn.
Влияние ограниченного пространства на развитие струй практически удобно учитывать введением в расчетные формулы свободных струй соответствующих коэффициентов стеснения, представляющих собой отношение скорости, расхода или количества движения в стесненной струе к соответствующим величинам в свободной струе.
Для нахождения коэффициентов стеснения в осесимметричных и плоских струях воспользуемся методом «сдвига скоростей», предложенным И А. Шепелевым и М Д. Тарнопольским [17].
Рассмотрим более подробно вопрос определения коэффициента стеснения по скорости кс, имеющего наибольший практический интерес. Этот коэффициент, как уже отмечалось, представляет собой отношение
139
осевой скорости vx в стесненной (^РУе к соответствующей скорости v в свободной струе, kc = v’xAx
Решим задачу применительно как к основному, так и к начальному участку осесимметричных и плоских струй, развивающихся по тупиковой и проточной схемам [30]. Согласно упомянутому методу, скорость стесненной струи v’ определяется разность скорости струи v и так называемой скорости сдвига v*, постоянной в каждом поперечном сечении потока. Тогда скорость в тупи1<овои струе
v*T=v* -vf, (4.60)
а в приточной
v^v’ -V? (4.61)
На основном участке струй коэ4)ФиЦиент стеснения определяется по выражению:
, t.n
Vx V'
kTn =—(4-62) C Vx
На начальном участке струй коэффициент стеснения вычисляется по формуле:
v’# vj’n
kTn = — = т _ —- (4.63)
С V. V,
Таким образом, для нахождений коэффициента стеснения необходимо знать скорость сдвига на начал>ном и основном участках струй, развивающихся по тупиковой или приточной схеме. Скорость сдвига определяется из уравнения расхода воздуха в стесненной струе, согласно которому результирующий расход в любом поперечном сечении тупиковой струи равен нулю, а проточно# струи начальному расходу.
Рассмотрим сначала осесимметричные струи, развивающиеся в цилиндре радиусом R, причем в тупиковой схеме удаление воздуха осуществляется равномерно через сечеДие цилиндра, в котором находится выпускное отверстие, а в проточней также равномерно через открытое сечение, расположенное напрогив выпуска.
Результирующий расход можно определить из соотношений: для тупиковой схемы
2я{ (v - v.T )ydy=O • (4.64)
о
для проточной схемы
2тс| (v - vj )ydy= vo (4.65)
140
где у—расстояние от оси струи, м.
Из формул (4.64) и (4.65), учитывая равенство tiR2 = Fn, где Fn — площадь поперечного сечения цилиндра, легко вывести:
V-r=V-" + 2HF К’ (466)
Используя выражения (4.66) и (4.62), получим, что на основном участке стесненных осесимметричных струй
kc" = kcT+_ 1 — i . (4.67)
4 m "Vf т/F" n n
Соотношение между коэффициентами стеснения тупиковых и проточных струй на начальном участке вычисляется с помощью формул (4.63) и (4.66)
я ( Ц \2
kc=ke+- -Л • (4-68)
4WFJ
Таким образом, отличия в закономерностях движения стесненных струй, развивающихся по тупиковой и проточной схемам, зависят на начальном участке от начального стеснения, определяемого параметром d0/VF^J, а на основном — от начального стеснения, относительного удаления от воздуховыпускного отверстия x/VfJ и его характеристики ш. Разница между тупиковой и проточной схемами становится менее заметной с уменьшением начального стеснения и совсем исчезает при точечном источнике (d0/^Fn =0). Так как k" > kJ, то исходя из физического смысла коэффициента стеснения можно сделать вывод о большей дальнобойности стесненной проточной струи по сравнению с тупиковой.
Из уравнения (4.66) следует, что v.T > v#n. Этот факт, с учетом выражений (4.60) и (4.61), свидетельствует о большей скорости обратного потока в тупиковой, чем в проточной схеме. Отметим, что разность коэффициентов стеснения дня тупиковой и проточной струй не зависит от формы профиля скоростей в свободной струе. Примем, что влиянием схемы развития струи можно пренебречь, если kJ - kJ < 0,1. Из выражения (4.66) найдем соответствующее этому неравенству значение параметра стеснения на начальном участке d0/*VF\^ 0,36.
Подставив в формулу (4.67) практически применяемую величину дальнобойности стесненных струй x/^Fn < 5, найдем начальное стеснение, при котором можно не учитывать схему развития стесненной струи по всей ее длине: d0/VF\ < 5(при ш = 6).
Зная связь между коэффициентами стеснения при тупиковой и проточной схемах, достаточно вычислить значение одного из них (kJ или kJ), чтобы определить и второй. Найдем зависимость для коэффициен
141
та стеснения тупиковой струи, воспользовавшисьвыражением (3.14) /Щй описания распределения скоростей в поперечном сечении основно|,о участка струи. Подставив это выражение в формулу (4.64), проинтег^ рировав и использовав соотношение (4.62), получим для основного уч!Ь стка тупиковой струи:
где
kT= 1 - w, с
(4.0Й)
л
Формула для вычисления коэффициента стеснения на начальной! участке тупиковой струи [30] имеет вид:
kj= 1 -{ф2 + о^У2[1 - ехр(-0.7©2)] + 1,2Лф\|/Ф(1,18©)},
(4.7C
"ТтГ d0 х
Ф -l'7 dotgao,eu): V = 5/Fntga0.e„ =
X ( '/л dJ
°’565 Vf 11' 2 Vf J 0 = ” - -
—------------ + 0,85;
Ф — интеграл вероятности.
Рассуждая совершенно аналогично, можно получить выражения; определения коэффициентов стеснения плоских струй, развивающ! ся по тупиковой и проточной схемам [30].
Приведем конечные формулы:
для начального участка плоских струй (x/b0 < 0,67/tgao5u)
b х кт= 1 -1,49— tga -
С j j j j U,OV
X
-2,12 —tga. .Ф т т с5 U,OV
2 н
+ 0.745
(471)
b к"=кт+— (4.72)
с ° Нп для основного участка плоских струй (x/b0 > 0,67tgao ,
142
(4.73)
к:=ч+пНйНй; ,4 74)
Начальное стеснение Ь0/Нп и относительное расстояние от плоскости выпуска х/Нп сказываются на значениях коэффициентов стеснения проточной и тупиковой струй так же, как и осесимметричных струй Влияние схемы развития можно не учитывать, если Ь0/Нп< 0,013, т = 2,6,х/Нп= 5.
На рис 4 21 представлены результаты экспериментальной проверки некоторыхиз полученных зависимостей Теоретические кривые наначаль-ном и основномучасткахпостроены с помощью соотношений (4.67) и (4.68) (рис 4.21,а) и соотношений (4 72)и(4 74) (рис 421,6). Графики свидетельствуют об удовлетворительном соответствии результатов расчета и опыта
Коэффициенты стеснения по расходу и по количеству движения для осесимметричных струй, развивающихся по тупиковой схеме, находятся по следующим зависимостям
k^=-j~=l-w + wlnw, (4- 75)
MJ
kL= — = 1 - exp(21nw) + 4w(w - 1) - 2w2lnw; (4.76) c M„
При расчете систем сосредоточенной подачи воздуха, когда рабочая зона помещения омывается индуцированным струей обратным потоком, большой интерес представляет возможность определения скорости в э гом потоке На основе метода сдвига получена связь между средней скоростью в обратном потоке v°^ и скоростью на оси свободной струи vx в рассматриваемом сечении
v 1 - w - wlnw
vx = 0,7 VF/я (4 77)
На рис 4 22 нанесены опытные данные, характеризующие изменение коэффициентов стесненияпо расходу kL и по количеству движения к"" вдоль струй Здесь же приведены кривые, построенные по формулам (4 75) и (4 76) Как видно из рисунков, теоретические зависимости, в основном правильно отражая характер изменения расхода и количества движения вдоль струи, развивающейся в ограниченномпространстве, имеют заметное рас-
143
Рис.4. 21. Сопоставление
хождение с опытными данными в начале и в конце струи.
Сравнение экспериментальных данных. характеризующих отношение v^/vx, скри вой, построенной по формуле (4.77), приво дится на рис. 4.23. Наиболее существенно о расхождение между теоретической кривой и результатами опытов наблюдается в ко нечной зоне струи.
Какуже отмечалось, если^Еп/с!> 7(для осесимметричных струй) и Нп/Ь0 > 80 (для плоских струй), то в практических расчетах можно не учитывать схемы развития струи. В этом случае расстояние от выпускного устройства до первого критического сечения равно:
для осесимметричных струй
= Q’15 JR" хч>2 tgan _ п с» 0,5v
(4.78)
ддя плоских струй
результатов экспериментов и q Q55
расчета коэффициентов стес- хкр1= (4.79)
нения по скорости для тупико- I&U'0,5v
вой и проточной схем развития
струй а) — осесимметричных, Приняв в первом приближении д ля осе-
б) —плоских. симметричных струй m = 0,66/tgao Sv и для
плоских струй m = 0,82/Vtgao 5p, представим выражения (4.78) и (4.79) следующим образом:
для осесимметричных струй
x«pl=°>22m^\’
(4.8С
для плоских струй
Х>Ф1 = О,1П1*НП, (4.81)
Расстояние до второго критического сечения составляет: для осесимметричных струй
хкр2= 0,31т7ру, (4.82)
для плоских струй
Х|ф2=0,15пЛ1п. (4.83)
Дальнобойность струй, развивающихся в ограниченном пространстве, можно определить по выражениям:
для осесимметричных струй
144
Рис. 4.22. Сопоставление результатов экспериментов и расчета коэффициентов стеснения струи по расходу (а) и по количеству движения (б) 1 — по опытам В.Н. Розенберга [29]; 2 — по опытам С.Ф. Мачачи.
XniM=0,62mVF7 (4.84)
для плоских струй
xmex=0,3m2Hn. (4.85)
Таким образом, максимальная дальнобойность струй равна удвоенному расстоянию до второго критического сечения.
При расположении выпускного отверстия на высоте h>0,85 струя настилается на перекрытие, и тогда расстояния хкрГ хкр2 и хтах увеличиваются в \2 раза.
Максимальная скорость в обратном потоке вычисляется по следующим зависимостям:
Рис. 4.23. Изменение средней скорости в обратном потоке (обозначения те же, что и на рис. 4.22).
10 Зак. 1034
145
для осесимметричных струй v^ = 0,78vo^, (4.86)
для плоских струй
, ь
v± = O,75vo^. (4.87)
л.
4.6. Воздухораспределительные устройства и их характеристики
4.6.1, Общие сведения.
В таблице 3.1 приведены теоретически полученные выражения для определения коэффициентов шип, характеризующих темп изменения соответственно осевых скоростей и избыточных температур в осесимметричных, плоских и веерных струях. При изотермическом истечении ( Т кр/Т0= 1)из открытых воздуховыпускных отверстий с равномерным полем скоростей на выходе (4 = 1; 1= 1; tg 0 5и= 0,1) полученные расчетным путем максимальные значения коэффициентов m равны: для компактных струй 6,6; для плоских струй 2,6; для веерных струй 1,05.
На рис. 4.24 для сопоставления нанесены линии, соответствующие значениям скоростного коэффициента m для осесимметричных (3.30), плоских (3.54), веерных струй (3.63) и приведены экспериментальные точки, полученные различными авторами.
Коэффициенты и связаны между собой через турбулентное число Прандтля сгт:
для компактных струй
1 + m
п= 2 m 1 (4.88)
для плоских и веерных струй
Величина т, как уже отмечалось, для слабонеизотермических струй практически постоянна и равна 0,65-0,7.
На рис. 4.25 для сопоставления нанесены линии, характеризующие относительный темп падения осевых температур и скоростей
__ n At iv
n = "m ="At / V дая осесимметРИЧНЬ1Х (a) и плоских (б) струй, при
т= 0,7 и приведены экспериментальные точки, полученные различны-
146
Рис. 4.24. Значения скоростного коэффициента m для осесимметричных (а), плоских (б) и веерных (в) струй
Ш —Абрамович [23); х - Трюпель [23]; □— Кукес [23]; • — Фертман [23], Q —Туркус [31]; V—Тьюв [25]; О — Дудинцев [32]; Д— автор.
ми авторами.
Наибольшее влияние на коэффициенты шип может оказывать искусственное увеличение угла расширения струи (увеличение t g 0 5v) путем установки на пути движения потока расходящихся под углом лопаток, дисков, закручивателей. Это дает возможность при ! 1еобходимости существенно уменьшить коэффициенты тип (иногда в несколько раз). При подаче воздуха через отверстия, закрытые перфорированными листами или решетками, из-за ухудшения условий подпитки на участке формирования также удается снизить коэффициент m (на 30-40%); при этом коэффициент наоборот, уве-
147
личивается. Влияние поправки Токр/Т0= 1 учитывающей разность температур (плотностей) подаваемого и окружающего воздуха, сравнительно невелико: при перепадах температуры на истечении At0= ±25°С поправка не превышает ± 4% Неравномерность поля скоростей в выпускном отверстии воздухораспределителя, создаваемая, например, боковым подводом и учитываемая коэффициентом местного сопротивления (4 ), как показали проведенные исследования, фактически приводит не к увеличиванию, а к уменьшению коэффициента m Это объясняется тем, что неравномерность скоростного поля на истечении приводит к повышению интенсивности турбулентности (см. и 4.7).
При расчетах систем воздухораспределения большое практическое значение имеет дальнобойность струи. Под ней понимается расстояние от выпускного устройства до поперечного сечения, в котором скорость в струе становится близкой к подвижности окружающего воздуха и струя трансформируется в систему беспорядочных вихрей. Если полагать, что приточная струя практически размывается, когда осевая (максимальная) скорость в ней снижается до 0,3 м/с (средняя по
Рис 4 25 Относительный темп падения осевых избыточных температур (концен-
значения те же, что и на рис 4 23
148
сечению 0,1 -0,15м/с), то дальнобойность струи можно определить соответственно по выражениям:
для компактных и веерных струй (включая неполные веерные и конические)
x0,3=3,3mv0 ЁХкЛз • (4 90)
для плоских струй
Х0,з=1 lm3v obAV» • (4-91)
Учитывая, что соотношение между нормируемыми и расчетными (экстремальными) значениями скоростей и температур назначается в зависимости от «зоны прямого воздействия струи», необходимо уметь определять границы этой зоны. За границу этой зоны принимается линия, проходящая через точки, в которых скорость v равна половине осевой (vep = 0,5vx).
В этом случае расстояние у от оси струи до границы «зоны прямого воздействия» равно:
д ля компактных и неполных веерных струй
0,66
Угр=~Ы~Х • (4-92)
для плоских струй
0,67
Уар= Х • (4-93)
для веерных струй
0,105
Уч>=_^Х- (4-94)
При выпуске воздуха из прямоугольных отверстий конечных разме-
149
уменьшению поверхности турбулентного обмена и превращению в осе-симетричную. Из представленных на рисунке 4.25, а данных видно, что до определенного сечения падение скоростей на оси струи подчиняется зависимости для плоских струй при среднем значении коэффициента пт, равном примерно 2,5. Затем, когда струя сформировалась в осесимметичную, темп падения осевой скорости меняется и описывается формулой для осесимметричных струй. Участок, на котором происходит трансформация прямоугольной на истечении струи в круглую с симметричным относительно оси профилем скоростей, имеет длину около 6 0( 0—длинная сторона прямоугольного отверстия).
В зависимости от назначения помещения, его строительных особенностей, экономических и эстетических соображений, а главным образом требований к метеорологическим параметрам воздушной среды в рабочей зоне помещения, применяются различные виды воздухораспределительных устройств. Основным требованием, предъявляемым к воздухораспределителям, является обеспечение необходимой степени интенсивности перемешивания подаваемого воздуха с окружающим. Наряду с этим они должны удовлетворять и ряду других условий (сравнительно небольшое аэродинамическое сопротивление, простота конструкции и технологичность изготовления), к которым в последние годы прибавилось еще одно весьма важное требование — возможность регулирования параметров образующейся приточной струи (ее направления, интенсивности смешения).
4.6.2. Основные типы воздухораспределителей
В настоящее время существует большое многообразие типов воздухораспределителей (ВР), изготавливаемых зарубежными и отечественными производителями. Применяемые в вентиляционноотопительной технике воздухораспределители в зависимости от формы образующей струи, как уже отмечалось в главе 3, можно разделить на создающие компактные, веерные (в том числе конические и неполные веерные) и плоские струи.
Далее в таблицах 4 1 - 4.2 приводятся основные характеристики приточных вентиляционных устройств, сгруппированные по четырем способам подачи приточного воздуха:
1 — подача воздуха непосредственно в обслуживаемую зону (рис. 2,1, схема А).
2 — подача воздуха струями, поступающими в обслуживаемую зону вертикально вниз (рис. 2,1, схемы Б, В, Г);
3 — подача воздуха струями, поступающими в обслуживаемую зону под углом (рис. 2 1, схема Д);
4 — подача воздуха горизонтальными струями («сосредоточен-
150
но») с омыванием обслуживаемой зоны обратным потоком (рис. 2.1, схема Е);
Описание конструктивных особенностей современных воздухораздающих устройств производится на примере изделий отечественных фирм-производителей (Арктос и Экоюрус-Венто), заявивших на российском рынке климатической техники широкий выбор и высокое качество воздухораспределителей и завоевавших в настоящее время доверие заказчиков и профессиональных компаний.
IВоздухораспределители, образующие компактные струи
Эти ВР обеспечивают, как правило, наибольшую, по сравнению с другими выпускными устройствами, имеющими одинаковую площадь и скорость на истечении, дальнобойность струи. Самое широкое распространение среди ВР, образующих компактные струи, имеют решётки различной конструкции. В настоящее время наибольшую номенклатуру вентиляционных решёток производит завод «Арктос» в Санкт-Петербурге. Все типы решёток этого завода изготавливаются из алюминия и окрашиваются методом порошкового напыления в любой цвет по каталогу RAL.
Настенные решётки АМН, АМР, АДН, АДР
Воздухораспределители АМН, АМР, АДН, АДР предназначены для сосредоточенной подачи воздуха в верхнюю зону административных и производственных помещений. Воздухораспределители обеспечивают изменение наклона выпуска приточных струй за счёт поворота жалюзи в диапазоне от плюс 10°С (вверх от горизонтальной линии) до минус 60°С (вниз от горизонтальной линии). Основные параметры и размеры воздухораспределителей приведены в таблицах 4,3 4- 4,5.
При раздаче воздуха через решетки возможно регулирование направления и (или) характеристик приточной струи путем изменения угла наклона жалюзи решеток. В таблицах приведены рекомендуемые расходы воздуха Lo в зависимости от уровня генерируемого шума ЬА, соответствующие потери полного давления ПРполк, дальнобойности приточных струй 10 2 (Vx = 0,2 м/с), 10 б (Vx = 0,5 м/с), 10 75 (Vx = 0,75 м/с) для двух положений регулируемых жалюзи: а2 = а2 = 0°и а2 = а2 = 45°.
Решетки с фиксированными жалюзи АЛН, АЛР
Решетки AJIH и АЛР предназначены для подачи и удаления воздуха системами вентиляции и кондиционирования в помещениях любого назначения.
Решетки АЛН представляют собой раму прямоугольной формы с установленными в нее горизонтальными фиксированными жалюзи. Решетки АЛР комплектуются регулятором расхода воздуха. Простота и надежность монтажа в воздуховодах обеспечивается с по-
151
АМН
AMP
Рисунок 4.26 Конструктивные схемы решеток однорядных (АМН, АМР), двухрядных (АДН, АДР).
мощью установленных на боковых стенках решетки пружинных фиксаторов либо с помощью пружинных фиксаторов с монтажной рамой.
152
Основнъ1ехарс1кт^истики воздухораспределителей
153
Наименование BP Тип Фото Размеры Ах В, (D) мм Площадь расчётного сечения F0.m2 Рекомендуемые значения Коэффициенты Потери полного давления АРП, Па
1-А’ дБ(А) ц. мэ/ч m n
Подача воздуха компактными и неполными веерными струями
Настенные решётки (однорядные и двухрядные) АМН АМР АДН АДР 1 ш V СО < Min 100 х 100 0,008 УТ» + + VI 20 + 200 6,0 + 2,6 5,1 +2,0 <1 + 170 < 1 +20
ие сторон Мах 800 х 600 0,466 800 + 4000
Решётки с фиксированными жалюзи АЛН АЛР ргтрг -г- г i 1НЭГПОН Min 100 х 100 0,008 0,387 + о гм VI 20 + 200 800 + 3500 6,0 5,1 <1+40
COOT Мах 800 х 500 <1+5
Сотовые решётки РСН РСР 1 Min 100 х 100 0,017 0,240 УЛ + VI 20 + 200 6,0 5,1 <1+60 <1 + 10
Max 500 х 500 400 + 2500
Перфорированные решётки (коэффициенты гл, п отнесены к скорости в живом сечении) ПРН, ПРР 0,5 + 0,8 соотношение сторон А/В < 5 Min 100 х 100 0,008 <20 + 45 10 + 200 6,0 4,2 < 1 +80
Мах 1200 х 300 0,342 300 + 8000 <1+70
Кжс = 0,2 + 0,5 Min 100 х 100 0,008 5+ 140 5,6 4,0 <1 + 100
Мах 1200 х 300 0,342 120 + 5000 < 1 +70
к», = Min 100 х 100 0,008 0,342 I i £ ! & | UJ + i + 8!* 4,6 3,6 <1 + 120 <1+70
i 0,1 +0,2 Мах 1200 х 300 4,5 3,2
154
Основнъгехарсистеристпики воздухорсилгределителей(продолжение)
Таблица 4.1
Наименование ВР Тип Фото Размеры А х В, (D) мм Площадь расчётного сечения Fo. м2 Рекомендуемые значения Коэффициенты Потери полного । давления 1 ДРП, Па
Че ДБ(А) Цг м3/ч m | n i
Подача воздуха плоскими струями
Щелевые решётки с подвижными жалюзи АРС и без жалюзи АЛ С IAPC 1АЛС 3 "~з 1 00 х 41 + .000 х 41 0,010 + 0,066 + 4 О VI 20 + 500 0,8 0,6 4 + 50
2АРС 2АЛС ЗАРС ЗААС ЧАРС 4АЛС 00 х 80 t .000 х 80 0,022+0,144 40 + 900 1.1 0.8 4 + 42
300 х 1 19 + 2000 х 119 300 х 158 + _ 2000 х 158 0,033 + 0,220 0,045 + 0,300 50 + 1200 60+ 1600 70 + 2000 80 + 2400 1.4 1.6 1,1 1,2 3 + 37 3 + 41 3+44 3+48
5АРС 5АЛС 6АРС 6 АЛ С 300 X 197 + 2000 х 197 300 х 236 +"' 2000 х 236 0,057 + 0,378 0,068 + 0,454 1.8 2,0 1,4 1,5
Решётки АМН АМР АДН АДР 1'll Il1 | соотношение сторон А/В > 5 | Min 500 х 100 0,045 4 VI 100 : 1000 2,5 2,0 <1 + 170 <1+20
Мах 1200 х 200 0,226 400 + 2200
ПРИ ПРР 1 <1+80 <1+70 <1+40 <1+5
ААН ААР :ЖП iiiuii Min 500 х 100 !" Мах 800 х 1500 0,045 0,1 12 100+ 1000 200+ 1100
Воздухораспределитель перфорированный круглый ВПК Min D500 0,2 0,2 2800 । 8500 0,5 1,0 21 । 190
Мах DI600 2.0 28000+85000 21 + 190
OcHJOBHbiexfipcuanepucmuKU воздухораспределителей(продолжение)
Таблица 4.1
Наименование ВР Тип Фото Размеры Ах В, (D) мм Площадь расчётного сечения F0.m’ Рекомендуемые значения Коэффициенты Потери полного давления АРП, Па
Цк* дБ(А) ц. м5/ч m п
Подача воздуха веерными и коническими струями
Потолочные диффузоры прямоугольного сечения 4АПН 4АПР Min 225 х 225 0,004 f <4 VI 20 + 150 2,2 1,6 3+ 160
Мах 1050 х 1050 0,789 1400 + 10000 1 +30
ЗАПН ЗАПР j Min 225 х 225 0,004 15+ 100 2,8 1,8 2 + 80
Мах 1050 х 1050 0,789 1400 + 9000 1 +27
2АПН 2АПР Min 225 х 225 0,004 10 + 80 4,6 2,8 1 +60
Мах 1050 х 1050 0,789 1400 + 7500 1+20
1АПН 1АПР 1 Mln 225 х 225 0,004 10 + 60 6,5 4,0 1 +40
Мах 1050 х 1050 0,789 1400 + 5000 1 + 12
Диффузоры пласиковые универсальные модернизированные круглого сечения дпу-м дпу-к DI00 0,007 о о-? tn Я” + VI 50 + 220_ in + чэ о* о + о + ш о' + со 7 + 270 6 + 250
D 125 80 + 320
D 160 0,018 140 + 520 7 + 200
D 200 0,029 200 + 740 6+ 130
D 250 D J OO 0,046 _0л007 0,01 Г 0,018 300 + 1000 ^eo+jio^ 5+ 120 13+ 120
D 125 D 160 130 + 300 13 + 94 9 + 85
D200 0,029 250 + 700 ““350 + 900 7 + 73
D 250 1 0,046 Г 5 + 50
Таблица 4.1
(Л о\
Основнъхехарактеристики воздухораспределителей
Наименование ВР Тип Фото Размеры Ах В, (D) мм Площадь расчёного сечения F0.m! Рекомендуемые значения Коэффициенты Потери полного давления ДРП, Па
1-Л’ ДБ(А) Ц), м3/ч m п
Панельные воздухорасп эеделители
Низкоскоростные воздухораспределители BBBI-I60 D=200 Н=600 0,37 - 430 4-860 2,2 2,0 50*200
BBBI-200 D=250 №800 0,63 880* I860 2,2 2,0
BBBI-3I5 D=400 №1000 1,26 0,33 1700*3400 2,0 1,8
BBB2-I60 D=35O №600 430*860 4,0 3,6
ВВВ2-200 D=450 Н=800 0,57 880* I860 4,2 3,8 3,8
BBB2-3I5 D=700 Н=1000 1J0 1700 * 3400 3,4
ВВВЗ-160 D=350 Н=600 0=450 Н=800 0,33 430*860 4,0 3,6 3,8 3,4
ВВВЗ-200 0,57 880 * I860 4,2 3,8
BBB3-3I5 D=700 №1000 1,10 1700*3400
Безвихревые воздухораспределители БВВ- IT БВВ - 1Э 1000 х 1500 65 1600 * 2000 - - 100 200
БВВ - 2Т 2000 * 2500 150
БВВ - 2Э 200
БВВ - ЗТ 2000 * 2500 150 200
БВВ - ЗЭ
Таблица 4.2
Харакгпершлгилкидополнхшхелъкъжве^
157
Наименование ВР Тип Фото Размеры Ах В, (D) мм Площадь расчётного сечения Го-*>2 Рекомендуемые значения Коэффициенты Потери полного давления ЛРП, Па
Це ДБ(А) ц, м’/ч m п
Дополнительные вентиляционные решётки
Наружные решётки АРН Min 150 х 150 0,303 + о сч VI 200 + 500 - - 26 + 300
Мах 2000 х 2000 3,950 10000 + 40000 3 + 50
Переточные решётки АП в»JipHiliI/// I ;^«//// Min 100 х 100 0,008 - 10 + 40 - - <1 + 15
600 х 500 0,286 200 + 1200
Мах 1000 x 200 0,185 100 + 800
Инерционные решётки АГ - . : Min 150 х ISO 0,019 • 70 + 820 - - <1 + 110
_ Max 1000 х 600 0,581 2100 + 2500
Таблица 4.3
|параметры
Fq, m5 u. АМН J AMP £ АДН
АДР
Fq. m2 - АМН rf AMP | АДН
АДР
Fo. m: u. АМН d AMP £ АДН
АЛР Fo, m’ u. АМН d AMP £ АДН
АДР Fo. мг j. АМН J AMP £ АДН
АДР Fq.
АМН J AMP | АДН
АДР
Fo m’ s АМН J AMP | АДН
АДР
Fo. мг x AMH g- AMP
I АДН
АДР
Fo, m1 U. АМН d AMP £ АДН
АДР
Fo. m’ - АМН J AMP | АДН
АДР Fo, m' U АМН d AMP £ АДН
АДР Fo, S АМН d AMP J : АДН
АДР
ХарактеристикирешетокАМН, AMP, АДН, АДР
I.w.........i..) j ; 1' I...............................! ' T .IS1
100 1501200 250 300 I 350 400 450 SOO 550 600 i 6S0 700 ; 750 ;800 p50 1900 • 950 1000 1050 I 100,1150 J20C
\ I j j j ; i | ) \ I '
0.008)0,0 13 0.018 0,022 0,027*0.031 0,036 0,041 0,045 0,050 0,0S4|0.0S9;!0.064l0,068 O.O73|O,O77;0,08210,087 0,091 0,096:0, lOOiO.IOSiO. 11 о 0.18)0,22 0,26 0,30 0,34'0,38 0,43 0,47 0,51 0,6t 0.66 j 0,71 j 0,76 j 0,81 0,86 i 0,90 ’ 0,95,0,99 1,05 1,09 i 1,14 | !,IS| 1,23
03010.38 0.47 0.55 0.65 i 0.74 0,83 052 1,02 1.17 1.26 p.37 h.48 H 57 ; 1.66 ! 1,76 J 1,86 * I.95 2.07 2,14 2.25 2.34 2.44
O.26p,33 0,39 0,45 0,52 0,58 0,65 0,71 0,78 0,93 1.00 H ,07 p,!5 | 1,22 =1,29 | 1,36I 1,44 , 1.51 t,$8 1,65 1,73 |l, 80-1,88
0,38 0.49 0.60 0.70 0,83 0,94 1.05 1.16 1.29 1.48 1.60] 1.74 j 1.86 j 1.96 ; 2.10 p.23 p,3S 2,47 2,60 2 70 ; 2.84 i 2,95 i 3.08
0.013*0.020 0.027 0.034 0.041 0.048 0.055 0,063 0,070 0.077 0,084 0.091 j0.098’0,105 0.11210.11910,126 O.I34!O,I4I 0,148 0.155 0.162 0.169 0.22 1 0.27 0.32 0.36 0.42 0,46 0,52 0,57 0,62 0.73 0,79 | 0.84 j 0.91 j 0,96 h.02 I 1,07 h. 13 j 1,18 | 1,25 1,30 ' 1,36 И,41 1,47
0,38 j 0,48 0.59 0.70 0.83 0,93 1,05 MS 1,29 1,46 1,57 j 1,72 j 1,85 I 1.96 ; 2,08 1120 I 2.32 5 2,43 | 2,58 < 2,67 : 2.8H 2,92 3,04
0.33 j 0,40 0.49 0,56 0.65 0,72 0,81 0,88 0.97 1.13 1.22 ’1.31 j 1,40 | 1,48 1.581 1,66 j 1.76 h,84 | 1,93 2,02 ; 2.11 [ Z20 и
0,48 i 0,62 0,76 0,89 1,06 1,19 1,34 1,47 1,63 1,85 ZOO j 2,18 | 2,34 ’ 2,48 ’ 2,63 * 2,79 p,95 3,09 p,26 3,39 , 3.56 p,70 3A6
0.018 0 077 0 036 OD46 0 059 0 065 0 074 0 084 0 093 O 103 О 11 7'0 177SO 131 !0 141 О I Чо'о 160-0 169*0 179 0,188 0,198 0,20710.217 0,226
100
ISO
200
250
300
350
400
450
500
550
600
650
0.018 0 027 0.036 0.046 0.055 0.065 0,074 0,084 0,093 0,103 0,112'0.122;0.l 3 ПО. 141 0 150.0,160)0.169!0 179
0,26 - ' , , • I
0.45 0,39 0.59
0.022 0.034 0,046 0,058 0,070 0,082 0.094 0,106 0,118 0,130 0,142 0,154 0,166 0,178 0,190 0,30 0.54 0,45 0.69
0.027 0,041 0,055 0,070 0.084 0.099 0.113 0.128 0.142 0.157 0.171 0.186 0.200 0.215,0.229,0,244 0.258 0,34 0.62 0,52 0.80
0,031 0.38 0,70 0.58 0.90
0.036 0.055 0.074 0.094 0.113 0.133 0,152 0.172 0.191 0.211 0.230 0,250 0,269p,289!0,308 0,41 0.78 0.65 1.01
0.041 0.063 0,084 0,106 0,128 0,150 0,172 0.194 0,216 0.238 0.260 0.28210,304*0.326’0.348
0.45 "" ............................ - ’** ’
0.86
0.71
0.31 0,37 0,43 0,49 0.54 041 0,67 0,73 0,85 0,92 0,98
0.58 0.71 0.83 0.99 1.11 I.IS 1.38 1.53 1.72 1.86 2,04
0,49 0,59 0,68 0,79 0,88 0,99 1,09 1,19 1,37 1,48 1,58
0.75 0.93 1.09 1.29 1.45 1,63 1,79 2.00 2,24 2,43 2.65
0.36 0,43 0.49 0.56 0,62 0,71 0,77 0,84 0,97 1,05 1.11
0.68 0,83 0,98 1,16 0.31 0.47 0.61 1.80 2.01 2,17 2.39
0,56 0.68 0.79 0,92 1.02 1,15 1.26 1.38 1,57 1.70 1.82
0,88 1,09 1,28 1,52 1,71 1.92 2,11 2,34 2,61 2,83 3.10
1.06 I.II \ 1,18 j 1,24 j 1,31 i 1,37 2.19 232 246 i 261 j 2.7S; 2,88 1,70 1.80 p,92j 2,02 j 2,14 p.24 2,84 3,01 3,20
1,20 1,27
2.57 2,72
1.9$ 107
3,32 3,52
3,39 3,58; 3,75
0,202 0,214 0.226 0,238
1,41 1.50 j 1,56
3,06 3,2213,37 132 2.4$
1.35 2,88 2,20
3,73 p.96 4,18
0,40 0,49 0,55 0,64 0,71 0,80 0,87 0,95 1,08 1.18 1,25
0.78 0.96 1.12 1.33 1,49 1.68 1.84 2,06 2,29 2.47 2,73
0,65 0,79 0,92 1,06 1,19 1,34 1,46 1,61 1,81 1,96 2,10
1.02 1.26 1.48 1.76 1.98 2.22 2.44 2.72 3.01 3.26 3,58
0.048 0.065 0.082 0.099 0.116 0.133 0,15Q 0,167 0,184 0.20 lj0.218|0.235 0,252 0,269 ’ 0.45 0,54 0,62 0.71 0.79 0,89 0,97 1.06 1,20 1,31 1,38*
0,88 1,08 1,26 1,50 1,68 1,89 107 132 156 2.77 3,06
0,72 0,88 1.02 1,19 1,33 1,49 1,63 1,80 2,01 2,18 2,33
1,15 1,42 1,66 1,98 2,22 2,49 2,74 3,05 3.37 3,65 4,01
2.93 3.09 3.28 h.48 3.67
2.25 2,39 2,54 < 2,68 2,83
3,83 4,06 4,31 4,57 4,82
1,50 1,58 1,68
3.28 3,47 3,68
251 165 2.83
4,29 4,54 4,82
1,79 j 1.88 | 2,01
3,64 | 3.84 | 4,07
2,81 12,97 ‘3,17
0,49 0,60 0,74 0,86 0,95 1,08 1,17 1,28 1,44 1,56 1,66
0,97 1.20 1.40 1.67 1.87 2,10 2,30 2,57 2,84 3,07 3.40
0,81 0,99 1,15 1,34 1,49 1,68 1.84 2,03 2,25 2,45 2,61
1.29 1.59 1.86 122 2,49 2.80 3,07 3.42 3.77 4.08 4,49 p.80 J 5.0915.40
0,54 0.66 0.74 0.86 0/75 1,08 M7 1.28 1.44 1,56 1.661 1,7911.881101
1.07 1,32 1,53 1,84 2,05 2,31 2.52 183 3,1113.36 3,73 p.99 4,2114,27
0.88 1.09 1,26 1,46 1,63 1.84 2.01 2,22 2.4S 12.67 2.85 p.06 3.24’
1.41 1.75 2.05 Z43 2,74 3,07 3,37 3,76 4.12 4,46 4.92 i 5.26 5,57
3,4$ 5.91
0,045 0.070 0,093 0.118 0,142 0.167 0.191 0.216 0,240 0,265)0.289 0,314)0.338 0,363!
0,49 -- ..J... ... ... ... ...
0.94
0,78 1.22
0,050 0.077 0.103 0.130 0.157 0,184 0.211 0,238 0.265 0.292 0.319 0.346)0.373 0.400 0,427 0.59 1.08 0.93
<0.387
12.17
0,59 0,71 0.81 0,94 1,03 1.17 1.27 1,40 1.56 1,69 1.79( 1.94 Z04
1.17 1,44 1,67 ZOO 2,24 2.52 2.75 3,08 3.38 3,66 4,06 14,35 4,59)4,87
0.97 1,19 1.38 1.61 1.80 2.03 2.22 2.44 2.69 2.93 3.13^ 3,36 3.56 3,79
1.55 1.92 Z2S 2.67 3 01 3.37 3,70 4.13 4,52 4.90 5,40)5.77 6,11’6.49
0.69 0,83 0.92 1.06 1,16 1,30 1,40 1,54 1.70 1.85 1.95 2,10 Z2I 2.35
1.33 1,61 1,87 2,22 2.47 2,77 3,02 3,37 3.69 3.98 4.421 4,73 4,98 5.48
М3 1,37 147 141 2,01 2.25 2.45 2.69 2.95 3.20 3.41 ‘
1,76 116 241 2,97 3.32 3.71 4.07 4.52 4,94 5.34 5,88
3.66 3.87 4.12
6,28 6,64 7,04
0,054 0,084 0,112 0.142 0.171 0,201 0.230 0.260 0.289 0.319 0.348 0.378 0,407 0,437 0,466 0.64 1.16 1.00 1.53
0.059 0.091 0,122 0,154 0,186 0,218 0,250)0.282 0.314 0 346 0,348 0,68 1.28 1.07 1.67
0.74 0.89 0.99 M4 1,25 1.40 1,51 1,66 1,83 1,98 2,09
1,43 1.74 101 2.39 2,66 2,98 3,25 3,63 3,97 4,29 4,76
1.22 1,48 1,70 1.96 118 145 167 2.93 3,20 3,47 3,70
1.91 2,34 172 3.21 3.60 402 4 41 4.90
5.34 5.77 6.36
2.26 2.37 152
5,08 5.36 5,68
3,97 4,20 4.47
6.80 7,19 7,62
3.06 3,16 3.3213.45 359
2.35 2,45 p.571167
3.96 4.11 i 4.32 14,491 4,67
1.65
3,57
2,70
4,62
2.57
4,38 0.273 0,287
1,75
3,83
197
5.05
1,85
4.07
3,12
5.34
0.79 0.9$ 1.06 1,22 1.34 1,50
1,60 1,95 2.27 2,70 3.02 3.38
1.31 1,58 1,82 1,10 233 2.61
2,11 249 3.02 3.58 4,01 4,49
1.62 1,77
3,70 4,13
2,85 3.13
4.93 5.48
1.95 2.12
4.51 4.88
3.41 3.70
5,97 6.46
158
Таблица 4.3
Характеристики решетокАМН, AMP, Aflfl, АДР(продолжение)
параметры
\mm
вДроо ‘SO мм \s
200 250 300 ? 350 400 1450 | 500 550 | 600 1
> ! : I ! । ।
АМН
d АМР £ АДН
700
АДР
jg АМН d AMP | АДН АДР
F> m* АМН
750
5
d АМР
| АДН
АДР Fo.
АМН AMP АДН АДР Рф, m!
АМН AMP АДН АДР
б
£
3
б
АМН АМР АДН АДР
800
850
б
£
АМН АМР АДН АДР
АМН d AMP ~ АДН
АДР
Fo> m*
F«
АМН АМР АДН АДР
u. АМН d AMP £ АДН АДР
5 АМН d AMP * АДН “.AAL
II । <
0.166,0.200 0,235 0,269 0,304,0,330 0.373 0,407
| 1,11 IJ0 i 1,42 1,60 > 1.72 ! МЮ 108 2.2S i
0,064’0,098
0,73 10.85
1.37 j 1,70
1.15 J 1.40
(.79 j 2.25 s......... , _
0,068j0,105 jo. (41 0.178 0,215,0,252,0,289Д326
1.83
4.16
3,24
5.58
0.348
1.93
4,40
3,45
5,92
1,01 I 1,(3 I 1.30 i 1,42 1,60 i 1.72 j 1.89,2.08
2,08 J 2.41 > 2.87 3,21 j 3,60 • 3,93 I 4,39 4,79
3.36 j 3.66
5.87 j 6.38 0,363^0,400
101 1120
' *‘ 5,07
187
5.74
1,70 | 1.95 | 2.25 = 2.51 | 2.81 | 3.06
279 < 3.23 | 3.83 ! 4.29 14,80 | 5,27
0.77 0.90 | 1,08 i 1.20
1.45 ' 1,81 I 2.21 -2.56
1,22 j 1,48 1.90 1 2,39
0.073 0.1 12
0.82 j 0,95
1.80 j 107
2,93) 3.42 0.150,0,190 1.14 j 1,27
2,33 1170
1.92I120
2,02 j 2,54’3.11 j 3,63 0,077 0.119 0,160 0,202 0.86 : l.oo hao \ 1.34 1,63 i 101 2.46 i 2,85 | 3,40 . I .
4ДЗ
0.258
1,29 1,58
1.38 . I,51 | 1,70
3,05
139
4.05
0,229
1.46
3.22
154
4.30
0,204
155
3.40 3.81
2.65 2,97
4,54 I 5.09 0,269 0,308
1.60 1,80
3,59 4,03
2,83 3,17
4.82 5.40
4.66
3,56
5.21
0387 0,427
112
4.92 3J9j4,l2 6^9)7,17
132
5.36
4,18
3.971 6.901 0,437?
2,39 5,48
4.20 6.30 0,466 152 5,79
4,47
7,73
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1.36 | 1.66 2.02 j 2.32 2.13 | 2,67 | 3.28 ‘ 3.82 0.082,0.126(0.169 0.214
0,90 ! 1,05 1.26 j 1,41 1,63
(.71 : 112 2,59 2,99 3.57
1.44 j 1.76 114 J14S 183
2,25 ! 2,82 3.46 j 4,03 4,78
0,087 >0,134 0,179 0.226 0,273
0,95 1.33 1,48 1.71
1.80 2.22 2,71 3,(4 3,74
1.51 1.84 124 2J57 197
136 196 3.62 ‘ 4,22 5,00
0.091 0.141 0.188 0.238 0.287
0.99 1.16 1,39 ! 155 I»79
1.88 2,33 2.84 3.29 3,92
1,58 1,93 135 2,70 11J
147 3.10 3,80 4.43 5.25
0.096 0.148 0,198
1.04 1.21 145
1,97 2,43 2,97
1,65 2,02 145
2.58 3.24 3,97
0,100 0,155 0,207
1,08 1,26 132
2.05 2.54 3.09
1.73 in 157
2.70 3.39 4,(5 |
0.Ю5 ’0.162 0,217
1,13 1.31 158
114 164 3.22
1,80 120 167
181 3.52 4,31
0.1 10 0.169 0.226
1.17 1,37 1Л4
2.23 2.75 3,35
1,88 129 179
193 3,67 4,49
кип реша-ии АМН | AMP [АДН
Z 0,65 | 0,63 | 0,50
159
Таблица 4.4
Данные для подборарешетпокАМН, ЛДН(складская программа)
а2=а2 = О°.
La < 20 дБ(А), АР < 1Па La = 25 дБ(А) La = = 35 дБ(А) La*45aB(A) j
А/В, |дд\ьнобойка<ль, м дальнобойность, м ^дальнобойность, м 1 kpn, дальнобойность, и Да л ьнобсмнсКЛ ь. M
мм Ч’ при Vм/с Ч’ при V*. м/с -Ч» при 9 м/с Ч- при V .» л/с 4- APn ; при' Лм/с ]
м’/ч 0,2 0,5 м’/ч 0,2 0,5 м’/ч Па кЛ2.., ['оУ м’/ч! Па о,? 0,5 10.75 м7ч Па - 05 " 075j
200 • 100 30 1.9 0,7 60 3,6 1.5 180 6 II 4.4 280 14 17 6.8 i 4.5 350 22 . 8.5 5.6 j
300 х 100 50 2,5 1.0 80 4,0 1,6 240 5 12 ! 4,9 360 1 12 18 7,3 1 4,9 SOO 22 i 10 6,8 !
400 х 100 65 2.8 1.1 100 4,4 1,8 300 5 13 i 5>3 400 ; 8 18 7,0 ’ 4,7 580 17 10 6,8 ;
500 х 100 80 3.1 1.2 120 4,9 1.9 370 5 15 | 5.9 520 | 10 21 8,4 ' 5-6 700 17 > |f 7,5 ;
600 >- 100 100 3.6 1.4 150 5.3 2,1 420 4 15 ! 6,0 600 1 8 21 8,5 1 5,7 780 13 • и 7,4
150 х 150 35 2.1 0.8 60 3,6 J.5: 180 6 II : 4,4 280 1 14 17 6.8 !4,5 350 22 i 8,5 5,6 .
300 х 150 75 3.1 1.2 120 4.9 1,9 370 5 15 ; 5-9 ( 520 ; 10 1 21 8,4 J5,6 700 17 ; 11 7,5 ,
400 / 150 100 3.6 1.4 150 5,3 2,1 420 4 15 , 6.0 1 600 \ 8 21 8.5 1 5-7 780 13 | II 7,4 !
500 х 150 130 4.1 1.7 180 5,6 2,2 530 4 16 6,6 | 800 ; 8 25 10 | 6,6 970 12 12 8,0 \
600 х 150 150 4,3 1 1>7 200 5.7 2,3 600 г» 17 6,9 900 i 7 26 10 6.9 1130 12 i '3 87 !
700 v 150 170 4.5 ! 1.8 240 6,4 2,6 700 : з 19 7,4 1100 8 29 12 ’ 7,8 1300 11 14 9,2 j
800 х 150 200 5.0 2.0 250 6.2 2.5 740 । | 3 19 7,4 1250 8 31 12 * 1 8,3 1500 I 12 ! IS 10.0
200 х 200 70 3.1 1.2 100 4,4 1,8 300 5! ; 13 5,3 400 8 18 7,0 i 4,7 580 17 , io 6,8 :
300 / 200 100 3.6 1.4 150 5,3 2,1 420 i 4 ! 15 ! 6,0 600 ’ 8 21 •83’ 1 5,7 780 13 i н 7,4
400 > 200 130 4.0 1.6 180 5,6 2,2 530 : 4 16 6,6 800 ' 8 25 10 6,6 970 12 ; 12 8,0
500 х 200 160 4.4 1.8 220 6,0 2,4 650 3 18 7,0 1050! ! 8 29 12 7,7 I25Q 12 i к 9,1
600 х 200 200 5.0 2.0 250 6,2 2,5 740 3 19 7,4 1250 1 8 31 12 8,3 1500 12 S 15 10.0
700 у 200 230 5.3 ' 2.1 270 6,2 2,5 820 3 19 7,6 1400 7 ИЗ 8,6 1550 9 1 14 9,5
800 . 200 270 5.8 2.3 300 6,5 2,6 900 2 19 7,8 1500 7 13 8,6 1650 8 - 14 9,5
1000 х 200 340 6.5 2.6 350 6,8 2,7 1100 2 21 8,5 1600 5 -‘I 12 8,2 2000 7 ! 15 ioB
300 >• 300 150! 4.3 1,7 200 5,7 23 ! 600 3 17 6,9 900 7 26 10 6.9 1130; ; 12 1 13 8,7
400 Л 300 200 | 4.9 2,0 250 6.2 2.5 740 3 1 19 7,4 1250 8 1 - 12 ; 8.3 1500 12 I is ioif
500 / 300 250> 5.5 1 : 2,2 290 6.4 2.6 860 2 19 7.6 1450; ; 7 13 • j 8,6 1600 8 ! 14 9.4
600 х300 300 6,1 2.4 320 6,5 2,6 1000 2 20 8,0 1550 5 13 8,3 1800 7 1 IS uj
700 > 300 350! 6.6 2,6 400 7,4 3,0 1200 2 22 8,9 1700 5 13 8,4 2100 7 ! 16 10,4
800 х 300 400 7.0 2,8 500 8,8 3,5 1300 2 23 ; \ 9-> 1900 4 13 8,8 2200 6 j IS юД|
1000 x 300 500 1 7,7 3,1 600 9,3 3,7 I500J I 2 23 | 9,3 2200' LL - 14 9,1 2800 6 1 17 ил
При настилании струи на потолок ее дальнобойность увеличивается в 1,4 раза.
При установке регулятора расхода в решётках АМР, АДР данные таблицы корректируются:
др^Г^к-др^
L^p = La +ДЦ
Значения коэффициента К и ДЦ для решёток АМР, АДР при а1 = аг = 0е
% открытия 100% 50% 30%
регулятора расхода /тГ, // = 30" Да 60е
К 1.2 3,7 7,3
Д1л.дБ(А) 2 5 fill
На рисунке 4.27 приведены аэродинамические и акустические характеристики АМН, АДН при установке в системах приточной вентиляции (La даны для а2 = а2 = 0°).
160
Таблица 4.5
Данные для подбора решеток АМН, АДН(складская программа) а2 = а2 = 45°.
А > В, 1 " ММ ! Ц, >м'/ч LA < 20 дБ(А), \ ДР„<1Па j дальнобойность. Mi La < 20 дБ(А) м’/ч
k?. s Па ^дальнобойность, и
0.2 j м/с 0.5 11,- |м3/ч | 0,2 1 , м/с 0,5
200.- 100 30 l.l 0.4 ; 60 \ 3 i 2.2 0,9 140
300 > 100 50 1.5 : 0,6 j 80 j 3 j 2,4 1.0 210
400 > 100 65 1.7 0,7 ! 100 J 2 1 2,6 hl 260
500 . 100 80 1,9 0,7 1 120 2 19 hl 330
600 . 100 100 2.1 0.9 ISO 2 3,2 1.3 380
150* ISO j 35 11 , 0,5 60 3 12 0,9 140
300 * 150 75 •9 • 0,7 120 2 2,9 1,2 330
400 х ISO : 100 21 j w. 150 2 3,2 1,3 380
500 х ISO 130 , 600 х ISO * ISO 2.5 j 2,4 1 1,0 ho 180 260 2 2 3,3 3,4 1,3 |j||J 480 550
’ 700 ISO 170 ' 2,7 1 hl 240 2 3.8 1.5 650
800 / ISO ’ 200 j 3,0 j hi 250 I 3.7 ThsT Too;
200 > 200 70 j 1,8 i 0.7 100 2 2,6 hi 260
300 x 200 100 j 2.2 ; 0.9 ISO 2 : | 3.2 1.3 380
' 400 - 200 130 1 2.4 1.0 ; iso 2 : 3.3 1.3 480
, 500 x 200 [ 160 j 2.6 < hl (220. 1 2 s i 3,6 1.4 630
600 < 200 : 200 J 3.0 1.2 2S0 : 3.7 1.5 700
700 x 200 [ 230 j 3,2 , h3 [270 1 3,7 1,5 750
1 800 * 200 ! 270 | 3,5 1,4 ! 300 1 3.9 1.6 820
11000 *200} 340 j 3.9 j 1,6 ; | 350 1 4,1 h6 950
j 300 > 300 I5O| 2.6 1.0 200 2 3,4 1,4 550
1 400 .< 300 ( 200 ’ 3.0 [ hi 250 ill 3.7 'US Ж
j 500 x 300 250 ‘ 3,3 1,3 290 i 3,9 1.5 800
! 600 * 300 : 300 1 1 3.6 \ h5 ; 1320 IB 19 U 900
700 > 300 3S0 ' 3.9 1.6 i 400 । 4,4 1,8 1000
800 - 300 ’ 400 | 4.2 : 1.7 . 1500 IS! 5.3 23 hl со
l(XXb 300: 500 J 4,6 , 1.9 * 600 i 5.6 21 1250
La = 25 дБ(А) i La = 35 дБ{А)
Ц). Upn.
иальнобоиность, м дальнобойность, м p.. . . дальнобойность. * i при Vx, м/с
при V, м/с 1 Ч’ | м‘/ч ДР,, ; При V*. М^С
Па 0.2 0,5 Па 01 р.5 0,75 м’/ч • Па J o.5
15 5,1 2.0 240 45 8,7 [ 3,5 р.з 450 158 | 6,5 4.4
17 6,4 Ц зоо 35 9.1 р.т ( 2.4 ' 570 ;I26. 1 6,9
15 6.9 17 350 27 9,2 3.7 ! 2,5 700 1107 : 7.4 4,9
17 8,0 31 450 31 (1 4,3 2.9 800 [ 98 7.7 sTf
13 8.1 3.2 550 28 12 4.7 3,1 1000 93 1 8.5 5,7
15 5,1 10 240 45 81 31 ill 450 158^ ; 6.5 4,4 4 j
17 8,0 31 450 31 II 4,3 2,9 800 98 7.7 5,1
13 8.1 . 31 550 28 12 м. XI 1000 '93-: 8,5
13 8.9 3.6 750 31 14 5.6 3,7 1100 66 8.2 5,5
12 9,5 зз 850 29 15 5,9 3,9 83 .
12 10 4.1 1020 31 16 6,5 4.3 1330 52 8,5 5.7
II II I 41- 1100 27 Тб.?- 6,6 w 1400 T8/4T ИЯ
15 : 6.9 2,7 350 27 9,2 3.7 2,5 700 107 7.4 4,9
13 8,1 31 550 28 12 4,7 3,r lOOQ '93-i Vi
13 8,9 3.6 750 31 14 ! 5,6 3.7 1100 1 66 81 5,5
13 10 4,1 970 31 16 4,2 1300; 55 As"? ,51g
II II 4.2 1100 27 16 м 14.4 1400 : 44 8,4 5.6
9 ; ‘° 4,1 1220 25 17 = А [V 1450 35 АО ISSI
9 i и 4,2 1340 23 17 w 4.6 1580 31 8,2 5,4
7 п 4,4 1450, 17 | i.T| 16.7 | [4.5 I700| 23 7.8 *1.
12 9.5 3,8 850 29 15 : i 5.9 1 3.9 1200 ’ 58 j 8.3 5,5
II Н 41 1100 27 16 |«:1 l-M- 14001 44 ; S 8,4 iiii
9 II 4,2 1280 23 17 6.8 . 4.5 1520 32 8.1 5,4
8 и '4,3 / 1400 19 17 6.8 !4.5 1650< 26 ! 8,0 5.30
7 и 41 1550 17 17 6-9 i 4,6 1900 25 1 8.5 j 5.7
6 5 'ii-ii U 4.7 поо 1900 16 12 Т8 । 18 17.1 TV 7.1 1 4.7 | 21001 24 | 2400. 20 | L 8,8 | гш [ 5.9 F 6.0
При настилании струи на потолок ее дальнобойность увеличивается в 1,4 раза.
При установке регулятора расхода в решётках АМР, АДР данные таблицы корректируются:
APX-W»K-APMB. ir-w = U +AL*
Значения коэффициента К и Д1_А
для решёток АМР, АДР при сц = aj s 45*
! Укрытия ~Т |00% ! оегулятооа
регулятора расхода _
к
1.л4 аБ(а) La
1.0
50%
"То %™ /1=^
1.8
5
2,5
7
На рисуноке 4.28 приведены аэродинамические и акустические характеристики АМН, АДН при установке в системах приточной вентиляции (La даны для а, = а2 = 45°).
11 Зак. 1034
161
Минимальный размер решетки 100 100 мм, максимальный размер 800 500 мм, шаг 50 мм. Возможно изготовление нестандартных размеров.
Рис. 4.29. Конструктивные схемы решёток АЛН, АЛР.
В таблице 4.6 приведены рекомендуемые расходы воздуха Lo в зависимости от уровня генерируемого шума LA, соответствующие потери полного давления DP , дальнобойности приточных струй 10 2 (Vx=0,2 м/с), !ол (У< = 0’5 м/с)Л^х = 0,75 м/с).
162
Таблица 4.6
ХарактеристикирешетпокАЛН, АЛР
параметры
Fq, м'
С _ АЛН £ * АЛР Fo. мг g w АЛН £ * АЛР Fo, м3
S - АЛН £ * АЛР
F> м:
S АЛН м 2 £ АЛР
Fo, мг
S - АЛН £ * АЛР
F> м2 б АЛН Е * АЛР Fo, м5 d АЛН у АЛР
Fo. mj g алн £ * АЛР Fo, м3
мм в, . 100 150 200 250 300 350 400 | 45<> | 500 550 600 J 650 ; 7oo 1 1 750 800
мм \ 0,008* 0.013 0,018 0.022 о’о~27 0,031 0,036 10,041 0,045 0,050 0.054 | 0.059 0,064 ‘ 0,068 — 1 0.073
100 0,2 0.4 0,3 0,5 0,3 0.6 0,3 0,7 0,4 0.8 0.4 0.9 0,5 1.0 ! 0.5 j и ! 0,6 0.6 1 1,2 1.4 0,7 ’ 1.5 ’ 0,7 ? 1.6 ' 0,8 1.7 1 0,8 , 1.8 1 0,8 1,9
0,013 0,020 0.027 0.034 0.041 0.048 0.055 0.062 j 0.070 0.077 : 0,084 0,091 0,098 0.105 0.112
150 0,2 0,3 0,4 0,4 0,5 0,5 0.6 I 0,6 | 0,7 0,7 0,8 0,8 0,9 1 1.0 10
0.5 0,6 0,7 0,9 1,0 1.1 1,2 1 1,3 ; 1,5 1.7 i *-8 1.9 ‘ 2.1 2.2 13
0.017 0,027 ; 0,036 0,046 0,055 0.065 . 0,074 * 0,084 1 0,093 0.103 0,1 12 0.122 0.13 1 0.141 0.150
200 0,3 0.3 0,4 0,5 o.s 0,6 0,7 0.7 0,8 : 0,9 1 0,9 1,0 > l.l 1 M 1.2
0,6 0,7 0,9 L0 1.2 1,3 1,4 1.6 1.7 2,0 ‘ 2.2 13 ’ 2,4 ; 2,6 2,7
0,022 | 0,034 0,046 \ 0,058 0,070 0,082 0,094 0,106 0,118 0.130 : 0,142 0.154 0,166 ; 0,178 0,190
250 0,3 0,4 0,5 I 0.S 0.6 ’ 0.7 0.8 0,8 0,9 1.0 1,1 ; i.2 ! 1.3 1.3
0,7 0,8 1.0 1 1,2 1,3 1,5 1,7 1,8 2,0 2,3 * 15 2.6 i 2,8 i3,0 3,1
0,027 0,041 \ 0,055 S 0.070 . 0.084 ; 0.099 0.113 0.128 0,142 0,157 : 0,171 0,186 j 0,200 0,215 0.229
300 0,4 0,4 0.5 0.6 1 | 0.7 | | 0,8 0.9 0.9 1,0 , 1,1 1,2 1,3 \ 1,3 1,4 1,5
0,8 1,0 1,2 • м ’ 1,6 i < 1.7 1.9 2.1 2,3 2,7 19 3,1 i 13'3 3,4 3,6
0,031 0,048 0,065 0,082 ’ : 0.099 0,116 0.133 0,150 0,167 0,184 0,201 0,218 1 0,235 0,252 0.269
350 0,4 0,5 0.6 . 0,7 0,8 0,8 0.9 1,0 1,1 1.2 1,3 1.4 1 1,5 16 1.7
0.9 1,1 1,3 ! 1.5 1,7 1.9 2.1 13 2.6 3,0 3,2 3,4 i 1 17 3,8 4.1
0,036 0,055 0,074 0,094 0,113 0,133 0,152 0,172 0,191 0,211 0.230 0,250 0,269 j 0,289 0.308
400 0,4 0.5 0.6 ! 0,7 0,8 0,9 t.o 1.1 1.2 j 1,3 ’,л 1.5 j i.6 ! ; 1.7 1.8
; 1.0 1 '-2 1.4 1.6 1,9 J 2,1 2.4 ; > Х6 1 2.8 . 3.3 3.6 3.8 4,0 ! 4.5
0,040 , 0,062 0.084 0.106 0.128 0.150 0.172 1 0.194 .0.216 0.238 j 0,260 0.282 0,304 0,326 0,348
450 0.5 I 0.6 \ °я о,8 0,9 1,0 и j | |>2 13; м i ; 1.6 1,7 1.8 1,9 10
Ы 1,3 j 1,6 1.8 XI 2,3 2,6 18 3.1 ' 3,6 1 ; 3,9 4,1 4,4 4.6 4,9
0,045 0,070 0,093 0,118 0,142 0,167 0.191 0,216 0.240 0,265 S 0,289 0,314,0,338 0,363 0,387
500 0,5 1.1 0,6 1.4 0,8 1.7 0.9 10 1,0 13 1,1 2.5 Ц.-:Й 19 d? 3,1 1,5 : 1.6 I 3.4 ' 4,0 i W ’ 4,3 1,8 4.6 i 1,9 4,9 2,0 5.1 21 5.4
163
Таблица 4.7
Данные для подборарешётпокАЛН
A > B, J мм j Ц, I м'/ч
LA < 20 дБ(АКДР„< 1Па дальнобойность, мт длльноб
0.2
100
35
75
100
130
150
170
200 v 100 I 30 ? 300 х 100 \ 50 400 > 100 : 65 ( 500 X 100 | 80 .
600 / 100 .
ISO » 150 < 300 150 i400 х 150 5 500 х 150 600 л 150 J 700 х 150 <
800 x I50 ' 200 i 200 > 200 s 70 ‘ 300 к 200 И00 ; 400 x 200 ‘ 130 ; 500 * 200 i 160 : 600 < 200 200 ! 700 x- 200 230 « 800 x 200 270 j 300 x 300 ! 150 ; 400 X 300 : 200 i ; 500 л 300 ; 250 J i 600 : 300 J 300? (700 x 300 j 3501 (800 X 300 [400
3,6
4.3
5.0
15
2.8
3,6
2.1
Ц = 45 д6(А)
Ц ® 25 дБ(А)
= 35 аБ(А) !
дальнобойность, и!
5,8
4.3
4,9
5,5
6.1
6,6
7,0
3,6
4.0
4.4
5.0
0.5 Ц. м7ч прм V 0.2 *к 0.5 к-м!/ч Па при V* 02 ? 0.5 Ц, ’ДР.. м‘/ч, Па При V*. М/С > ! 0,2 0,5 0.75 Мч f АР*. при Vy ! Па' 0.5 ‘ .. м/с 0,75 ~
0.7 60 3.6 1.5 180 6 II 4.4 280 , 14 17 6.8 4.5 350 22 8.5 5.6
1.0 80 4,0 1.6 240 5 12 ’ 4,9 360 12 18 7.3 4.9 J 500 , 22 10 ’ 6.8
1.1 100 4.4 1,8 300 5 13 5,3 400 i 8 18 7.0 4,7 ? 580 । 17 10 6,8 :
1.2 120 4.9 1,9 370 5 is : 5.9 520 i10 21 8.4 5.6 poo 17 . 11 ; 7,5 j
1.4 150 5,3 2,1 420 4 15 6,0 600 1 8 21 8.5 5.7 ’ 780 13 II 14 :
0.8 60 3.6 1.5 180 6 II 4.4 280 1 14 17 6,8 ! 4.5 i 350 22 | 8.5 ? 5,6 >
1.2 120 4.9 1.9 370 5 15 5.9 520 !10 21 8.4 5.6 poo ! 17 ; 1 1 : 7.5
1.4 150' 5.3 2.1 420 4 ’5 6,0 600 I 8 21 ' 8.5 ; 5,7 780 1 I’। fl 1 7.4 ]
1 7 180 5.6 2.2 530 4 16 6,6 800 5 8 25 10 6.6 970 ; 12 12 8.0 '
1,7 200 5.7 ! s 2.3 600 , 3 6.9 900 ! 7 26 10 6,9 1130 12 < 13 1 8,7 j
1.8 240 6,4 2.6 700 3 19 7.4 1100 8 ' 12 7.8 1300 II 14 9,2 :
2.0 250 6.2 ‘ 15 740; 3 19 j 7.4 1250 ’ 8 31 12 8,3 jtsoo 12 1 15 т 10,0
1.2 100 4.4 1,8 300 5 i3 ; 5.3 400 • 8 18 7,0 4.7 580 ; 17 : 10 6,8
1.4 ISO 5.3 ; 2,1 420; 4 15 I 6.0 600 8 21 8.5 5.7 p80 j 1 13 । 11 \ 7.4
1.6 180 : 5,6 12 530 4 16 6.6 800 8 : 25 10 6.6 p70 > 12 ; 12 8.0 j
1.8 220 . 6.0 14 650 3 18 j 7.0 1050 8 29 12 7,7 1250 12 s 14 ! !
\ 2.0 250 6.2 2.5 740 3 19 7.4 1250 8 31 12 8.3 ;isoo 12 15 ? 10.0
! 2.1 ' 270 ; 6.2 ; 820 3 19 ; 7.6 (MOO ! 7 ’ 13 8.6 1550 9 J 14 ! 9.5
1 300 6.5 ; 2.6 900 2 19 7,8 1500 i 7 13 8.6 1650 8 14 9,5
; и ’ Ю 12 2.4 16 L 28 200 2 SO 290 320 400 500 5.7 । 6,2 6.4 6.5 7.4 L 8.8 13 15 16 16 3.0 3,5 600 740 .860? lOOOj J200-:i30o: 3 3 2 2 2 2 17 1 i9 ; ” i 20 j 22 | 6.9 7,4 i 7.6 8,0 8.9 9.1 i 900 1250 1450 1550 1700 1900 ! 7' 8 7 1 5 5 1 4 ' 26 ! 10 s i 12 □ J i i3 i I в! i13 ? 6.9 8,3 8.6 8.3 8,4 8,8 1130 1500 1600 1800 2100 2200 12 ; 12 8 i 7 7; LLi 13 ! 15 ; 14 j 15 - 16 | •5 I 8,7 10,0 9,4 ) 9,7 i 10.4 I Д01 i
При настилании струи на потолок ее дальнобойность увеличивается в 1,4 раза.
При установке регулятора расхода в решётках АЛР данные таблицы корректируются:
ДР^ = К-
ДРПОЛн
1Г = Ц + ALa
Значения коэффициента К и ДЦ для решёток АЛР %открйт;;Т|об% - 50% зо% р^а ^.(Г^ = 3^ = 6У
к 1,2 3,7 7,3
А1лаБ(А)| 2 : 5 ! 7
На рисунке 4.30 приведены аэродинамические и акустические характеристики решеток АЛН.
164
СотовыерешёткиРСНиРСР
Сотовые решетки РСН и РСР предназначены для подачи и удаления воздуха из помещений любого назначения системами вентиляции и кондиционирования.
Решетки РСН представляют собой раму прямоугольной формы с установленной в ней неподвижно закрепленной объемной решеткой в виде квадратных «сот» с шагом 16,7 мм и глубиной 22 мм, толщина жалюзи 0,5 мм. Коэффициент живого сечения Кж с = 0,9. Решетки РСР комплектуются регулятором расхода воздуха Простота и надежность монтажа в воздуховодах обеспечивается с помощью установленных на боковых стенках решетки пружинных фиксаторов либо с помощью пружинных фиксаторов с монтажной рамой Монтаж решетки при помощи самона-резающих винтов используется для крепления решетки к потолку или к стене.
Минимальный размер решетки 100 100 мм, максимальный размер 500 500 мм, шаг 50 мм. Возможно изготовление нестандартныхразмеров.
рсн рср
Рис 4 31 Конструктивные схемы сотовых решеток РСН, РСР
Перфорированные решетки ПРИ и ПРР
Перфорированные решетки ПРИ предназначены для подачи и удаления воздуха системами естественной вентиляции в жилых и административных помещениях, а также для удаления воздуха при механической вентиляции из помещений любого назначения. Кроме того, решетки ПРИ используются в системах отопительных каналов каминов, атак-же в виде декоративных панелей, закрывающих приборы систем отопления.
Решетки ПРИ представляют собой раму прямоугольной формы с установленным в ней перфорированным листом. Рама изготавливается из алюминия, перфорированный лист - из стали. Коэффициент живого сечения перфорации Клсс = 0,6. Решетки ПРР комплектуются регулятором расхода воздуха. Простота и надежность монтажа в воздуховодах
165
Таблица 4,8
ХарактеристикирешётпокРСН, РСР
„параметры Fo, м' A. MM B, MM 100 0.008 150 0,013 200 0.017 250 0.022 300 0,027 350 i 0,031 ! 400 0,036 450 ' 0.040 500 0.045
л PCH 03 03 0.4 0,5 * 03 i 0,6 j 0,6 j 0,7 0.8
й * 100
£ PCP OS 0.6 0.7 0,8 0.9 1 1.0 i I 2 13 1.4
м’ 0.013 0,020 0.027 0,034 0,041 J 0,048 0,055 ; 0,062 0.070
d u PCH 03 0.4 0.5 0,5 0,6 1 0.7 j 0.7 \ 0,8 0.9
* z PCP 150 06 0.7 0.9 1,0 l.l ! 13 i 1,4 1.5 1.7
0,017 0,027 0.036 0,046 0,055 ' 0,065 i 0.074 0.084 0,093
8 L PCH 0.4 0,5 0.6 0,6 0.7 I 0.8 j 0.9 I 0,9 1,0
S * z PCP 200 07 0.9 1,0 i 12 1 3 ! 1.5 1.6 ; 1,8 1.9
0,022 0.034 0.046 i 0,058 0.070 1 0.082 0.094 0306 0.1 18
d u PCH 0.5 05 0.6 ! 0,7 0.8 s 0,9 ! l>0 l.l hl
« * r PCP 250 0.8 1,0 1.2 . 13 1.5 i 1.7 ; 19 ! 2,0 2,2
F^. m’ 0.027 0,041 0,055 j i 0.070 0.084 0,099 0,113 ‘ 0.128 0,142
ti PCH 0.5 0,6 0,7 ' ! 0,8 * 0.9 l»0 и ! 1.2 13
s * £ PCP 300 0.9 i 1,1 13 1.5 1.8 1,9 2.2 1 2,4 2.6
F3, m' 0.031 : 0,048 0,065 0.082 0.099 0,116 0,133 : 0,150 0,167
d _ PCH 0.6 0,7 0,8 0,9 1,0 U 13 • м 1,4
й * £ PCP 350 1.0 13 1,5 1.7 1.9 12 [ 2Л ! i 2.6 2,8
Fg, M‘ 0.036 0,055 0,074 0,094 0.113 0,133 i 0,152 • 0.172 0.191
6 u У » PCH 400 0.6 0J J 03 ; 1,0 : l.l 13 | 13 1,4 15
£ PCP 1.2 1,4 1,6 1.9 2.1 14 2.6 2.9 3.1
Fo, 0.040 0,062 0,084 : 0.106 . 0.128 0,150 0,172 0.194 : 0,216
d u PCH 0.7 0,8 0,9 u j 1,2 13 1.4 13 i i7
Л * £ PCP 450 13 15 1.7 2.1 1 23 16 2.9 3.1 - 3.4
Fo, 0.045 0,070 0,093 0.118 0,142 0,167 0,191 0316 0,240
d u PCH 500 i 0.8 0,9 l.o . IJ 1 13 1.4 1.5 1.7 ; h8
1 ‘ PCP 1.4 1,7 2.0 23 x. 2,9 33 ] L 3.7
обеспечивается с помощью установленных на боковых стенках решетки пружинных фиксаторов либо с помощью пружинных фиксаторов с монтажной рамой.
Минимальный размер 100 х 100 мм, максимальный размер 1200 х 300 мм, шаг 50 мм. Возможно изготовление нестандартных размеров.
ПРИ
Рис. 4.32. Конструктивные схемы перфорированных решёток ПРН, ПРР
166
Таблица 4.9
ХарсисгперглстикирешётокПРН, ПРР
параметры - 200 250
ж 5< ж СО Ж 100
Fo. м1 0,008 0,013 0,018 0,022
s « u ПРН x 100 0,2 0.2 0,2 0,3
Z ПРР 0,4 0,5 0,6 0,6
Fo. м* 0.013 0,020 0,027 0,034
a Й ПРН ж 150 0,2 0,3 0.3 0,3
£ ПРР 0,5 0.6 0,7 0.8
Fo. м1 0,017 0,027 0,036 0,046
d $ ПРН х 200 0,2 0.3 0,3 0.4
z ПРР 0,6 0,7 0,8 03
Fo, Ml 0,022 0,034 0,046 0,058
3 rt ПРН X 250 0,3 0.3 i 0,4 0,4
z ПРР 0.6 0.8 \ 03 ио
F?, м* 0.027 0,041 jo,055 0.070
л w и «в и ПРН X 300 0,3 : [0.4 : 1 0,4 't 0.4
Z ПРР 0.7 | 0,9 ; 1,0 1,2
300 350
_Д— 0,027[0.031
0,3
0,7
0,041 ол
03 0,055
0,4
1,0 0,070!
0,4
1.2 0,084
0,5
13
! о,з 0,8 0,048 0,4
1,0 0,065 0,4
U 0,082 0.5
1.3 0,099 0,5
1.5
400 s 450 500 j 550 600 | 650 j 700
750; 800 850 300
950 lOOOhOSOhl O0h 1501200
0,0360.041 >0,0450.050'0,054 0,0590.064 0,068 0,073 0,077'0,082 0.087^0.091-0,096:0,1000. lOOJIO^
0.7
1,8
0.4'0,4 0,4 0.5 0,5 0,5 0.6 0,6 {
оз 1 ио и 1,2 из 1,4 U5 U6
0,055р,062 0,070 0.077 0,084 0,091 0,098 0.105
0,4; 0,5 03 0,5 0,5 0,6 0.6 0,6
1.1 1 U2 из U5 U6 1,7 U8 L9 j
0.0740,084 0,093 0.103 0,112 0,122 0.131 0,141 j
0.5 j 0.5 0.5 0,6 0.6 0,6 ! оз 0.7 |
1,2 : 1,3 1,5 1,7 1,8 2,0 ! 2,2
. 0,6 1,7
0,112 0.1190,126
0,7 ! 0,7 * 0.7
j 2,0 \ 2,1 ! 2,2
fo, 150 0,160 0,169 0,179 O, 188 0,198 0.207 0.217 0,226
1,0 | 1,0 ;
0,6
1,7
0.7 ; 0,8 ; 0,8
2,3 2,4 2.5
0.7 : 0,7
13 ZO 0,134 0.141 0,8 j 0.8 2.3 1 2.4
0.8
2,2
0,148
0.8
2,6
0,8 < 0.8 j 0,9
2,3
0,155
03
2,7
2,3 0,162 0,9
2,8
2,4
0,169
0,9
2,9
0,9 , 1.0
3,0 I 3,1 3,2 I 3,3 I 0,247 0,259 0,27 Г0,283;
1,0 | 1.0 1,1 I IJ ;
03 03
2,6 2.8 0,094 0,106 0,118 ;0,13oSo, 142; 0,1 54j0,166 j0,178 jo. 190 0.202 0,214 0,226 0.238 0.5 ! 0,5 0,6 \ 0,6 j 0,7 I 0.7 \ 0.7 | 0,8 I 0,8 \ 0.9 \ 03 03 i 1.0
1,4 N.5 j
0,1130 J 28 io J 42 0,157*0,171,0.186^0.200 0,2150,229 0.244 0,258 0.273 0.2870.299:0,313 0.328 O.341i 0,6 j0.6 0,6 j0,7 0.7 | 0.8 0,8 0,8 03|03р,0 1,6 | 1.8 I '
0.7 I 0.7 I 0.8 I 0,8 I 0,9 ; 0.9 03 il.O ! | I l
; 1,7 I 2,0 | 2,1 I 2.2 i 2.4 j 2,5 . 2.6 ! 2.7 ! 2.9 3,0 3,1 3.4 I 3.6 3.7 I 3,8 I
,_L _______ ____________________________J
0.6 j 0,7 । 0,7 0,8 0,8 0,8 0.9 j 0,9 \ 1,0 1,0 { 1.0 1,1 { I,H 1.2 j 1,2
1,9 I 2,3 I 2.4 2,6 2,7 2,9 3,0 | 3.2 j 3.3 3,5 I 3,6 4,0 | 4,1 \ 4,3 I 4,4
П. Воздухораспределители, образу ющие плоские струи Щелевъхерешеткис подвижными жалюзи АРСибез жалюзи АЛС, Решетки АРС представляют собой конструкцию из алюминиевого профиля с числом щелей от 1 до 6. В каждой щели установлены две пер форированные заслонки, выполняющие роль рассекателя потока и ре гулятора расхода воздуха, а также две направляющие жалюзи, при по вороте которых на угол от 0° до 45° изменяется направление приточной > потока от вертикального до горизонтального. Возможна компоновки щелевых решеток без поворотных жалюзи (АЛС). Коэффициент живого сечения решеток К^ с =0,25.
Тйпоразмеры решеток: А- длина - от 300 мм до 2000 мм; В - высота от 41 мм (1 щель) до 236 мм (6 щелей), шаг 39 мм.
Возможно изготовление сложных Т-образных и угловых решеток.
АРС и АЛС могут изготавливаться с камерами статического давления. При монтаже щелевых решеток без КСД они устанавливаются в проем подшивного потолка и подсоединяются к воздуховодам, крепление про изводится с помощ ью крепежной планки к строительным конструкциям.
Таблица 4.10
ХарактеристикирешётокАРС,АЛС
^параметры число 5 щелей, N 41/^ . 'Jr- * 500 1000 1500 2000
F0.M1 0,016 0,033 0,049 0,066
d АРС 0,8 1,5 2,3 3,0
— * 1 41
£ ААС 0,7 1,3 2,0 2,6
Fq, м 0,036 0,072 0,108 0,144
б АРС 1,3 2,6 3,9 5,2 1
£ * ААС 2 80 1,1 2,1 3,2 4,2
F0,m2 0,055 0,110 0,165 0,220
8 АРС 1,9 3,7 5,6 7,4 ч
й * 3 119
X ААС 1,5 3.0 4.5 6,0
Fo, м* 0,075 0,150 0,225 0,300
8 APGI 2.4 4,7 'i - 7,1 9,4
У ж 4 158
£ ААС 1.9 3,8 5,7 7.6
Fo, 0,095 0,189 0,284 0,378
§ АРС 5Z ? \ м 1 Г.4 jf
f * АЛС 5 197 2,4 4,7 7,1 9,4
Fo. м* О.НЗ 0,227 0,340 0,454
d _ ARC j - • ' 6,8 10,2 ; гз.б |
Е * АЛС 6 236 2,8 5,5 8,3 11,0
168
АРС
АЛС
В + 26
Рис. 4.33 Конструктивные схемы щелевых решёток АРС, АЛС
Рис. 4.34 Схемы развития приточных потоков, формируемых АРС
В таблице 4.11 приведены рекомендуемые расходы воздуха Lo в зависимости от уровня генерируемого шума ЬА, соответствующие потери полного давления ВРполн, дальнобойности приточных струй 10 2 (Vx=0,2 м/с), 10 5 (V. = 0,5 м/с), 10 75 (V. = 0,75 м/с) для двух положений подвижных жалюзи: а = 0°и ос2 =45°).
Для решёток А 1м табличные значения Lo корректируются пропорционально их длине. Значения DP^^ и дальнобойность струи соответствуют табличным при сохранении удельного расхода.
169
о
Таблица 4.11
Данные для подбора щелевых решётокАРС, АЛС длиной 1 м
LA < 20 дБ(А) LA = 25 дБ(А) 1 La=35aB(A) = 45 дБ(А)
Число дальнобойность, м дальнобойность, м дальнобойность. м дальнобойность, и
щелей при V X’ АР, при \ X* w'c Ц>. ;AP„,t при V. ц,. при V м/с
м/ч Па од 0,5 м’/ч Па 0,2 0,5 'м7ч । Па i 0,2 i ! 0,5 м7ч Па ! 0,2 i 6,5 10.75 i
Вертикальная свободная струя (АРС при а * л*л> л = 0°, AAQ > л>; I
1 90 7 0,6 0,2 120 12 0,7 0,3 160 21 1,0 0,4 250 50 ; | 1,5 j 0,6 0,4
2 140 4 0,8 0,3 200 8 IJ 0,5 300 19 1.7 0,7 450 42 2.6 i 1,0 0,7
3 180 3 1,0 0,4 280 8 1,6 0,7 |420 Н8 2.5 1,0 600 37 3,5 1,4 0,9
4 220 3 1,3 0,5 370 9 2,1 0,9 540 19 3.1 1,2 800 41 4,6 1,8 1,2
S 250 3 1,4 0,6 500 II 2,9 1,1 ; 650 ; 19 3,8 1,5 1000 44 5,8 2,3 1.5
6 270 2 1,6 0.6 530 1 9 3J ; 1.2 ; 750 I 19 j 4.4 j : 1,8 1200 48 7,0 2,8 1,9
Горизонтальная настилающаяся струя (АРС при а ~ 45°)
1 60 4 0,5 0,2 ! 85 7 0.7 \ 0,3 : 130 ; 17 1.1 0,4 180 33 1.5 0,6 0,4
2 120 4 1,0 0.4 | | 150 6 1,2 0,5 1 220 ; 13 ; 1,8 0,7 320 27 2,6 и 0,7
3 ISO 3 1,3 0,5 220 7 1,9 0,7 300 . 12 1 2,5 1,0 460 28 3,8 1,5 1.0
4 180 3 1,4 0,6 | 1 280 6 2,2 0,9 400 1 13 | 3,2 1,3 570 27 4,5 1,8 1,2
5 220 3 1,7 0,7 ! ' 340 7 2.7 IJ .500 j 14 1 4.0 1,6 700 29 5,6 2,2 1,5
6 250 3 XI 0,8 | 400 | 1 7 3,3 1,3 ! 580 | 15 | 4,7 1,9 820 30 6,7 2,7 1,8
На рисунке 4.35 приведены аэродинамические и акустические характеристики щелевых решеток АРС (а = 0°) и АЛС длиной 1 м.
На рисунке 4.36 приведены аэродинамические и акустические характеристики щелевых решеток АРС (а = 45°) длиной 1 м.
ШВоздухораспределители перфорированные круглые (ВПК)
Воздухораспределители ВПК имеют 3 конструктивных исполнения, включающих 18 размеров (рис. 4,37, табл 4.12).
1. Воздухораспределители ВПК1 и ВПК2 предназначены для применения в системах вентиляции, кондиционирования воздуха и воздушного отопления помещений для подачи приточного воздуха преимущественно с высоты до 6 м.
2. Воздухораспределитель ВПКЗ предназначен для применения в системах вентиляции, как правило, для компенсации воздуха, удаляемого местными вытяжными устройствами. Приточный воздух рекомендуется подавать с температурой, равной температуре воздуха помещения.
3. Воздухораспределители ВПК рекомендуется применять при значительных кратностях воздухообмена в помещениях, в которых не предусматривается устройство технических подшивных потолков при технико-экономическом обосновании.
4. Размещение воздухораспределителей в плане и по высоте помещений устанавливается проектом с учетом назначения помещений, расположения оборудования и мест постоянного пребывания людей.
5. При выпуске воздуха через воздухораспределители ВПК происходит интенсивное смешение подаваемого воздуха с окружающим вблизи поверхности истечения. Расчет образующихся воздушных потоков производится по формулам плоских струй с учетом коэффициента живого сечения перфорированной поверхности при значениях коэффициентов т=0,5 и п-Воздухораспределители = 1,0.
6. В воздухораспределителях ВПК воздуховыпускные отверстия имеют постоянный размер (площадь 0,00087 м2). В воздухораспределителях ВПК1 и ВПК2 отверстия равномерно размещаются на нижней половине поверхности воздуховода, а в воздухораспределителях ВПКЗ - по всей длинне.
7. Характерной особенностью воздухораспределителей ВПК является постоянство расстояния между рядами отверстий по ширине воздухораспределителя. Расстояние между отверстиями по д лине воздухораспределителей также сохраняется постоянным и равным в воздухораспределителях ВПК 1 = 150 мм (^^0,047); в воздухораспределителях ВПК2 и ВПКЗ = 100 мм (Кж с=0,07). Количество рядов отверстий уменьшается к концу воздухораспределителя в соответствии с уменьшением диматра воздухораспределителя.
8. Равномерность раздачи воздуха по длине воздухораспределителя обеспечивается за счет сохранения соотношения между суммарной площадью выпускных отверстий и площадью начального сечения воздухо-
171
172
Таблица 4.12
XapaianepucmuKu воз&ухораспределителейВПК(начало)
Обозначение воздухораспределителя Начальный диаметр б0,мм Площадь начального поперечного сечения Fo, м2 Средний диаметр d0, мм Д лина воздухораспределителя, м Коэффициент местного сопротивления Пропускная способность воздухораспределителя (в числителе) м3/ч и средняя скорость в отверстиях (в знаменателе) vome м/с
Скорость в начальном сечении воздухораспределителя, v0 м/с
4 5 6 7 8 9 10 11 12
ВПК 1.00.000-06 500 0,2 470 7,692 1,8 2820 3530 4240 4940 5650 6350 7050 7750 8450
3,2 4,0 4,8 5,6 6,4 7,2 8,0 8,8 9,6
ВПК 1.00.000-05 630 0,31 500 12,910 1,7 4460 5590 6700 7800 8930 10000 11200 12200 13400
2,8 3,5 4,2 4,9 5,6 6,3 7,0 7,7 8,5
ВПК 1.00.000-04 630 0,31 530 15,384 1,5 4460 5590 6700 7800 8930 10000 11200 12200 13400
2,2 2,8 3,3 3,9 4,5 5,0 5,5 6,1 6,7
ВПК 1.00.000-03 710 0,4 550 18,128 1,6 5680 7100 8520 9940 11400 12800 14200 15600 17000
2,2 2,8 3,3 3,9 4,5 5,0 5,5 6,1 6,7
ВПК 1.00.000-02 710 0,4 575 20,602 1,5 5680 7100 8520 9940 11400 12800 14200 15600 17000
1,9 2,4 2,8 3,3 3,8 4,3 4,8 5,3 5,7
ВПК 1.00.000-01 800 0,5 600 23,346 1,6 7200 9000 10800 12600 14400 16200 18000 19800 21600
2,1 2,6 3,2 3,7 4,2 4,7 5,2 5,8 6,3
ВПК 1.00.000 800 0,5 620 25,800 1,5 7200 9000 10800 12600 14400 16200 18000 19800 21600
1,9 2,4 2,8 3,3 3,8 4,3 4,8 5,3 5,7
ВПК 2.00.000-06 1000 0,78 850 7,840 2,2 11200 14000 16800 19600 22400 25200 28000 30800 33600
3,7 4,7 5,6 6,5 7,5 8,4 9,3 10,3 11,2
ВПК 2.00.000-05 1000 0,78 900 10,320 1,8 11200 14000 16800 19600 22400 25200 28000 30800 33600
2,8 3,4 4,1 4,8 5,5 6,2 6,9 7,6 8,3
Таблица 4.12
Характеристики воздухораспределителей ВПК (окончание)
Обозначение воздухораспределителя Начальный диаметр с!0,мм Площадь начального поперечного сечения Fo, м2 Средний диаметр d0, мм Длина воздухораспределителя, м Коэффициент местного сопротивления Пропускная способность воздухораспределителя (в числителе) м3/ч и средняя скорость в отверстиях (в знаменателе) vome м/с
Скорость в начальном сечении воздухораспределителя, 5 '„М/С
4 5 6 7 8 9 10 11 12
ВПК 2.00.000-04 1250 1,22 1000 15,880 1,8 17600 22000 26400 30800 35200 39600 44000 48400 52700
2,7 3,3 4,0 4,7 5,3 6,0 6,7 7,3 8,0
ВПК 2.00.000-03 1400 1,53 1050 18,630 1,9 22000 27500 33000 38500 44000 49500 55000 60500 66000
2,8 3,4 4,1 4,8 5,5 6,2 6,9 7,6 8,3
ВПК 2.00.000-02 1400 1,53 1100 21,110 1,8 22000 27500 33000 38500 44000 49500 55000 60500 66000
2,4 2,9 3,5 4,1 4,6 5,3 5,9 6,5 7,1
ВПК 2.00.000-01 1600 2,00 1150 23,990 1,9 28800 36000 43200 50400 57600 65000 72000 79000 86400
2,7 3,3 4,0 4,7 5,3 6,0 6,7 7,3 8,0
ВПК 2.00.000 1600 2,00 1200 26,470 1,8 28800 36000 43200 50400 57600 65000 72000 79000 86400
2,4 2,9 3,5 4,1 4,6 5,3 5,9 6,5 7,1
ВПК 3.00.000-03 1000 0,78 900 5,360 1,9 11200 14000 16800 19600 22400 25200 28000 30100 33600
3,2 4,1 4,9 5,7 6,5 7,3 8,1 8,9 9,8
ВПК 3.00.000-02 1250 1,22 1000 11,190 1,8 17600 22000 26400 30800 35200 39600 44000 48400 52700
3,0 3,8 4,6 5,3 6,1 6,8 6,8 7,6 9,1
ВПК 3.00.000-01 1400 1,53 1100 11,190 1,8 22000 27500 33000 38500 44000 49500 55000 60500 66000
2,7 3,3 4,0 4,7 5,3 6,0 6,7 7,3 8,0
ВПК 3.00.000 1600 2,00 1200 14,070 1,8 28800 36000 43200 50400 57600 65000 72000 79000 86400
2,5 3,1 3,7 4,4 5,0 5,6 6,3 6,9 7,5
распределителя I=gfome /Fo в пределах 1 2, а также за счет уменьшп in поперечного сечения и количества рядов отверстий к концу воздухо) >; »с пределителя.
9. Нормальное к оси воздухораспределителя направление выпуск воздуха из отверстий обеспечивается у за счет отгиба козырьков отвг | стий внутрь воздухораспределителя у передней стенки отверстия (с чг тая по ходу воздуха) под углом £= 120° или уменьшения высоты козы pt ков, отогнутых под углом 90°.
174
th
I’ik 4. 37. Конструктивные схемы воздухораспределителей ВПК.
Ш. Воздухораспределители, образующие веерные или конические струи Потолочные диффузорыАПН, АПР прямоугольного сечения Потолочные диффузоры четырехсторонние 4АПН (4АПР), трехсторон ние ЗАПН (ЗАПР), двухсторонние 2АПН (2АПР), в том числе угловые 2АПНу, 2АПРу, односторонние 1АПН (1АПР) предназначены для подачи воздуха в жилых, административных, общественных и производствен ных помещениях.
Диффузоры АПН состоят из прямоугольного корпуса, в который при помощи подпружиненных цапф устанавливается блок из направляющих пластин. Диффузоры АПР комплектуются регулятором расхода воздуха. Монтаж изделия к воздуховоду осуществляется с помощью самонареза-ющих винтов по уровню подшивного потолка.
В таблице представлены технические характеристики диффузоров для стандартных квадратных типоразмеров, выпускаемых заводом «Ар-ктос» в Санкт-Петербурге. По заказу поставляются прямоугольные диффузоры с размерами сторон от 225 мм до 1050 мм с шагом 75 мм.
4 АПН
4АПР
А-140/В-140
Рис. 4.38 Конструктивные схемы плафонов АПН, АПР
176
Таблица8.13
ХарактеристикиквадратныхдиффузоровАПН,АПР
Ах В, мм F0.m2 . м1 Масса, кг
4АПН ЗАПН 2АПН 1АПН АПН АПР
225 х 225 0,004 0,003 0,003 0,003 0,002 0,4 0.5
300 х 300 0,019 0,015 0,014 0,013 0,012 0,7 1,0
375 х 375 0,045 0,028 0,026 0,025 0,022 1,2 1,6
j 450 х 450 0,083 0,04! 0,039 0,036 0,033 1,7 2,4
| 525 х 525 0,132 0,061 0,057 0,054 0,049 2,3 3,3
600 х 600 0,192 0,086 0,081 0,076 0,069 3,0 4,3
675 х 675 0,263 0,106 0,i00 0,093 0,085 3,8 5,6
750 х 750 0,346 0,138 0,130 0,121 0,110 4,6 6,9
[ 825 х 825 0,440 0,173 0,163 0,152 0,138 5,6 8,4
900 х 900 0,545 0,215 0,200 0,187 0,170 6,6 10,0
| 975 х 975 0,661 0,256 0,241 0,225 0,205 7,7 И,7
{1050 х 1050 0,789 0,304 0,286 0,268 0,243 8,9 13.6
При подаче воздуха в помещение диффузорами АПН рекомендуемые расходы Lo в зависимости от уровня шума ЪА, потери полного давления DP^^, дальнобойности приточных струй 10 2 (Vx = 0,2 м/с), 10 5 (Vx = 0,5 м/ с), 10 75 (V = 0,75 м/с) приведены в таблице.
На рисунке 4.39 приведены аэродинамические и акустические характеристики диффузора 4АПН.
Диффузоры пластиковые универсальные модернизированные ДПУ-М, ДПУ-К круглого сечения
Диффузоры выпускаются в двух вариантах исполнения: ДПУ-М и ДПУ-К.
ДПУ-М может также использоваться в качестве запорного клапана при отключении системы или отдельных ее участков. Диффузор ДПУ-М состоит из корпуса, присоединительного патрубка и подвижного обтекателя В диффузоре ДПУ-К «глухой» обтекатель заменен на подвижную веерную вставку из нескольких диффузоров, закрепленных неподвижно относительно друг друга. При перемещении обтекателя или веерной вставки вдоль оси корпуса изменяются форма и характеристики формируемой приточной струи от вертикальной смыкающейся конической До горизонтальной веерной, что позволяет реализовать посезонное регулирование систем вентиляции и кондиционирования воздуха
Монтаж осуществляется с помощью присоединительного патрубка.
>2 Зак 1034
177
Таблица 4.14
Данные для подбора диффузоров АПН
L. < 20 дБ(А)
25 дБ(А)
4 АПН
100 Т 72~Г 5
15
8000
18
23
225 . 225 I IS I
100
0,8
5600
9000
3700
800
4500
ЛР
900
1200
6400
8000
J35 ДБ(А) _ |_______lA = 45 дБ(А)________
ильнобоичосп. м( ”1 |лэльнобсииос’и, м
... «и.,. -г- ид, I L-о. IapJ при V,.
7ч I Па ( о.2~[о.5 [6.75 ] Па] 0.2J oJJojs]*’/4 j Па] “6.5 ~ Г 0,75]'
900 х 900 975 х 975 ......,
1050 х 10500400; 0,6
825 х 825
ЗАПН
825 х 825
225 > 225
100
360
350
2000
2500
3000
3700
500
650
800
900
300
500
4500
5000.
750
1100
1500
220
450
825 825
900 х 900
975 х 975
300 х 300
375 < 375
450 х 450
525 х 525
225 х 225
600 х 600
675 х 675
750 х 750
80 j 0.6 150 | 0,7 ISO 350 ' 500 650 800 900 1200 1400
5300
6500
I 7500
300 x 300
375 x 375
450 х 450
525 > 525
600 х 600
675 х 675
750 х 750
825 х 825 900 х 900 975 х 975 ।
1050 х l0S4
1200
1050 х I05qi400„
300 > 300
375 х 375
450 \ 450
525 х 525
600 х 600
675 х 675
750 х 750
225 х 225
300 > 300
375 х 375
450 > 450
525 л 525
600 х 600
675 х 675
750 х 750
20 |2.9 50 |0,8 80 |о,6
ISO J0.6 250 10,7 | 350 ) 0.6 500 10,7 650 ’ 0,6 800 j 0.6 900 ! 0.5
1200f 0.6
| 80 146 7 4
270 ; 23
550 | 28
j 950 I 24
jl500| 24
^2000j 20
^2500, 17
*3200? 16
!4000| 15
boooj 16
’6000* 15
Р000! 15
i 50 ! 20 [ 200 i 14 400 I 16 j 650 j 13 950 | 11 jl300| 10 ’1900; I I
J2300J 9
;3000l 10
3500? 9 HSOoJ 10 jSOOoi 8
250
350
500
650
300
500
750
1100
1500
1800
2200
900 х 900
I 975 х 975 1050 к I05(jl400
2700
3200)
3700
550
750
1000
1300
1500
2000
2200
.2800.
380 800
1300
2000 2500
3850 4800
5600 6400
8000 9000} 24
550 950 1500 2000 2500
3200
2АПН
4000
5000
6000
7000
60
220
450
750
I 100 1500 2000 2500
3000
3700
4500 soooj
750
I 100 1500 1800 2200
2700 3200 3700
ISO Jl63 550 | 97 1200 1800 2850 4000 5400 6500
10000' 62
10000 42
10000; 30
380
800 1300 2000 2500 !3850
4800
320
650
1100
1600
2100, 28
3000 31
При настилании струи на потолок ее дальнобойность увеличивается в 1,4 раза.
При установке регулятора расхода для диффузоров АПР данные таблицы корректируй
АРХ = К • АР_Н
Lr₽ = LA +ALa
Значения коэффициента К и А1_а для диффузоров АПР
% открытия 100%' м50%7
регулятора расхода Oi
~~ К ' 1.2 3,2
ALa, дБ(А) 0
"Т"зо% ф-60° Т 4,0
178
И»' । < '| )ый крепится на самонарезающих винтах к стенкам воздуховода Н •«’ к подшивному потолку.
Рио. 4.40. Конструктивные схемы диффузоров ДПУ-М, ДПУ-К.
Характеристики диффузоров ДПУ-М, ДПУ-К
Гип |>узора иА, мм »D, мм Е, мм С, мм Fo, м2 Масса не более, кг
И (К) 100 100 150 55 16 0,007 0,20
Н (К) 125 125 170 55 16 0,01||| 0,25
। iy М (К) 160 160 215 60 16 0,018 0,35
ЛУ-М (К) 200 L 200 258 60 . л_. 0,029 0,45^
179
При подаче воздуха в помещение диффузорами ДПУ-М, ДПУ-К реко= мендуемые расходы Lo в зависимости от положения подвижного обтеки теля (веерной вставки) и уровня шума LA, соответствующие потери пол ного давления DPnonK, дальнобойности приточных струй 1 (Vx = 0,2 м/ с), lo s (Vx = 0,5 м/с), 10 75 (Vx = 0,75 м/с) приведены в таблице 4.16.
На рисунке 4.41 приведены аэродинамические и акустические ха рактеристики диффузора ДПУ-М (Ь = 0,15А).
На рисунке 4.42 аэродинамические и акустические характеристики диффузора ДПУ-К (Ь = 0,05А).
Таблица 4.1в
Данные для подбора диффузоров ДПУ-М, ДПУ-К
‘ Кол-во 1 _ La - 25 дБ{А) La = 3$ дБ(А) 5 L, = 45 дБ(А)
. Ь, ! оборотов 1 1 мм i обтекателя, | Ц> ДР„. 1 N I Па ьальн обойное г ь. м при V*. м/с 1 [дальнобойность, м, Lo, ДР.,1 при Vx.м/с ! м’/ч*Па * 0,2 ] 0,5 ] м’/ч ДР.. Па дальнобоиносн.. м; | дальнобойное <ь * при V*. м/с ; Цр | ДР при V>, м/( "oj [bjj 0,751м’/ч | Па| Qjf | 075
ДПУ-М, Ь=0,1А - горизонтальная настилающаяся веерная струя
100
125
160
200
f |о~:
‘ 12
| 16 §
^20
10
12
13
16
[ 55 |36 | 0,7 0.3 1 80 77; 1,1 I 0,4
i 85 ! 34 | 0,9 0,4 >120 67; 1,3 1 0,5
114о|32 | [200127]_ 1,1 J.-3_ 0,5 |200 _ 0,5 J150, 66 1 1.6 4 Г 1,6 | 0.7 j, Р7
120ll 74] 1,610,6 ; 0.4* 15 о’ 77 if 0,8 180 150= 1,9 >0,8 0,5 ' 230 '246 1,0 : ' ' и
81 [2,3 j 0,9 Lq.6 450 J134? 1,2
|280 129; 2,3 | о,9 j 0.6 : 350 >201 j
1350 I
0.5
0./
0.8
0.8
100
125
160
200
г~|5 -11’ I l24i 1Л1.1
15
19
19
24
ДПУ-М, Ь=0,15А-гори зонтальная на с тилающаяся веерная струя
: во Изо 21 1 21! 0,8 1.0 0,3 1120 46 1 0.4 1170 36 j 1.2 1.4 : 0.5 [160 0,5 240, 82 | 1.6 |0,6 1 0.4 i 220 И 56; 71 1,9 0,8 j 0,5 320 j 127; 0.9 1,0 0,6 0,7
I! 80 14 i 1.1 0.4 [260 30 . 1.6 0,6 470 60 | 2,3 10,9 0,6 520 Ч 19 1,3 0.9
250_ IjJ >, 2 _ _ __ 0.5 [35О~ м J.Z j 0.7 ;530 j.0! 2a1lpJ А7 : 74о] 97 £ 1.4 1,0
ДПУ-М. Ь=0,2А - вертикальная коническая струя
100 1 20 1 20 80 17 2,0 0.8 120 38 3,0 1,2 160' 67 4,0 1.6 jIJ 220 126 I 2,2 1.5
125 1 25 : 25 130 17 2,6 1.0 170 29 3,4 1.4 I240 58 4.8 1.9 j 1.3 320 103 [ 2.5 17
160 1 32 } 26 180 12 2.8 1.1 260 24 4,0 1.6 ^370i 49 5,7 2.3 1 1.5 520 96 1 3,2 2.1
____200 . 40 32 250 1 ! 3.1 1.2 350 18 i 4,3 i 17 [530 40 6,5 2,6 1 1,7 740 179 1 3,6 I 2>4
ДП /-К. b=0,05A - горизонтальная настилающаяся веерная струя
100 1 5 : 5 [ 80 17 1,3 0.5 100 27 1.8 0,8 150 61 2.5 1.0 j 0.8 1 210 И 20 ft.5 J 6.0
125 6 1 6 рзо 18 ; 1,8 0,8 160 27 2,3 0,8 220 51 3,0 1,3 | 0,8 < ' 300 ! 94 । 1,5 1,0
160 8 6.5 '180 12 1 1,8 0,8 240 21 2,5 1.0 330 40 3.5 1,3 ! 1.0 i 480 > 85 [ 2.0 1.3
_£Ю0__ 10 ' 8 [250 9 : 1 2-° 0,8 330 16 2,8 1,0 500 37 4,0 13 1 1,0 1 700 I73 L1?_ J, 5
ДПУ-К, Ь=0,1А - вертикальная коническая струя
100 ю~ j 10 80 14 2,0 0,8 100 1 i 1.0 150 50 3,8 i.s: 11.01 210 1 97 £2,1 i ’•<
125 12 ' 12 130 14 2.6 1.0 160 22 ! । 3.2 1,3 220 41 4,4 1.8 ! 1,2 , 300 1 77 : i 2,4 ;
160 16 j 13 180 10 2,8 1.1 240 171 3,7 1,5 330 33 5,1 2,o; 1.4; 480 1 70 1 3,0 2,0
200 20 | 16 250 8 3,1 1,2 330 13 i ! 4,0 1.6 i [500 30 6.1 2.4 II ,6 i 700 I 60 i 3.4 i L.2J
дпу-к, b=0,15A - вертикальная коническая < струя
100 15 i 15 ' 80 13 2,7 1.1 100 20 ! : 3,4 1.3 150 45 5.1 2,0 1,4 i 210 89 "TiF 1.9
125 19 1 19 ,130 13 3,5 1,4 160 20 4,3 17 220 37 5.8 2,3 1.61 300 70 3,2 2.2
160 24 19 180 9 3.7 1.5 240 16 4,9 2,0 330 30 6,8 27 1.8 480 63 3,9 27
200_ 30 ‘ 2<.. J 250 7 4,1 1,6 330 12 5,4 2,2 500 28 8,2 3,3 [mJ 700 54 4,6 3.!
Ь - расстояние между двумя положениями обтекателя (веерной вставки) -крайним и текущим выдвинутым
180
IV. Панельные воздухораспределители Стальные перфорированные панели СПП, СПП-М
СПП, СПП -М - квадратные перфорированные панели - предназначены для распределения воздушных потоков в системах приточной вентиляции и кондиционирования воздуха
СПП состоит из стального перфорированного листа квадратной формы и металлического короба, выполняющего функции камеры статического давления. В панелях СПП-М перфорированный лист обрамлен профилированной рамкой.
Как правило, СПП монтируется в полости подшивного потолка или открытой прокладкой.
------- размеры для КСД с боковым подводом
------- размеры для КСД с торцевым подводом
Рис 4 43 Конструктивные схемы перфорированных панелей СПП СПП-М
Ткблица 4.1 <
Характеристики панелей СПП, СПП-М
Типоразмер А х В, мм Dn, мм Fo. м5 А, мм В. мм а. мм Ь. ; мм Сторона установки патрубка । Масса, L . кг
1СПП 300.300 124 0,063 300 300 270 270 ! 270 271 А или В 3,4
1СПП 450 х 450 159 0,160 450 450 420 420 ! 350 351 А иди В 6.2
1СПП 595 X 595 199 0,303 595 505 570 570 | 390 391 А или В 9,7
1 СПП-М 300 X 300 124 0.063 300 300 270 270 270 294 А или В 4'9
1 СПП-М 450 x 450 159 0,160 450 450 420 420 350 374 А или В 9,3
1 СПП-М 595 X 595 199 0.303 595 595 570 570 390 414 А или В 14,8
1СПП 300 X 300 99 0,063 300 300 270 270 245 246 А или В 3.3
1СПП 450 x450 199 0,160 450 450 420 420 390 391 А или В 7,7
1СПП 595 х 595 249 0,303 595 595 570 570 490 491 А или В 13.2
1СПП 595 х 595 314 j | 0,303 595 595 570 570 555 556 А или В 14.2
1 СПП 300 х 300 124 ! i 0,063 300 300 270 270 288 292 С i 3.4
| 1СПП 450 x 450 159 0,160 450 450 420 420 288 292 с i 4,2
1СПП 595 x 595 199 0,303 595 595 570 570 * 288 292 С 9.7
испп-м 300 х 300 124 0,063 300 300 ‘ 270 270 270 294 А или В 4,6
1 СПП-М 450 х 450 199 0,160 450 450 420 420 390 414 А или В 10,1
П СПП-М 595 > 595 249 0,303 595 595 570 570 490 514 А или В 16,2
1 СПП-М 595 х 595 314 0,303 595 595 570 570 555 579 А или В 18.1
1 СПП-М 300 х 300 124 0.063 300 300 270 270 288 312 С 4.2
1 СПП-М 450 х 450 159 0,160 450 450 420 420 288 312 С 7,3
1 СПП-М 595 х 595 199 0,303 595 595 570 570 288 312 С 11,1
Размер С| - высота КСД с воздухораздающей панелью
При подаче воздуха в помещение панелями СПП, СПП-М рекоменду емые расходы Lo в зависимости от уровня шума LA, соответствующие потери полного давления ПРполн, дальнобойности приточных струй 10 а (Vx = 0,2 м/с), 10 5 (Vx = 0,5 м/с), 10 7б (V* = 0,75 м/с) приведены в таблице.
Таблица 4.1Н
Данные для подбора панелей СПП, СПП-М
La < 20 дБ(А) La = 25 дБ(А) LA = 35 дБ(А) 45 дБ(А)
Ах В, мм АР,. дальнобойность, м при V , м/с ДР, дальнобойность. м при V*. м/с ч- дальнобойность, м при V*, м/с ц. АР, дальнобойноеи. м при V*. м/с
м’/ч Па 0,2 0,5 м‘/ч Па 0,2 0,5 м3/ч Па 0,2 0,5 0,75 м3/ч Па 0,2 0,5 0,75
ЗООхЗОО 100 15 1,2 0,5 140 30 1,6 0,7 180 50 2,1 0,8 0,6 260 105 3,0 1,2 0.8
450 х 450 230 12 1,7 0,7 300 21 2,2 0,9 420 42 3,1 1,2 0,8 600 84 4,4 1,7 1.2
595 х 595 400 II 2,1 0,9 530 19 2,8 1,1 740 36 3,9 1,6 1,0 1000 66 5,3 2,1 1.4
На рисунке 4.44 аэродинамические и акустические характеристики панелей СПП, СПП-М.
Воздухораздающие панели модифицированные ВПМ
Воздухораздающая панель модифицированная ВПМ предназначена для подачи воздуха системами вентиляции, воздушного отопления и кондиционирования воздуха из верхней зоны, а также непосредственно
182
в рабочую зону помещений различного назначения (производственные, общественные).
Конструктивно изделие состоит из металлического листа с отверстиями, в которых закреплены диффузоры ДПУ-К, и металлического короба, выполняющего функции камеры статического давления (КСД) Минимальный размер панели 450 г 450 мм. которой размещаются четыре пластмассовых диффузора ДПУ-К 160 или ДПУ-К 125 Максимальное количество диффузоров - 13 штук - размещается в панели 900 Г 900. Конструкция позволяет производить индивидуальное ретулирование направления потока и аэродинамических характеристик путем перемещения веерных вставок. При этом перемещение вставок изменяет форму приточного потока от веерного до конического, что позволяет производить посезонное регулирование системы в целом. Монтаж воздухораздающей панели - потолочный или настенный При размещении изделия в подшивном потолке видимой является только собственно панель с диффузорами, а короб находится за подшивным потолком
Высота короба д ля ВПМ 450 Г 450 и ВПМ 595 Г 595 позволяет размещать их в подшивном пространстве потолка.
Лицевая панель окрашивается методом порошкового напыления в белый цвет (RAL 9016). По заказу возможна окраска в другие цвета по каталыу RAL, а также окраска короба
Рис 4 45 Конструктивная схема панели ВПМ
При подаче воздуха в помещение панелями ВПМ рекомендуемые расходы Lo, соответствующие потери полного давления DPTOJUt, дальнобойности приточных струй 10 2 (Vx = 0,2 м/с), 10 5 (V. = 0,5 м/с), 10 75 (Vx = 0,75 м/с) ДЛЯ двух положений веерных вставок приведены в таблице
На рисунке 4 46 приведены аэродинамические характеристики панелей ВПМ при b = 8 мм.
183
Таблица 4.19
Характеристики панелейВПМ
А х В. Кол-во ДПУ-К. D„, Fo, А. | В, а. ь. с. С(. Сторона | установки Ммед
MW шт мм м1 мм мм мм мм мм мм патрубка __ | м
450 х 450 4 159 0,074 450 450 420 420 350 368 А или В *9,1
595 х 595 5 199 0.092 595 595 570 570 390 408 А или В i IM
900 х 595 8 249 0,147 900 595 870 570 650 668 А 27.1
1195 > 595 10 3t4 0,184 1 195 595 1 170 570 865 883 А 36,4
900 х 900 13 314 0.239 900 : 900 870 870 650 668 А или В 32,2
450 х 450 4 199 0,074 450 j 450 420 420 390 408 А или В 10,4
595 х 595 5 314 0,092 595 ! ; 595 570 570 : i 555 573 А или В 187
900 х 595 8 399 0,147 900 595 870 570 1 | 1080 1098 A S 38,1
1 195 > с 595 10 399 0.184 1 195 595 1 170 570 \ 1080 1098 А 50,6
900 х 900 13 499 0,239 900 900 870 870 | 1080 1098 А или В 43,Ь
450 х 450 4 159 0,074 450 450 420 420 \ 288 306 С ; 7,5
595 х 595 5 199 0,092 595 595 570 570 | 288 306 с i 11.6
900 х 900 13 499 0,239 900 900 870 870 ) 389 406 с ; 21,0
Размер С, - высота КСД с воздухораздающей панелью
Данные для подбора панелей ВПМ
Таблица 4.20
Ах В, мм ц, м3/ч V ¥патр М/С Vo м/с b ~ 8 мм, N = 6,5 об. b = 16 мм, N = 13 об.
ЛР„. Па дальнобойность, м при V , м/с АР„. Па дальнобойность, м при V , м/с
0,2 0,5 0,75 0,2 0,5 025
200 2,8 0,8 II ' 0,5 0,2 0,1 10 1,3 0,5 0,4
450 х 450 400 5.7 1.5 44 1,0 0,4 0,3 41 2,7 1.1 1,6 0,7
600 8,5 2,3 99 1,5 0,6 0,4 93 4,0 1,1
800 11,3 3,0 175 2,0 0,8 0.5 164 5,3 2,1 1.4
250 2,3 0,8 II 0.6 0,2 0,2 10 1,5 0,6 0,4
595 х 595 500 4,5 1,5 44 и 0,5 0.3 41 3,0 1,2 0,8
800 7,2 2,4 1 12 1,8 0,7 0,5 105 4,8 1,9 1.3
1200 10,8 3,6 253 2,8 1,1 0.7 237 7,2 2,9 1,9
400 2,3 0,8 11 0.7 0,3 0,2 10 1,9 0,8 0,5
800 4,6 1.5 44 1,4 0,6 0,4 41 3,8 1.5 1.0
900 х 595 1200 7,0 2,3 99 2,2 0,9 0,6 93 5,7 2,3 1.5
2000 11,6 3,8 274 3,6 1,4 1,0 257 9,4 3,8 2,5
500 1,8 0,8 II 0,8 0,3 0,2 10 2,1 0,8 0,6
И 95 х 595 1200 4,3 1,8 63 1,9 0,8 0,5 59 5,0 2,0 1.3
1600 6,5 2,7 142 2,9 1.2 0.8 133 7,6 3,0 2,0
2500 9,0 3,8 273 4,0 1.6 1,1 256 11 4,2 2,8
650 2,3 0,8 II 0,9 0,4 0,2 10 2,4 1,0 0,6
900 х 900 1300 4,7 1.5 44 1,8 0,7 0.5 41 4,8 1.9 1.3
2000 7.2 2.3 103 2,8 1,1 0.8 97 7,4 2.9 2.0
3000 10,8 3,5 234 4.3 1,7 1.1 219 II 4,4 3,0
b - расстояние между двумя положениями веерной вставки -крайним и текущим выдвинутым
N - число оборотов веерной вставки
184
Воздухораздающие панели турбулизирующиеячейковыеВПТ
Воздухораздающие панели турбулизирующие ячейковые 1 ВПТ прямоугольного сечения, 2ВГГГ, ЗВПТ - круглого предназначены для распределения воздушных потоков в системах приточной вентиляции и кондиционирования воздуха Область применения - производственные, административные и общественные помещения. Подача приточного воздуха при использовании панелей ВПТ возможна в верхнюю зону, а также непосредственно в обслуживаемую зону помещений коническими, веерными, неполными веерными и закрученными струями.
ВПТ состоит из стального листа с отверстиями, в которых размещены поворотные пластмассовые ячейки диаметром 50 мм, и стального короба, выполняющего функции камеры статического давления. Конструкция воздухораздающей панели позволяет производить регулирование направления приточного потока и его аэродинамических характеристик путем поворота пластмассовых ячеек, не изменяя при этом объём воздуха, перепад давления и уровень шума. Индивидуальный поворот ячеек в плоскости панели создает большое количество вариантов приточных потоков от одностороннего до веерного горизонтального и закрученного вертикального.
Монтаж ВПТ-потолочный или настенный (прикол онный). Прираз-мещении изделия в подшивном потолке видимой является только собственно панель с ячейками, а короб находится за подшивным потолком.
Передняя панель окрашивается методом порошкового напыления в белый цвет (RAL 9016). По заказу возможна окраска в другие цвета по каталогу RAL, а также окраска короба.
Рис 4 47 Конструктивная схема панелей 1ВПТ.
185
00^)0 фффф фффф
1-сторонняя раздана
©©О® О©Ф® ©®®ф ©ффф
2-сторонияя раздача угловая раздача
3-сторонняя раздача
4-сторонняя раздача
Рис. 4.48. Схемы развития приточных потоков, формируемых ВПТ.
Таблица 4,21
Характеристики панелей 1ВПТ
А х В, мм Оп. мм b j t с B, MM a, MM b. MM c. MM Clt MM Сторона установки патрубка Масса, кг
-и MM
300 X 300 124 0,027 • 300 300 270 270 270 289 А или 8 4.3
450 х 450 159 ‘ 0,079 450 | 450 * i 1 420 420 l 350 369 i А или В 8,8
595 х 595 j 199 •0,147 595 595 , 570 570 : 390 409 * А или В 14,2
460 х 2101 99 0,033 460 210 * 430 180 300 319 А >
540 x 210 i 124 0,039 540 210 510 180 325 344 А 5,1
540 х 270 159 0,051 540 270 i 510 240 360 379 А 6.4
635 х 300 199 0,065 635 300 . 605 270 390 409 А ; 8,1
300 х 300 124 0,027 300 300 270 270 288 307 с j 3,6
450 х 450 159 0,079 450 450 ? 420 420 288 307 С 6,6
595 х 595 199 0,147 595 595 : 570 570 288 307 с ) 10,4
460 х 210 99 0,033 460 210 430 180 288 307 с 4,0
540 х 210 124 0,039 540 210 510 180 288 307 С j 4,5
540 х 270 159 0,051 540 270 510 240 288 307 с 5,5
635 х 300 199 0,065 635 300 605 270 338 357 с .<•] 7,4
Размер С| - высота КСД с воздухораздающей панелью
При подаче воздуха в помещение панелями ВПТ рекомендуемые расходы Lo, соответствующие потери полного давления DPmwiK, дальнобоЙ-ности приточных струй 10 2 (Vx=0,2 м/с), 10 5 (Vx=0,5 м/с), 10 75 (Vx= 0,75 М с) для случая одностороннего горизонтального потока приведены в тав лице.
На рисунке 4.49 приведены аэродинамические и акустические характеристики панелей ВПТ.
Воздухораздающие панели с закручивателямиВПЗ
Воздухораздающие панели с закручивателями ВПЗ предназначеиы
186
Таблица 4.22
дальнобойность, м при V*, м/с Г“о?5 ~ГотГ
Данные для подбора панелей ВПТ
635 х 300
I 400
450 x 450
I 600
______i 700
I 400
700
595 x 595 I |п0(
100
I 160 460 х2Ю ; 220
I 300 120
1 200 540 x 2'0 300
____________[ 400
I 150
I 250 540 x 270 : 35О
J00 200 350 500 600
Для подачи воздуха системами вентиляции и кондиционирования воздуха из верхней зоны помещений различного назначения (производственные, общественные).
187
Конструктивно изделие состоит из металлического листа с отверстиями, в которых установлены штампованные металлические диффузоры с плосколопаточными закручивателями, и металлического короба, выполняющего функции камеры статического давления. Минимальный размер панели 450 Г 450 мм, в которой размещаются 8 закручивателей Максимальное количество закручивателей - 32 штуки - размещается в панели 900 Г 900мм
Монтаж воздухораздающей панели - потолочный, пристенный или приколонный.
Воздухораспределители ВПЗ 450x450 и ВПЗ 595x595 мотуг размещаться в подшивном пространстве потолка, при этом видимой является только панель с закручивателями, а короб находится за подшивным потолком.
Лицевая панель окрашивается методом порошкового напыления в белый цвет (RAL 9016). По заказу возможна окраска в другие цвета по каталогу RAL, а также окраска короба.
ВПЗ 595 X 595 16 шт.
коридорный uiai
ВПЗ 595 х 595 13 шт.
шахматный шаг
Рис 4 50 Конструктивная схема панелей ВПЗ
В таблице приведены рекомендуемые расходы воздуха Lo, соответствующие потери полного давления ДРПОЛН и дальнобойности приточных потоков 102 (Vx=0,2m/c), 10s (V.=0,5m/c), 1O7S (Vx=0,75м/с). На рисунке показаны зависимости ДРПОЛН=1 (Ц) и 10 2=f (L j д ля всех типоразмеров панелей ВПЗ.
188
Таблица 4.23
Характеристики панелейВПЗ
Типоразмер панели А х В. wm Кол-во закручи-вателеи, шт A_ B, j MM MM c,
4S0 х 450 8 159 0,021 450 450 420 420 350 А или В
595 х 595 13 199 0 034 595 595 570 : 570 490 А или В
900 х 595 18 299 0 048 900 595 ! 870 i 1 570 650 : A
1195 х 595 26 1 314 : 0 069 1195 595 | 1170 1 570 865 : A
900 х 900 32 i 314 ’ 0 085 900 900 870 870 650 1 А или В
450 х 450 | 199 0 021 450 450 420 420 390 1 А или В
595 х 595 i ' 13 | 1 314 i 0 034 595 595 570 570 555 | А или В
900 х 595 j ! 18 < J ! 399 0 048 900 595 , 870 ; 570 1080 j
1195 x 595 1 26 314 1 0 069 1195 595 1170 1 570 1080 1 А
|;i 900 x900 1 32 314 0,085 900 900 870 . 870 1080 А или В
450 x450 i В 159 : 0.02 i 1 450 450 420 i 420 288 < с
595 x 595 13 199 0,034 1 595 I 595 ; 570 | 570 288
900 х 900 1 18 249 • 0 048 ; 900 900 | 870 1 870 389 с
Таблица 4.24
Данные для подбора панелей ВПЗ
дальнобойность, м
А у В, ! к. Vo> ДРП. при Vx, м/с
мм I м3/ч I м/с м/с _Па ; 0,2 0,5 0.75
I 100 1,4 1,3 16 2,3 0.9 0,6
450 х 450 | 200 2,8 2,7 63 4,6 1,8 1,2
I 430 6,1 5,7 291 9,9 4.0 2,6
I 200 1,8 1.6 24 3,6 1.4 (.0 |
595 х 595 j 400 3,6 3,3 96 . 7,2 2,9 !,9
i 700 6,3 5,7 294 12,7 5,1 3,4 j
350 2,0 2,0 37 5,3 2.1 1,4 j
900 у 595 i 600 3,5 3,5 108 9,1 3,6 2,4
I 900 5,2 5.2 244 13,7 5,5 3,7
• 500 1,8 2.0 36 ; б,з 2,5 1,7
1195 х 595 1 900 3,3 3.6 118 1 1,4 4,6 3,0
1400 5,1 5,6 286 17,8 7 | 4,7
600 2,2 2,0 35 6,9 2,7 1,8
900 х 900 1200 4,3 3,9 138 13,7 5,5 3,7
1700 6,1 5,6 278 19,5 7,8 5,2
189
Рис. 4.51. Аэродинамические характеристики панелей ВПЗ.
VДругие вентиляционные решётки НаружныерешёткиАРН
Наружные решётки АРН предназначены для забора свежего воздуха и удаления загрязнённого воздуха из зданий.
Решётки представляют собой прямоугольную раму с установленными в неё неподвижными жалюзи, форма которых обеспечивает отделение капель влаги из наружного воздуха и препятствует проникновению атмосферных осадков с улицы. Решётки устанавливаются в стену здания при помощи пружинных фиксаторов или самонарезающих винтов, что обеспечивает простоту и надёжность монтажа. В целях защиты от птиц, грызунов и листвы применяется специальная защитная сетка (Кс = 0,9).
Минимальный размер решётки 150 х 150 мм, максимальный 2000 х 2000 мм, шаг 50 мм.
На рисунке 4.56 приведены аэродинамические и акустические характеристики наружных решёток АРН при заборе воздуха.
На рисунке 4.56 приведены аэродинамические и акустические характеристики наружных решёток АРН при выбросе воздуха.
190
os+a / os+v
4 В скобках указаны размерь!
для типоразм^рое саыше 1000 х 1000 мм
Рис. 4.55. Конструктивная схема наружной решётки АРН.
В+50
191
Таблица 4 2'
ХарактериспшкирешётокАЯ!
! 1 250 300 350 400 450 500 5S0 600 650 700 750 800 850 900 950 1 “
Fq м* 0 020^0.027 0034 0,048 0 055 0,062 0.069 0,077 0 084 0.091 0,098 0,105 0 112 0.1 19 0,126 0.133 0 141
г... м 0.00710.009 0.0 H 0 016 0 019 0.02 J 0.024 0.026 0,029 0,031 0,034 0.039 0,041 ^0,043; 0.046 0,048
Масса, хг 0 4 0,5 0 6 0 7 0,8 0 9 1 0 1 0 I | 1 2 I 3 I 4 1Л 1 6 1 7 i 1 7 1 8 1 9
Fo, м2 0,026; 0.036 0 065 0 07S 0 084 0,094 0 103 0 113 0.123 0 142 0 1 5 1 0 161 <0171 0 180 0 1 90
F^t. м* •>лг> 0,010] 0.014 0,018 0.021 0.025 0.033 0,040 0,048 0,055 0.059 0,062 0.066
Масса, кг 0.5 0.6 0 7 0.9 1 0 1,2 1.3 1 5 1 6 1.7 1.8 1 7 2.0 < 2 1 2.2 2.3
ГГ) м 0 033 0 045 0.058 0.082’0,094 0,130 0.142 0. |55 i 0 1 79 0,191 0 203 10,21 510.227 0,239
Fm*. o Ol* 0,019 0 07» 0,029 0,03410.035 0,044 0 049 0 054 0,059 0,064 0,069 0,079 0 08410,08910,094 0 Ю
Marra <r 0.6 0.8 0,9 1.0 1,1 1.2 1.5 1.6 1.7 1,9 2,0 2,1 2.2 2.7
Fo, M 0,040 0.055 0.069 0,084 0 099 0 113 0.12ft 0 1 43 0 157 0,172 0 186 0,2 1 6 0.230 0.24510.259 :0.274;0,289
F^ мг 0.017 0,024 0.036 0 043 0.055 0 061 0 074 0 087 0.099 0 I0d0,l I2;O.I 1810.124
Marra кг 07 0.9 1 0 1 1 I 3 1 6 1 7 1.8 2 0 2 1 2 3 2 4 2 6 2 7 J 2,8 3 0 * 3,1
Fq m 0 047 0 06< 0 081 0 09£ Q, 116 0 132 0 150 0.167 0,184 0.218 0.235 0.270 0.28710.304 0.321 j0,338
F м 0.021 0.02? Q.P36 0.04^ 0.0S9 0 066 0,082 0,089 0.097 0,119 0.127[O, !35l0,142|0.l 50
Marra ur 0 8 1 o 1 1 1 3 1 4 1 6 J 8 1 9 7 i 7 > 7 4 2.6 2 7 2 9 3 0 1 хз 1 3 4 1 3 s
Fq- w 0,054 0,074 0.093 0.113 0 (32 0,152 0 211 0,230 0,270 0.3C9 0,329t0.348j0.368j0.387
F м 0,024 0,033 0,041 0 060 0 069 0.078 0.086 0 095 0,104 0 122 0,131 0.140 0.149 0.15710,166 0,175
Marra кг 0.9 j 1 f 3 1.4 1.6 1 8 2.0 2.1 2 3 2 5 2.7 2,9 3,0 3.2 3 4 1 3 6 3.8 3.9
Fq M" Г» ПА 1 0 ПЯ1 n inc Г» 117 n 144 0 171 A 194 0.216 0,238 0,260 0.304 0.326 0,348 0,37О1О.39з!0.415 0.437
F m* 0 020:0.038 0.05J 0 069 0 079 0,089 0,099! 0,109 0,519 0,129 0,150! 0,170 Io. 18010.190'
Marra иг 1 0 1.2 1 6 1 8 2.0 7 Э 7 4 2.6 2 8 3 0 3.2 a 3 3 5 1 7 I 3,9 | 4 । 4 3
Fg M- 0.068,0.092 0 117 0 IAA 0 191 0 7 15 0.240 0.265 0.289 0.314. 0,338 0 388 0.412 |O.-137|O.-I62 0 486
F м 0.031’0.043 0 054 0.066 0 077 0 112 0 123 0 146' 0 157 0,180 0 192 jo,203 Io,2l4 0.226
Масса кг 1 । 1 3 1 5 1.7 1 9 2 2 2 4 2 6 2 8 3 0 3.2 3.4 3.7 3.9 4 J ‘43 i 4.5 4.7
m” 0,07510.102 0 129 0,156 0,210 Q.264 0,291 0,319 0,427 0.454' 0 481 10,50810.536
[FMV W" 0.03sJ 0.048 0,060 0.086 0,099 0.1 1 1 0.124 0.137 0.162 0,175 0,188 0.200 0.22610.239 |0Д51
j Масса кг 1 2 1 6 1 9 7 1 2 з 2 6 2 8 3 0 3 3 4 £ 3 7 4 0 4 2 4 4 5 i
' Fg m 0,0811 0.1 1 1 0 141 0,170 0.229 0.318 0,348 0.407 0 466 0.496 0,526 |0.S55|0.585
iF... M‘ 0,038’0,053 0 067 0 095 0 109 0 123 0,137 0,151 0 165 0 179 0,207 0 221 0,235 0.249 ’0,263 0.277
i Масса кг 1 3 ’ i 5 1,8 2.0 2.3 2.5 2 8 3.0 3.3 3 5 3 8 4.0 4 3 4 5 4.8 5.0 ! 53 i 5 $
I Fo m 0 088 0 120 0,153 0 185 0.217 0,249 0 28 1 0.3 13 0 345 0 377 0,474 0.506 0 538 0,570 0.634
f F_ м 0,042 0 057 0.073 0.088 0 103 0 119 0.134 0.149 0 164 0.195! 0 210 0.226 0,241 0 256 0.271 0,287 0.302
: Масса кг 1 4 1 8 1.9 2.2 2.4 2 7 3,0 3.2 3 s 3 8 4.1 4 3 4.6 4 9 5 1 5 4 5.7 : 5.9
. Fo. m’ 0.095 0 130 0 164 0.234 0.268 0 337 0,372 0,407 0.441 0.476 0 545 0 580f0,6l4 0 649 0 684
i F M' 0.046 0,062 0,079 0 095 0 128 0 145 0 162 0.178 0.195 0,211 0,261 0 278 0,294 0 3)1 0327
! Масса кг t 4 1.7 2 0 2 3 2 6 2 9 3 2 3.5 3.8 4 0 4 3 4 A 4 9 5 2 5 5 5 8 6 1 6.3
Fo m" 0,102 0,139 0.213 0,250 0,325 0,362 0,436 0.510 0,585 0,622 0.659 0,696 0 733
0,049 0 085 0.ЮЗ 0,121 0,138 QJ 56 0.174 0.192 0 228 0,263 0 281 0 299 0.317
; Масса, кг 1 5 1 8 2 | 2Л 2.8 3 1 3 4 3 7 4 0 4 3 4.6 4 9 5.2 5 5 5 8 6 1 6 4 6,8
' Fo м 0 109 0 148 0 188 0 228 0.267 0 307 0 347 0 386 0 426 0 465 0 505 0Д45 0 584 0 624 0 664 0,703^0,743 0 782
rr„*. « 600 0,053 0,072 0,091 0.110 0,148 0.187 0 206 0,225 0,244 0Д63 0,282 0.302 0.321 0.340 0,378
j Marra КГ I a6 2,0 2,3 2.6 2.9 j j 3,6 3.9 4 2 4 A 4 9 5 2 5 5 5.9 6 2 6 5 6.8 7.2
i Fo « 0.1 16 0.158 0 200 0.284 0.326 0 411 0.453 0 495 0.579 0 663 0.705 0.748 0 790 0 832
|F,4.m’ 0,056 0 097 0 138 0 158 0,220 0 240 0,281 0 301 0.322 0,363 0,383
i Масса кг 1.7 2.1 2 4 2,7 3 | 3.4 3 0 4 | 4.5 4 8 5 2 5.5 5.8 6 2 6.5 6,9 72 7.6
! Fg M 0,123 0.167 0,212 0.256 0.301 0.346 0,390. 0 435 0.480 0.613 0,658 0.703 0.747 0.792 0,837 0 981
! Г M' 0.060 0 081 0 103 0.125 68 0,233 0.2SS 0,299 0.320 0,364 0Д85 0 429
! Масса кг 1 8 2 2 2 5 2,9 3.3 3.6 4,0 4 3 4 7 5 | 5.4 5,8 6,2 6 5 6 9 7.2 7 6 8,0
1 Fo W 0 129 0 177 0.224 0 27 i 0.318 0.365 0,412 0.459 0.506 0,601 0.648 0 742 0.789 0.836 0.883 0.931
» 0,063 0,132 0.178 0,201 0 224 0 247 0,339' 0,362 0.408|0.43l 0,454
> Масса- кг 1 9 2 3 2.7 3 0 7 4 3 8 4 7 4 A 4 9 5.3 5.7 6.1 6.5 > 6.8 7 7 76 ' i 8,0 a 4
Fo м 0.136 0 236 0.285 0,335 0 3B4 0.484 0,533 0,583 0 633 0.682 0,732 0 83 1 0.881 10.930 0.980
Fwc 0,067 0.1 15 0 140 0 164 0,237 0.261 0 285 0.310 0.383 0 407 0.43 1 0455 0 480
Масса, кг 2,0 2 4 2.8 3 2 3.6 4 0 4 4 4.8 5.2 5 6.0 A 4 6 8 7 2 7 6 8,0 [ 85 8 8
’ F^ м' 0 143 0 194 0,246 0.350 0.454 0 506 0 5S7 0.713 0 765 0.817 1.024
\ F . »• 0,070 0.121 0,147 0 173 0,198 0 249 0 275 0,352 0,377 0 403 0 428 0,45410,479 0.505
i Масса, кг 2 1 2 5 2 9 3 3 3 7 4 2 4 6 5 0 5 4 5 8 6 2 6 7 7 1 7 5 7 9 8 3 88 9 2
192
£61
VEOI »В£ £1
Z06‘O Z£6'o|zSB'< zwo ZCZ’O ztw ZC9-0 Z89oJzE9'0 ZB6-0 1698’O'OZZ’O zerolzBZ'o iz9ohzs'o zero 0007 1 J* ’еээе^ ! zw '*“=(
196'0 698'0 Z9Z'O 0Z9-0 IZ9-0 zzs-0 £m SZ6‘0 97k’o|z/£'O ZkB'OIISZ’O 6ZE'0 oez'o ESCO 0S6! i
9£6‘0 68B’( HZ‘0 669’0 t$9‘0 509'0 CO) Z$5‘0 79k’O Slk’O Z9£‘O otro £/7‘0 SZZ‘0 8/CO OCi’i 0061 I zw ’“d
m'i 69Z'I SZ9I 185'1 98k' uri Z6VI COZ’ 60Г1 O' 1 076’0 9Z8’0 IEZ‘0 Z6S'O Skk’O 6SE0 657’0 j w Od
S98‘O 618'0 czz'oizzz'o И9’0 885'0 96k’O WO ZSE’Q uro 61Г0 EZI-0 osei tw
S'H 841 971 к 0 1 jh “еээ'ец
’8®'“ 9Z9'I 98S'I 152*0^90/0 Z6k’l izo>‘ l’’’° wo Z8ZC’O £09'0 619'0 w" 9kZ'(
™'° rzi 989’0 ZOH 110Г| m'o O9Z’O 98S'O 6660 71^0 ”ro OSZI
99Л zsn 66П 09SH :O6'o 778’0 8£Z’O k59‘0 986'0 JoFO ГбО Z£Z’( 0041
0(80 69Z‘0 8ZZ'O Z89'0 699-0 EZ9-0 088'0 006-0 65Г0 81Г0 zzro 9EZ0 69Г0 Z0£'< SU'( 0S9I । 6-®j
►0Z'O *>Z‘O 9OZ*O 999‘0 S79’( 989’0 9K'O 905*0 Л7к 0 Z8£'O 80{ 0 877'0' 681’0 6660 60l’( 0091
Z9S’I 88k’1 60>‘l 67 Г1 osri IZI 1 160’1 ZIO 1 kZZ’O k69‘0 519 0 9ES'O 95 60. ZZCO |Z940 8170 '“j
65Г0 OZZ'O Z89'0 669'0 S09 0 Z9S'O 819*0 0860 ISk‘O|Elk*0 £06'0 l$Z8'0 SZEO 9ЕГ0 86Г0 CZ9‘0|965'0 I)ZZO 791'0 9060 OSSI ;
69H ozn m'll E6 Z'S 11ГО UKO 770’1 [вкб’О 9£k’oj66E'0 kZ0'Oj66Z'O SZZ'O stE’olesz'o 159’0^9/5'0 ZOS'OI ZZ60 6ZZ-0 0091 i
ZZ9‘ol 9E9‘0| 009’flj S9S'O Z6£'119ZZ'1 *60Z"l! ZE6I 090'? 886’0! 916'0 1 Zk‘0|s8E‘0 kkeoizzzo 05E 0 |kl E'ojeZt'O ioz’oi6Z9’cu$$'o; ’|6O Ikt’O 69Z0 Z660 0S6I j
£S9'ojs69'ol 6zro) 669'0 QI S'Q SZk’oj 1 66'0.'906'0 iZZE'O '/ЕГО Z0r<?)S9Z0 EEZ’0|66I'0 ►91*0 Of 1'0 560’0 0061
OZE’I | <O£ 6 29ГП 760’1 EZO‘1 ►56*01 WO i$ 18*0 (9t>Z‘O 9Z9’0 Z09‘0!££5'0 89к’0|6бГ0 6/Г0 O9Z'O 161’0
Z59‘O kZ9o| izril НГ l] l6S‘ol/SS’o|k7S’0 Z8CI 071'1450'1 986’0 S^°| kZk’oj 16E'O laSE'O ZSe'0;9SZ'0'6tZ'0 кЕГо||бГо|85Г0 ZG9’O|S8S’o’eiS'O 577'0^1610 ISk’OjkBfO ziro stro wo
Cl 1 | Z'Ol IZ 01 i Z'6 ; 7'6 WX)|009'0S 89G‘O|9£S’oj kOS’O IZZIIZ07'! IEkll'8ZO‘M*IOI EZFO OH-’OjeoFolfZE’ojkH’ol 588’0 1 Z8’O;9SZ’O'769’0 ! 71 ro|o8Z’fl|8kZ’O ZZ9‘0!£9S’0!66k‘0 9> I t b 917’0 |квГО kEk’OiO/E 0 751’0 ozi-o eeo-o 00£l
8 01 Г01 ! :/O9'o|9ZS‘ol 777'1109 1 '1 ’ SkSOjkiroj 860‘|!9£0‘ll woIcsko >Z6‘0|Z 1 6'0: B'Z 1 f Z 1 6'9 : k9 1 6'5 | kS 6k 27Fo|aroh9E'O(0E€-‘O|ббГ0 69C*C|8€t’O 158'0:68Z*0!/7Z*0 iS99’0 if09'011 k$‘Oi6/k'O zofoj aco' 66 j 6Z 9kl’O 5(1’0 k6Z‘O ZEZ’O osri
k'OI 1 6 6 1 k6 i ies*o|rss‘o|Tts‘oj 0’6 ' 5'8 j 0 8 [ S'Z | 1'2 j 9 9 I 1'9 Z S £6k‘0| E9k‘O|t4k‘O 509*0 |5Zro|9H'O|9H 0 /87*0 >66'04U‘QI9Z8’o|9ie‘0;4$4’oh69'o’sE9 0 6£5'O /5Го|8?Г0|б6Г0| 6)5 0^099'0-10> 0! 691 o)o£l Ol01 Г0 16E 01191'0:EZZ 0 еГо OOZI,
0'01 1 5*6 1 Г6 i 9'8 : 7'8 9SS’o fezs’ojoos’o! izk'oj eh-'o 5q Z8£'0|69E'0|lEC'0|e0E 0 kZCO O’S 1 9'6 1 Г6 j 96Г0 SIZ'0 OSI'O] Z9I'O|6E 1 ojsOI'O ZZO'O OSII
6Z 1 O’Z 1 9 9 1 69 1 Z'S s£ i JX
0£S’o|kOS'o|zZk’0*05k'0[ EZk'O ►Z04I6I0 11 S96'o! 116'0:958’0 966'0 [69 E'O 'Z6t‘o|91 t'o 'eez'O ZOS'OIZ6Z'0;E69'O!6E9 O 60S 0 OES'O SOZ'Ol iBl'O’kS ro; 871’oj 101*0 Z9E'O 4 i ГО 18SZ‘O kOZ’O 661'0 J
oooij 066 006 | 1 0S8 008 osz OOZ И’| 009| OSS oos 1 1 0S6l 006 OSE ooc OS1 OOZ OSI
Таблица 4.27
ХарактеристикирешётокАРН (продолжение)
>' * . '.j;.; ! параметры \ A, B,V MM \ 1050 1100 1150 I 200 чм 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600 1650 1700 1750 1800 1850 1900 1950 2000
0,148 0,155 0,162 0,169 0,176 0.183 0.190 0,198 0,205 0.212 0,219 0.226 0,233 0.240 0,247 0.255 0.262 0.269 0.27610,283
ISO 0.049 0,052 0.054 0,057 0,059 0,062 0,064 0.067] 0,069 0,071 0,073 0.075 0.077 0,080 0,082 0,085 0.087 0,090 0.092 0,095
: Масса, кг ; F0< i ...... . . 1 JU 2.1 0,20 2,1 0,209 2,2 0,219 2.3 0,228 2,4 0.238 2.5 0.248 2,6 0,257 2.7 0,267 2,8 0.277' 2.8 0,286 3.0 0.296 3.1 0,305 3.2 0,315 3.2 0.325 3,3 0,334 3.4 0,344 3,5 0.354 3.6 0,363 3.7 0,373 3,8 0.382
: F„ с. 200 0.075 0.079 0,083 0,087 0,090 0,094 0,098 0.102 0,105 0,109 0,111 0,115 0.118 0.122 0.126 0,129 0.133 0.137 0,141 0,144
Масса, кг | F» и* X.Xz\Z 2,5 0.2S 2,6 0,264 2.7 0,276 Z.8 0,288 2,9 0,300 3.0 0.312 3.1 0,324 3,2 0,336 3,3 0,348 3,4 0,361 3,6 0,373 3,7 0.385 3.8 0.397 3.9 0,409 4,0 0,421 4.1 0.433 4,3 0,445 4,4 0,458 4,5 0,470 4,6 0,482
£jp:u' КЛ1 м Ж 2S0 0,10 0.106 0.112 0,117 <122 0,127: OJ32 0,137 0,142] 0,147 0,149 0.154 0,159 0,164 O.‘69 0.174 0.1 79 °’184 0,189 0,194
: Масса, кг |F„m’ *>JU 2,9 0.303 3,1 0,318 3.2 0,333 3,3 0,347 3,4 0.362 3.S 0.376 3.7 0.391 3,8 0,406 3.9 0,420 4.0 0,435 4,3 0,450 4.4 0.464 4,5 0.479 4,6 0,493 4,7 0,508 4.9 0.523 5.0 0.537 5.1 0,552 5.2 0,566 5,4 0,581
tew ; м 300 0.127 0,134 0,140 0.146 0.153 0.159 0,165 0.172 0,178 j 0.184 0.187 0.194 0.200 0.206 0.212 0.219 0.225 0.231 0.238 0.244
| Масса, кг I Fo. и’ 3,4 0.355 3,5 0,372 3.7 0,389 3,8 0,407 3.9 0,424 4,1 0,441 4,2 0.458 4.4 0,475 4.s: 0.492 4.6 0,509 4,9 0,526 5,0 0.544 5.2 0.561 5,3 0,578 5,5 0,595 5,6 0.612 5.7 0.629 i 5,9 0,646 6,0 0,663 6,2 0,680
F.r- м 350 0,154 0,161 o.l69 0.17^| 0.184 0,l9lj 0.199 0,207 0.214 0,222 0,226 0,233 0,241 0.248 0-256 0,263 0,2 71 0,279 0.286 0,294
1 Масса, кг i Fy, И 3.8 0,407 4.0 0,427 4.1 0,446 4.3 0,466 0,486 4.6 1 0,505 4.8 0,525 4.9 0.544 5.1 0,564 5.2 0,584 5.5 0,603 5,7 0,623 5,8 0,643 6.0 0,662 6.2 0,682 6.3 0701 6.5 0,721 6.6 0,741 6.8 0,760 7.0 0,780
$Лж.сЛ ЙШ 400 o.iao Г ” '' t S’ 0,188 0,197 0.206 0.215 iBi 0.233 0.242 0.250 0,259 0.264 0,273 0,281 0.290 0,299 0,308 0,317 0,326 0335 0344
i Масса, кг . Fo, м’ n<J\J 4,2 0,459 0,481 4.6 0,503 4.8 0.525 5.0 0,547 5,l| 0,570 5.3 0,592 5.5 0,614 5.7 0.636 5.8 0.658 6,2 0.680 6,3 0,702 6.5 0,724 6,7 0.747 6.9 0.769 7,0 0,791 7,2 0.813 7,4 0,835 7,6 0,857 7,8 0.879
^м.с* М 450 0.206 0,216 0.226 0,236 0,246 0.256 0,266 0.277 0.287 j 0.297 0.302 0.322 0,332 0.343 0,353 0,363 0.373 0.383 0,393
; Масса, кг 1 Fo. м3 4,7 0,511 4.9 0,535 5,1 0,560 5,3 0,585 5.5 0,609 5,7 0,634 5.9 0,659 6,1 0,683 6.2 | 6.4 0,708 0,732 6,8 0,757 7,0 0,782 7,2 0,806 7.4 0,831 7.6 0,855 7,8 0,880 8,0 0,905 8,2 0,929 8,4 0,954 8.6 0,979
If- и* S гГж.сЛж?>| 500 0.232 0.243 0,254 0.266 0,277 0.289 0,300 0,312] 0,323 0.335 0,340 0.352 0.363 0,375 0.386 0.397 0.409 0,420 0.432 Z Z Z . ' 0,443
। Масса, кг Fo, м3 5.1 0,563 5.3 0.590 5.5 0.617 5.8 0,644 6.0 0,671 6.2 0,698 6.4 0,725 6.6 0.753 6,8 0,780 7.0 0,807 7,4 0,834 7.6 0,861 7.9 0.888 8,1 0.915 8.3 0.942 8.5 0,969 8.7 0.997 8.9 1.024 9.1 1.051 9.4 1.078
Яда W 550 0.258 0,270 0,283 0,296 0,308 0.321, 0.334 0,347 0,359 5-372 0,37 В 0.391 0.404 0.417 0.429 0,442 0,455 0.467 0.480 0.493
Масса, кг : Fo. м2 5,5 0.615 5,8 0,644 6,0 0.674 6,2 0,703 6,5 0,733 6.7 0,763 6,9 0.792 7.2 0,822 7.4 0,852 7,6 0.881 8,1 0,911 8,3 0.940 8.5 0.970 8,8 1,000 9,0 1,029 9.2 1,059 9,5 1.088 9,7 1,118 9.9 1,148 10.2 1,177
Ржсл «' 600 1 0,284 0,298 0,312 0,326 0,340 0,354 0.368 0,382 г • z >z 0,396 ОЛЮ 0,417 0.43! 0,445 0,459 ОЛ73 0.487 0,501 0,529 0,543
j Масса, кг ! Fo. MJ 6.0 0,666 6.2 0,699 6,5 0,731 6,7 0,763 7.0 0,795 7.2 0,827 7,5 0,859 7,7 0,891 8.0 0,923 8.2 0,956 8.7 0,988 8.9 1,020 9.2 1.052 9,4 1,084 9,7 1,116 9.9 1,148 10.2 1,180 10.5 1,212 10,7 1,245 11.0 1,277
с L.1 Fw,c. M 650 6.310 6.325 0.340 0.356 0,371 0.386 0,401 0.417 0.432 0,455 0.470 0.485 0,501 0.516 0.531 0.547 °’562 3 0,593
' Масса, кг Fo, м’ 6,4 0.718 6,7 0,753 7,0 0.788 7,2 0,822 7,5 0,857 7,8 0.891 8,0 0.926 8,3 0.961 8,6 0,995 8.9 1,030 9,3 1.064 9.6 1.099 9.9 1.134 10,1 1,168 10,4 1.203 10,7 1.238 10,9 1,272 H.2 1,307 H.5 1.341 П.8 1.376
••• •Г:::': А л t' 700 0.336 0,352 0.369 0.385 0.402 0,419 0,435 0.452 0,468 0.485 0,493 0.510 0,526 0.543 0.559 0,576 0.593 0,609 0.626 0.642
: Масса, кг !FoV 6.9 0,770 7.1 0,807 7,4 0,844 7.7 0,882 8.0 0,919 8.3 0.956 8.6 0,993 8.9 1,030 9,2 1,067 9.5 1,104 10.0 1,141 10,2 1,178 10.5 1.216 10,8 1,253 II.1 1,290 11.4 1.327 11.7 1,364 12.0 1.401 12.3 1,438 12.6 1,475
F^. 750 e» 0,380 0,397 0.415 0,433 0,451 0,469 0.487 0.505 0-522 0.531 0,549 0,567 0.585 0.603 0.62L 0,639 0,656 0.674 0.692
j Масса, кг IFoV 7.3 0,822 7,6 0,862 7,9 0,901 8,2 0,941 8.5 0.981 8,8 j 9.1 l,020|l ,060 9.4 1.099 9.7 1.139 10,1 1.179 10,6 1,218 10,9 1,258 11,2 1,297 11.5 1.337 11,8 1,377 12,1 1,416 12,4 1,456 12,7 1,496 13,0 1,535 13.4 1,575
800 0,388 0,407 0,426 0,445 0,464 0,483 0,503 0.522 0,541 0,560 0.570 0,589 0,608 0,627 0,646 0,665 0.684 0,704 0.723 0,742
j Масса, кг F> m 7,7 0,874 8.1 0,916 8.4 0,958 8,7 1,000 9.0 1,042 9.4 1,085 9.7 1,127 10,0 1,169 Ю.З 1,211 10.7 1,253 H.2 1,295 U.S 1,337 H.9 1.379 12.2 1.421 12.5 1,464 12.9 1,506 13,2 1,548 13,5 1,590 13,8 1.632 14,2 1.674
850 0,414 0,434 0,455 0,475 °'495 0,516 0,536 0,557 0,577 0.598 0.608 0,628 0,649 0.669 0,690 0,710 0,730 0,751 0.771 0.792
j Масса, кг j Fo. m2 8,2 0,926 8.5 0,970 8,8 1,015 9,2 1,060 9,5 1,104 9.9 1,149 10.2 1.193 10,6 1.238 10.9 1.283 11.3 1.327 H.9 1.372 12,2 1,417 12.5 1.461 12.9 1.506 13.2 1,550 13,6 1595 13.9 1,640 14.3 1,684 14.6 1,729 15,0 1,774
tet r ' -5 Нада • 900 0.+И 0,461 0.483 0.505 0.527 0.548 >,570 0,592 0.613 0.635 0.646 0.668 0.689 0.7 И 0.733 0.755 0.776 0,798 0.820 0.841
j Масса, кг !Fo,m1 8,6 0,978 9,0 1,025 9.3 1,072 9,7 l.l 19 10,0 1,166 Ю.4 1,213 10,8 1,260 II.1 1,307 11,5 1,355 M.9 1.402 12,5 1,449 12,9 1,496 13,2 1,543 13,6 1,590 13,9 1,637 14.3 1,684 14.7 1,732 15,0 1,779 15.4 1,826 15,7 1.873
ВВйсл '^.e 950 0.466 0,489 0,512 0.535 0,558 0.581 0.604 0.627 0.650 0,673 0,684 0.707 0.730 0.753 0.776 0.799 0.822 0.845 0.668 0.891
i Масса, кг ' Fo, м 9,0 1,030 9,4 1,079 9,8 1,129 10,2 1,178 10,6 1,228 10.9 1,278 11,3 1.327 HJ 1,377 12,1 1.426 12.5 1,476 13.1 1,526 13,5 1,575 13.9 1.625 14,3 1,675 14.6 1,724 15,0 1,774 15.4 1,823 15.8 1.873 16,2 1,923 16,5 1,972
kF рГжхл ” 1000 0,492 0,516 0,540 0,565 0,589 0.613 0,638 0.662 0.686 0,71.0 0.722 0,747 0.771 0,795 0,820 0,844 0.868 0,892 0.917 0,941
: Масса, кг 1 F®. M2 9,5 1.076 9,9 1,128 10.3 1,180 10,7 1,232 II.1 1.284 11.5 1.336 1 1,9 1.387 12,3 1,439 12,7 1.491 13,1 1.543 13.8 1,595 14.2 1.647 14,6 1.699 15,0 1.751 15,4 1,802 15.8 1.854 16.2 1.906 16.5 1,958 16.9 2,010 17.3 2.062
FM C, м 1050 0.518 0,543 0,569 0,595 0,620 0.646 0.671 0,697 0,722 0,748 0,761 0,786 0.812 0.837 0,863 0,889 0,914 0.940 0,965 0,991
: Масса, кг 9.9 10.3 10,7 11.2 11,6 12.0' 12,4 12,8 13.2 ! 113,7 14,4 14,8 15.2 15,6 16,1 16,5 16,9 17.3 17.7 18.1
194
Таблица 4.27
ХарактеристикирешётокАРН(продолжение)
параметры 1 - л i \ в, \ мм \ 1050 1100 1150 1200 1250 1300 — 1350 1400 1450 1500 1550 1600 1650 1700 1750 1800 1850 1900 1950 2000
| F«, mj 1.128 1,182 1,237 1.291 1.346 1,400 1,454 | 1,50‘ * 1,563 1.617 1.672 1,726 1,781 1.835 1.889 1,944 1.998 2,052 2.107 2.161
| ^жх» . 1100 0,544 0,571 0,598 0.624 0,651 0.678 0,705 о,7з; 10.759 0,786 0,799 0.826 0,853 0,879 0,906 0.933 0,960 0,987 1.014 1,041
1 Масса, кг 10,3 10.8 11.2 11.6 12.1 12.5 12.9 13.4 13.8 14.3 15.0 15.5 15.9 16.3 16.8 17.2 17.6 18.1 18.5 18.9
? Fg> М 1,180 1,237 1,294 1,351 1,407 1,464 1,521 1,571 1,635 1,692 1,749 1,806 1,862 1,919 1,976 2,033 2,090 2,147 2,204 2,260
| ^мх? / 1150 0,570 0,598 0,626 0,654 0,682 0,711 0,739 0.761 0,795 0.823 0,837 0.865 0.893 0,922 0.950 0.978 1.006 1.034 1,062 1.090
j Масса, кг 10,8 11,2 1 1.7 12,1 12,6 13.0 13,5 14.0 14.4 14,9 15,7 16.1 16,6 17,0 17,5 17,9 18,4 18,8 19,3 19,7
3 с 2 |гф М 1.232 1,291 1,351 1.410 1,469 1,529 1,588 1,641 1,707 1.766 1,826 1,885 1,944 2,004 2.063 2,122 2,182 2,241 2.300 2,360
i F м1 1200 0,5% 0,625 о.б|| 0.684 0,714 0.743 0,772 0.801 0.831 0.861 0,875 0.905 0,934 0.964 0.993 1,023 1.052 1,081 1.111 1.140
\ Масса, кг Н.2 Н.7 1X2 12,6 13.1 13.6 14,0 14.5 15,0 15,5 16.3 16,8 17.2 17,7 18,2 18.6 19,1 19.6 20.1 20,5
J F«. мг 1,284 1,346 1.407 1,469 1.531 1.593 1,655 1.717 1.779 1.841 1,902 (.964 2.026 2.088 2,150 2,212 2,274 2.335 2.397 2,459
ip';. 23И |Лжх» тяж 1250 0,622 0.653 0,683 0,714 0,745 0,775 0,806 0,833 0,868 0.898 0,914 0,944 0,975 1,006 1.036 1,067 1,098 1,129 1,159 1,190
1 Масса, кг И.б 12,1 (2.6 13.1 13.6 (4.1 14,6 (5.( 15,6 16,1 16.9 {7.4 <7.9 {8.4 <8.9 <9.4 <9.9 20.4 20,8 21,3
| F* м* 1,336 1,400 1.464 1,529 1,593 1.657 1,722 1,786 1.851 1,915 1,979 2.044 2,108 2,172 2,237 2,301 2,365 2,430 2,494 2.559
IU.M1 1300 0,648 0,680 0.712 0,744 0,776 0,808 0,840 0.872 0,904 0,936 0,952 0,984 1.016 1,048 1,080 1.112 1.144 1,176 1.208 1,240
1 Масса, кг 12,1 12,6 13.1 13.6 14.1 14,6 15.1 15.6 16.2 16,7 17.6 18.1 18.6 19,1 19,6 20.1 20,6 21.1 21.6 22.1
| м 1,387 1,454 1,521 1,588 1,655 1,722 1,789 1,856 1,922 1.989 2,056 2.123 2.190 2,257 2,324 2,390 2,457 2.524 2,591 2,658
| ^жх> м - 1350 0,674 0,707 0,740 0.774 0,807 0.840 0,874 0.907 0,940 0.973 0,990 1.023 1.057 1.090 1,123 1.156 1.190 1,223 1.256 1.290
i Масса» кг 12,5 13,0 13.6 14,1 14.6 15.2 15,7 16,2 16,7 17,3 18,2 18,7 19.2 19,8 20,3 20,8 21,4 21,9 22,4 22.9
| Fq> м 1,439 1.509 1.578 1,647 1.717 1.786 1,856 1,925 1,994 2,064 2,133 2.202 2,272 2,341 2,410 2,480 2,549 2,619 2,688 2.757
I 1400 0.700 0,734 0,769 0.804 0.838 0,873 0,907 0,942 0,976 1,011 1,028 1,063 1,097 1,132 1,167 1»201 1.236 1,270 1,305 1,339
: Масса, кг 12,9 13.5 14,0 14,6 15,1 15.7 16,2 16,8 17,3 17.9 18,8 19,4 19.9 20.5 21,0 21,5 22.1 22,6 23,2 23.7
) F0, м2 1,491 1,563 1,635 1.707 1.779 1,851 1,922 1,994 12,066 2.138 X2I0 2.282 2.354 2.425 2,497 2,569 2,641 2,713 2,785 2,857
? FJ ;Л?; Имел *-;ЙЖ 1450 0,726 0,762 0,798 0.833 0.869 0,905 0.941 0.977 1.013 1.049 1.066 1,102 1.138 1.174 1.210 1Д46 1,282 1,317 1.353 1,389
j Масса, кг 13,4 13,9 14,5 15.1 15,6 16,2 16.8 17,3 17.9 18,5 19.5 20.0 20.6 21.1 21.7 22,3 22.8 23,4 24.0 24.5
. Fq, м 1.543 1,617 1,692 1,766 1,841 1,915 1,989 2,064 2,138 2,212 2,287 2.361 2,435 2.5Ю 2,584 2,659 2,733 2,807 2,882 2.956
1F uf8 W | гжХ» м ; 1500 0.752 0*789 0,826 0,863 0.901 0,938 0.975 1,012 1,049 1,086 1,105 м 1.179 Ш16 1.253 1.290 1,328 1,365 1,402 1,439
| Масса, кг 13,8 14.4 15,0 15,6 16,2 16,7 17,3 17,9 18,5 19.1 20,1 20,7 21.3 21,8 22,4 23,0 23,6 24,2 24.7 25,3
: Ffl, М 1,595 1,672 1,749 1.826 1.902 1,979 2,056 2,133 2,210 2.287 2.364 2.440 2.517 2.594 2,671 2,748 2,825 2,902 2,979 3,055
Ижхл «’ 1550 0,778 0,816, 0,855 0.893 0.932 0.970 Г009 1,047 1.085 1.124 1.143 1.181 1.220 1,258 1.297 1.335 1,373 Ь412 1,450 1,489
| Масса, кг 14,3 14.9 15,5 16,1 16,7 17,3 17.9 18,5 19.1 19,7 20,7 21,3 21.9 22,5 23,1 23.7 24.3 24,9 25.5 26,1
j Fo, м* 1.65 1.73 1.81 1.88 1,96 2,04 2.12 2.20 2,28 2.36 2,44 2Л2 2.60 2.68 2.76 2,84 2,92 3,00 3,08 3,15
1600 0.80 0,84 0,88 0,92 0.96 1,00 1,04 1,08 1.11 1,16 I.1F 1,22 1,26 1.30 1,34 1,38 1,42 1,46 1,50 1,54
j Масса, кг 14.7 15.3 15.9 16,6 17.2 17.8 18,4 19.0 19.6 20,3 21.4 22,0 22.6 23,2 23.8 24,5 25.1 25.7 26,3 26.9
Fo, м: 1,699 1,781 1,862 1,944 2,026 2,108 2,190 2,272 2,354 2,435 2,517 2,599 2.681 2,763 2,845 2,927 3,009 3,090 3.172 3,254
I F ' м2;'V гмхл м ,. л- • 1650 0.830 0,871 0,912 0,953 0,994 1.035 1,076 •fei 0 1,158 1.199 1.219 1.260 1.301 1.342 1.383 1.424 1,465 1.506 1,547 1.588
| Масса, кг 15,1 15,8 IM 17,0 17,7 18,3 19,0 19.6 20,2 20,9 22,0 22,6 23,3 23,9 24,5 25,2 25,8 26,5 27,1 27.7
{Fo. м* 1,751 1,835 1,919 2,004 2.088 2,172 2,257 2,341 2,425 2,510 2,594 2,679 2,763 2.847 2.932 3,016 3,100 3,185 3.269 3,354
i **’ 1700 0,856 0,898 0.941 0,983 1.025 1.067 1, 110 1.152 1.194 1.237 1,258 1.300 1,342 1.384 1.427 1.469 1,511 1.554 1,596 1,638
: Масса, кг 15,6 16,2 16.9 17,5 18.2 18.8 19.5 20.2 20,8 21,5 22.6 23.3 23.9 24,6 25.2 25,9 26,6 27,2 27.9 28,5
। Рф м 1,802 1.889 1,976 2,063 2,150 2.237 2,324 2,41 С 2.497 2.584 2,671 2,758 2.845 2,932 3,019 3.105 3,192 3.279 3,366 3,453
Лхлм’ 1750 0,882 0,926 0,969 1,013 1,056 1,100 1,143 1,187 1,231 1,274 1,296 1,339 1,383 1,427 1.470 v- ' 1,514 1,557 1.601 1,644 1,688
j Масса, кг 16.0 16.7 17.3 18,0 18,7 19.4 20,0 20.7 21.4 22,1 23.3 23.9 24.6 25,3 26,0 26.6 27,3 28.0 28,7 29,3
{Fo, м’ j 1,854 1.944 2,033 2,122 2,212 2.301 2,390 2.48С 2,569 2,659 2,748 2.837 2.927 3,016 3,105 3.195 3,284 3.374 3,463 3.552
if м Г* ЖХ.» "М . 1800 0.908 0,953 0,998 1,043 1.087 1,132 1,177 1,222 1,267 1,312 1,334 1.379 1,424 1,469 1.513 1,558 1,603 1,648 1.693 1.738
} Масса, кг 16.4 17,1 17.8 18.5 19,2 19,9 20,6 21.3 22,0 22.7 23,9 24.6 25.3 26,0 26,7 27.4 28,0 28,7 29,4 30,1
1 Fo, м5 1,906 1,998 2,090 2,182 2,274 2.365 2,457 2,54912,641 2,733 2,825 2.917 3.009 3,100 3,192 3.284 3,376 3.468 3,560 3,652
; ^ЖХЛ 1850 0,934 0,980 1.026 1.072 1.119 1,165 1.211 1.257 1,303 1.349 1.372 1.418 1.465 1,511 1,557 1,603 1.649 1,695 1.741 1,788
| Масса» кг 16,9 17,6 18.3 19,0 19,7 20,4 21,1 21.9 22,6 23,3 24,5 25.2 25,9 26,7 27.4 28.1 28,8 29,5 30,2 30,9
! Fo, м5 j- - - • 1,958 2.052 2.147 2,241 2,335 2.430 2,524 2,619 2.713 2,807 2,902 2.996 3.090 3,185 3,279 3.374 3,468 3,562 3.657 3,751
1 F м2 • 1* ЖХ-» ,>/ 1900 0,960 1.008 1,055 1,102 1,150 1,197 1,245 1,292 1,339 1.387 1.411 1,458 1.505 1.553 1,600 1,648 1,695 1,742 1.790 1,837
। Масса, кг 17,3 18,0 18.8 19,5 20.2 21,0 21.7 22.4 23.1 23,9 25.2 25,9 26.6 27.3 28,1 28.8 29.5 30,3 31.0 31.7
? Fo. м‘ Ъ — ...> .м, Л 2.010 2.107 2,204 2.300 2.397 2.494 2,591 2,686 2,785 2,882 2,979 3.075 3.172 3.269 3.366 3.463 3.560 3,657 3.754 3.850
м2 Л ! ’ М.С» m. 1950 0.986 1,035 1 .084 . 1.132 1.18» 1,230 1.278 1.327 1,376 1.424 1.449 1,497 1.546 1.595 1,644 1.692 1,741 1.790 1.838 1.887
I Масса, кг 17.7 18.5 19.2 20,0 20,7 21,5 22.2 23.0 23.7 24.5 25.8 26,5 27.3 28.0 28,8 29.5 30.3 31,0 31.8 32.5
Рф м' > 2,062 2,161 2,260 2,360 2,459 2,559 2,658 2,757 2,857 2,956 3.055 3,155 3,254 3,354 3.4S3 3.552 3,652 3,751 3,850 3.950
F мг 1 жхл m . ./ • / 2000 1.012 1,062 1.112 1.162 1,212 1,262 1,312 1,362 1,412 1.462 1,487 1,537 1,587 1,637 1,687 1,737 1,787 1,837 1.887 1.937
| Масса, кг 18.2 18.9 19,7 20.5 21,2 22,0 22,8 23,5 24.3 25,1 26.4 27,2 28.0 28,7 29,5 30,3 31.0 31,8 32.6 33,3
195
Таблица 4.28
Данные для подбора наружных решёток АРН (складская программа)
А х В,
I LA = 25 дБ(А)
[ Чг"
: м’/ч Па I м/с
Ц, ~ 35 дБ(А)
La = 45 дБ(А)
Ц. | ДР, м7ч I Па I м/с
196
Переточные решёткаАП
Переточные решетки АП предназначены для перераспределения воздуха между помещениями. Решетки состоят из двух прямоугольных рам - наружной и внутренней. Во внутренней раме неподвижно закреплены V-образные горизонтальные жалюзи, препятствующие обзору сквозь решетку. Наружная рама устанавливается в дверной или стеновой проём и закрепляется самонарезающими винтами или герметиком. Внутренняя рама устанавливается с противоположной стороны двери или стены. Размеры рам позволяют устанавливать решётки на дверях или тонких перегородках толщиной от 25 до 50 мм.
Минимальный размер решётки 100 100 мм, максимальный размер 1000 200, шаг 50 мм.
Рис. 4.58. Конструктивная схема переточной решётки АП.
А+54
На рисунке 4.59 приведены аэродинамические характеристики пе-реточных решеток АП.
Инерционные решетки АГ
Инерционные решетки АГ предназначены для установки в системах приточной и вытяжной вентиляции и используются как невозвратный воздушный клапан для автоматического перекрывания отверстий при выключении вентилятора.
197
Таблица 4.29
Хс^кхктеристикирешётокАП
। Fq- M‘ IFM c,m1 j Масса, кг : Fo, P«c.**X ; Масса, кг i Fq, **' | F* с m1 ! Масса, кг * Fo, mj
F».e, M Масса, кг Fo, м’ F„c, m’ Масса, кг
Fo, м’ j Fm.c, м ‘ Масса, кг : Fo. M3 IF«e, m1 । Масса, кг , Fo- мг ; F„.<- m1 Масса, кг ! Fo, м‘ IF« c, M* j Масса, кг
Fo. m; |FM.C, мг § Масса, кг : Fo, M' !ржс,м1 i Масса, кг ! Fq. М’
F«x-M’ Масса, кг Fo. м1 F«.c,w Масса, кг Fo, м1
Масса, кг Fq. м’ Fmc, W1 Масса, кг Fq. М1 F„c, м1 Масса, кг Fq, М’ F^. м* Масса, кг Fo, ms F„.c,.
Масса, кг
Масса, кг
ISO 200
250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900
950 1000
100
150
200
250
300
350
400
450
500
550
600
650
700
750
800
850
900
950
1000
0.008 0,003 0.57
0,012 0.005
0.71
0,016
0,007 0.8S 0,021 0,009
1.00
0.025 0,011
1.14
0,029 0.013
1.28
0,034 0.015
1.43
0.012 0,016 0,021 0.025 0,029 0,034 0.038 0,043 0,047 0,051 0,056 0,06 0.064 0,069 0,073 0.077
0,006 0,008 0.011 0,013 0,016 0.0*8 0,021 0.023 0,026 0,028 0.031 0,033 0,036 0,038 0.041 0,044
0.69 0,81 0.93 1.04 1.16 1.29 1,40 1.52 1.65 1.76 1.86 2.01 2.12 2.24 2.36 2,48
0.019 0,026 0,033 0,039 0,046 0,053 0,060 0,067 0,074 0,081 0,088 0,094 0,101 0,108 0.115 0,122
0,009 0,013 0,017 0.021 0,025 0.029 0,033 0,037 0,041 0.04S 0,049 0.053 0.057 0,061 0.065 0,069
0.86 1,02 1,17 1,33 1,49 1.64 1.80 1.95 2.Н 2,26 2.42 2,57 2,73 2.88 3.04 3.19
0,026 0.035 0,044 0.054 0,063 0,073 0.082 0,091 0.101 0,110 0,119 0,129 0,138 0,147 0,157 0,166
0.013 0,018 0.023 0,029 0.034 0,040 0,045 0,050 0,056 0,061 0,067 0.072 0.077 0.083 0,088 0,094
1,04 1.23 1.42 1.61 1.81 2.00 2.19 2.38 2.57 2.76 2,95 3.14 3.33 3.52 3.71 3.90
0.033 0,044 0,056 0,068 0.080 0,092 0,104 0,116 0,128 0.139 0,151 0,163 0,175 0,187 0.199 0,211
0,016 0,023 0,030 0,036 0,043 0,050 0.057 0,064 0,071 0.078 0.084 0,091 0,098 0,105 0.112 0.119
1,22 1,45 1.67 1,90 2,13 2,35 2.58 2.81 3,03 3.26 3,48 3.71 3,93 4,16 4,39 4,61
0.039 0,054 0,068 0,083 0,097 0,1 II 0,126 0,140 0,154 0,169 0,183 0,197 0,212 0,226 0.241 0.019 0,028 0,036 0,044 0,052 0,061 0,069 0,077 0.086 0,094 0,102 0,110 0,119 0,127 0,135 1.40 1.66 1.92 2,19 2.45 2,71 2.97 3.23 3,49 3.75 4.02 4.28 4.54 4,80 5.06
0,046 0,063 0,080 0,097 0,114 0,131 0.148 0,164 0,181 0,198 0,215 0,232 0.249 0,266
0,023 0,032 0.042 0,052 0,062 0,071 0.081 0,091 0.101 0.110 0,120 0.130 0,139 0,149
1.58 1.88 2,17 2.47 2,77 3.06 3.36 3.66 3.95 4.25 4.55 4.85 5.14 5,44
0,053 0,073 0,092 0,111 0,131 0,1 50 0,169 0,189 0,208 0.227 0,247 0,266
0,026 0,037 0.048 0,060 0,071 0,082 0,093 0,104 0,115 0.127 0.138 0,149
1.76 2.09 2.42 2,75 3,09 3.42 3.75 4,08 4.42 4.75 5.08 5.41
0.038 0,060 0,082 0.104 0,126 0,148 0,169 0.191 0,213 0,235 0.257 0,279
0,017 0.029 0,042 0,055 0,067 0,080 0,092 0.105 0.118 0,130 0,143 0.156
1,57 1,93 2,30 2.67 3,04 3,41 3,78 4,14 4,51 4.88 5,24 5.61
0.043 0.067 0,091 0.116 0,140 0,164 0,189 0,213 0.237 0.262 0.286
0.019 0,033 0,047 0,061 0.075 0,089 0,103 0,117 0,13 1 0,145 0,159
1.71 0,047 0021
1.85 0,051 0,023 2.00
0,056 0.025
2,15
0,06 0.026 2.29 0,064 0,028
0,069
0,030
0,073
0,032
0,077 0,034
2,86 0,082 0,036
3,00 0,086 0,038
3,15
2.11 2,52 2,92 3.32 3.73 4.13 4.53 4,94 5.34 5,74 0,074 0,101 0,128 0,154 0.181 0,208
0,036 0,052 0.067 0,083 0,098 0,1 И 2.29 2.73 3,17 3.61 4,05 4.49 0,081 0,1 10 0,139 0,169 0,198 0,227 0.040 0.056 0,073 0,090 0,107 0.1 ЭЙ* 2.47 2.95 3.42 3,90 4,37 4.84 0,088 0,1 19 0,151 0.183 0,215 0.247 0,043 0.061 0,080 0.098 0,116 0,13$
2,65 3,16 3.67 4.18 4,69 5,20
0,094 0.129 0,163 0.197 0,232 0,266
0,046 0,066 0,086 0,106 0,126 0.145
2.83 3.38 3.92 4.47 5.01 5,56
0,101 0,138 0,175 0,212 0,249
0.050 0.071 0,092 0,113 0.135
3.01 3,59 4,17 4,75 5,33
0.108 0,147 0,187 0,226 0,266
0,053 0,076 0,098 0,121 0,144
3.19 3,80 4.42 5.04 5,65
0,115 0,157 0.199 0,241
0,056 0,081 0,105 0,129
3,37 4.02 4.67 5,32
0,122 0,166 0,211
0,060 0.085 О,ш
3,55 4.23 4,92 0,129 0,176 0,063 0,090
3.72 4,45 0,136 0.185 0,066 0.09$
3.90 4,66
0.082 0.046
2.60 0.129 0,072
3.35 0.176 0.099 4.09
0.086 0,049 2.72 0,136 0.076 3.50
0.185 0.104 4,29
198
Таблица 4.30
Данные для подбора переточныхрешетокАП (складская программа)
Скорость в живом сечении Уж<с>, м/с
0,2 0.4 0,6 0,8 1,0 1,5 2.о: |2,5
Ах В, Потери полного давления АР ПОЛИ’ Па
мм 0,1 0,3 0,7 1,3 2,0 4,0 8,0 112,0
Расход воздуха Lq, м3/ч
300 х 150 15 30 45 60 80 110 150 190
300 х 200 21 42 63 80 100 160 210 260
300 х 250 26 52 78 100 130 190 260 320
350 х 150 18 36 54 70 90 140 180 230
350 х 200 24 49 73 100 120 180 240 310
400 х 150 21 42 63 80 100 160 210 260
400 х 200 29 58 86 120 140 220 290 360
500 х 150 27 53 80 ПО 130 200 270 330
500 х 200 36 72 НО 140 180 270 360 450
500 х 250 46 92 140 180 230 350 460 580
600 х 200 44 88 130 180 220 330 440 550
600 х 250 56 ПО 170 220 280 420 560 700
Решетки оснащены легко вращающимися алюминиевыми жалюзи, установленными в раму. Жалюзи установлены таким образом, что при отключении вентилятора они закрываются под действием силы тяжести. Монтаж в воздуховодах обеспечивается с помощью установленных на боковых стенках решётки пружинных фиксаторов.
Рис. 4.60. Конструктивная схема решеток АГ.
199
Инерционные решетки изготавливаются из алюминия и окрашиваются методом порошкового напыления в белый цвет (RAL 9016). Минимальный размер решётки 150 х 150 мм, максимальный 1000х 600, шаг 50 мм.
Таблица 4.31
параметры
FMC. mj
Масса, кг
Масса, кг
Масса, кг
Масса, кг
FMC? м?
Масса, кг
Масса, кг
Масса, кг
Масса, кг
; Fwc, м1 Масса, кг Fo, м2 j
। Масса, кг
150
200
250
300
350
400
450
500
550
600
150 200 250
0,019 0,026 0,033
0.018 0.024 0.030
0.34 0.39 0.44
0,026 0.035 0,045
0,024 0,032 0,041
0,41 0,033 W0 0,47 0.040 0,50 0,047 Ж 0,57 0,054 ЯШ 0,64 0,060 0,055 0.70 0,47 0.045 0,041 0,55 0,054 0,050 0,58 0,064 0.058 0,66 0.073 0,067 0.74 0,082 0.075 0,82 0,54 0,057 0,051 0,63 0,069 0.063 0,66 0,080 0,074 0,75 0.092 0,085 0,84 0,104 0,095 0,94
0,067 0.092 0.116
0,062 0.085 0,107
0.73 0,85 0,96
0,074 0.101 0,128
0,068 0,093 0,118
1,07 1,30 1,54
0,081 0.111 0,140
0,074 0,101 0,128
1,18 1,43 1,69
Характ^испшкирешёпъокАГ
-----Г "I —p-r т p—'Г"
300
350
400
450
500
550
600
650
700
750
800
850
0.040
0.047)0.054 0,037Ь,043
0,049
0.60
0,060
* 0,056
0,66
*Ь,067
>0.062 0,7[ 0.092
0.074
0.066|0.073
1,00
0,101
0,09010,098
1,17
0.081
0.50 0.55 0.054 7,064 0,049)0,058 0.60
0,(>69b.080 0.092b. 104b.116 Ь.128
0.062|o.073 |o,O84 0,095 0.105 0.113
0.67
0.073 0.082 0,067)0.075 jO,084 0,73
0.80
0.87
1.06
3,111
0.088
0,079 1.12
0.120 0,107
: 0.095
I 0,085
0,102 0,109
0.092 0,098
0.11610.123 0,104 |о,111
1.37
0,139
0.148
Ю.129
’ 0,115 0,1 24 (0,132
1,38
(1,152 k 164
0,117 ]0,124 1.50 1,56
0.186
0.167
1,81
0,235 едй 2.07 0,285 0^
2,12 0,334 МЙ 2,38 0.383
1,43
0,167
0,150|0,158
1.60 j 1,67
>0,211|0,223 !0»1Ш,199
1,91
0,256
0,141
1,24
3,140
0,124 0,134b,14510,15бЬ,167
1,45 0.176
1,53
0,188
0.199
0.178
1.02
0.083b.097 0,112 b, 126jo, 141
0.077|0,09010,103)0, L1710,13010,13910,15210,166|oJ *9|0 J 92|0,205
1,05
0,79
0.87
0,94
1.42
9.169
1.50
0.184 b, 198
1.58
1.66
1,?4
1,74
0.74
0,097
0.89
0,97
0,81
0.1144),131b,148|OJ65
1,47
1,39
0,182 jo.199|o,216
0,089k 105 k 121 Ь.13б|0.152 3.162 I),178
1,63
> 0,233
1,72 1,80 0,249 (1,266
0.84
0.93
1.99 0,270 1
E145|i 1,96(2,04 0.300
0,219 1.88
0,283 0,255
2.11
0.325 0.292 2,33 0.367
0,329 2,56
0.409 0,370 2.61
0,451 0,406
0,317 0,286 2,29
0,364 0,327
0,193 0,209 (0.224|0,240
1,74
0.248
0.22 lb,239
1.93
0.279
0,249 h,269jO,289 b,309
1,56 1,65 0.209 0,228
1,83 0.267
2.01
1,02 0,151 0,138b,156|0473b.l85b,203
0.17() 0.189
0.102)0,120
0,95
0.1260,148
0.115)0,135 b,155b. 175 0.195 0,209 0,229
1,05
1,15 1.26 1.36 0.170 0,192b,214
1.72
0,236 h,258
1,40
1.52
0,238
1,89
0.263
1,83
2.00
0,287
2,03 0,301
0.311
0.141)0.165 0.189 0.214
0,1*75 0,197)0.219jo,23510.257 |o,280
1,31
0,209
0,1300,152 1.08 1,20
0.155D,I82
0,142», 16710,192b,216 jo,241 Ь,258 b,283
1,43
0.236
2,46
1,95
.06 0,263 jo,289 jo,316
2.69
2,92
0.169b. 199 0,15511,182 1,94)2,20
1.92
0.286 Ь .306 0^56)0.274 2,13 0,323
2,23 0,345
2,23 0,336 0,302
2,28 0,370
2,45
0,385
2.17
0,343 0.308 b,33 2
2,34 0.360 0,325)0.347 2.39
0.397
0,357 jo,382 3.72
0,434 b,463
2.50
0.424
3,92
0.228(0.258|0,287p316 0.346 0,375 0,405
0,308 (0,33510,362 |o,389 |o,416
3,41
0,209)0,236)0,26310,281
3,19
2.46
2.71
2,97
3,63
3,85
4,07
4,29
0,493 0,443 4,51
2.20 > 0.345 : 0,310
2,43 i 2,54 j 2,64
1 0.389 1 0,349
2.67
1 0,433 > 0.392
2,72 0,4^8
► 0,431
4,32 i 0.522 i 0,470
4,73
0,411p.433
0.369
0,458 0,415 2,84
0.505 0,456
0,552
0,497 4,95
' о,зЦ 2,89 0,482 0.437 2,95 0.532
। 0,48(| 4.72 0,581 0,5$ 5,17
В таблице 4.32 представлены данные по подбору решеток АГ для основных типоразмеров (складская программа). По заказу поставляются другие размеры.
200
Таблица 4.32
Ах 8, мм
400 х 200
500 х 250
500 х 300
600 х 300
600 X 3S0
700 х 400
800 л 500
1000 х 500
м1
0,07
0,12
0,14
0,17
0,20
0,27
0,39
0,48
Данные для подбора инерционных решёток АГ (складская программа)
Уо, м/с
1,0 i 1,5 [ 2~0 f 2,5*1 3.0 3,5 *1 4,0 ? 5,0 ' 6,0 I 7,0 1 8,0 j 9,0* | 10,0 ] 12,0
Па ‘ ‘
'io“ 13 ~Г *20^ J 39 ........ktZZZZZ" 1100 * 1300 ) 1600 1700 2000 2400 2900 3800 5500 6900
\ 114
260
420
510
610
720
960
1400
1700
390
630
760
910
1100
1400
2100
2600
530
840
1000
1200
1400
1900
2800
3500
660 1000 1300 1500 1800
2400 3500 4300
790 5 920 1300 \ 1500 1500 ; 1800 1800 j 2100 2100 ; 2500 2900 j 3400 4200 . 4900 5200 I 6100 |
I 2100 | 2500 ! 3000
3700 4300
5800 8300
| 2500
! 3000
’ 3600
I 4800
6900 j 8700 ] 10400
1800
2900
3600
4300
5000
6700
9700 |ll100
12100 113900
I 2100 | 3300 ; 4100
4900
5700
7700
2400
3800
4600
5500
6400
8700
12500
15600
2600
4200
5100
6100
7200
9600
13900 16600
17400)20800
3200 5000
6100 7300
j 8600 111500
Рис. 4.61. Аэродинамические характеристики инерционных решёток АГ.
201
4.7. Влияние начальной интенсивности турбулентности на характеристики приточных насадков
До настоящего времени в вентиляционно-отопительной технике при исследовании приточных струй не учитывалось влияния начальной интенсивности турбулентности. В то же время в работах [33] и [20] показано, что начальная интенсивность турбулентности сказывается на закономерностях развития свободных струй, истекающих из открытых цилиндрических отверстий, сопел и тому подобных выпускных устройств. Это влияние выражается в укорачивании начального участка струй и в более интенсивном падении осевых скоростей на основном участке.
Влиянию начальной интенсивности турбулентности на закономерности развития осесимметричных струй посвящены выполненные в последние годы исследования Е. П. Дыбана, Э.Я. Эпик, В.К. Войтеховича и А.Т Сычева [34] и др. Следует отметить значительные расхождения в результатах, получаемых различными авторами, что очевидно связано в первую очередь с использованием различных устройств для турбулизации потока (решеток, перфорированных листов, вращающихся заслонок), а также различной неравномерностью начального поля осреднен-ных скоростей.
В то же время практически все авторы констатируют, что повышение начальнойинтенсивноститурбулентности струи способствует сокращению начального участка (вплоть до его полного исчезновения), более интенсивному расширению струи и, в конечном счете, усилению процессов смешения.
В связи с этим можно было предположить, что начальная интенсивность турбулентности должна оказывать влияние и на параметры струй, создаваемых приточными насадками. Приведенные в табл 4.1 значения коэффициентов тип, как правило, получены в лабораторных условиях при испытании воздухораспределителей на специальных стендах с баком давления, имеющим выпускное отверстие в виде сопла. Замеры показали, что при выпуске через сопло, выполненное по профилю Вито-шинского, интенсивность турбулентности в начальном сечении потока, истекающего из отверстия бака давления, составляет 1,5-2%. В реальных условиях в вентиляционных сетях можно ожидать значительно большую интенсивность турбулентности на подходе к приточным насадкам Это обусловлено целым рядом специфических особенностей вентиляционных систем: большой насыщенностью местными сопротивлениями (отводами, тройниками, коленами), являющимися источниками вихреобразования; малой относительной длиной вентиляционных систем по сравнению с другими сетями (нефтепроводы, газопроводы и т.п.), что при наличии мощных генераторов турбулентности, какими являют-
202
ся радиальные (центробежные) и осевые вентиляторы, приводит к распространению генерируемой турбулентности на всем протяжении сети вплоть до выпускных отверстий.
Турбулентное движение, как известно, принято оценивать тремя основными статистическими характеристиками: интенсивностью турбулентности, масштабом и функцией распределения кинетической энергии пульсаций во времени. Основное внимание в исследованиях, проведенных в С.-Петербурге в НИИ охраны труда М. И. Гримитлиным совместно с Х.А. Заикиной, уделялось изменению продольной составляющей интенсивности турбулентости, %:
£=^-100,
где — среднеквадратичная пульсационная составляющая скорос-
ти; v— средняя скорость потока.
Выявилось, что основными генераторами турбулентности в вентиляционной сети являются вентиляторы (осевые и радиальные)
203
„ осиные сопротивления (отводы, колена, решетки и т п.) Замеры показали, что после осевых вентиляторов интенсивность турбулентности достигает 30 — 35%, после радиальных составляет 20 — 25% и более. При проходе воздуха через местные сопротивления типа отводов и колен в поперечном сечении потока возникает значительный градиент средних скоростей, вызывающий повышенное вихреобра-зование и, как следствие, возрастание интенсивности турбулентности воздушного потока (в среднем на 15 — 20%) В вентиляционно-отопительной технике часто применяется движение воздуха через решетки, установленные как в воздуховодах, так и на выходе воздуха в помещение. Интенсивность турбулентности при прохождении воздуха через решетки существенно возрастает и составляет 4 —12% при кжс = 0,4, 8 — 26% при кжс = 0,2 и 12 — 40% при к*. с = 0 1. Увеличение интенсивности турбулентности объясняется тем, что на участке формирования за решеткой, как известно, наблюдаются весьма большие градиенты средних скоростей, также вызывающие интенсивное вих-реобразование. При этом с уменьшением живого сечения и увеличением относительного расстояния между отверстиями наблюдается возрастание турбулентности воздушного потока Выявлено влияние прямого участка воздуховода на вырождение турбулентности, генерируемой различными источниками. Исследования показали, что наличие прямого участка воздуховода способствует существенному
Рис 4 63 Изменение скоростей и турбулентных характеристик вдоль оси струи, истекающей из сопла (d0= 16 8 мм v0 = 47м/с И, = 5,3 104)
204
уменьшению интенсивности турбулентности. Результаты замеров приведены на рис 4.62
При изучении влияния начальной интенсивности турбулентности на развитие приточных струй, выпускаемых через типовые насадки, различная турбулентность перед воздухораспределителем создавалась с помощью перфорированных панелей. Исследовались различные типы воздухораспределителей, а также насадки в виде сопла. Для каждого воздухораспределителя измерялись относительные скорости и интенсивность турбулентности на оси струи, распределение скоростей и их пульсационных составляющих в поперечном сечении струи Определялась как относительная, так и сравнимая турбулентность в струях.
На рис. 4.63 приведены результаты исследований для струи, истекающей из сопла Показано изменение вдоль оси струи относительных средних скоростей vx/v0, пульсационных скоростей V' а также относительной и сравнимой интенсивности турбулентности. Как видно из рисунка, относительная интенсивность турбулентности £=W'2/ vx постепенно возрастает вдоль оси струи до £= 20%, затем сохраняется практически постоянной, после чего намечается тенденция к некоторому ее спаду. Сравнимая же интенсивность турбулентности S = V^/v 0 достигает своего максимального значения на расстоянии х/d0 = 10 и затем монотонно убывает вниз по потоку. Абсолютное значение пуль-сационной скорости v’достигает своего максимума (2,5 м/с при v0 = 47м/с) на расстоянии около 10 калибров и затем начинает убывать, снижаясь до 0,7 м/с на расстоянии 80 калибров. В поперечном сечении струи x/d0 =10 минимальные значения £ наблюдаются в области максимальных скоростей (на оси струи); по мере удаления от оси струи и уменьшения скорости интенсивность турбулентности возрастает, достигая своего максимального значения при у/уО5о= 1,6 2, а затем начинает снова убывать.
Влияние начального уровня турбулентности на скоростные ш и температурные п характеристики приточных насадков сказывается по-разному. в насадках, образующих малотурбулентные на истечении потоки (цилиндрическая труба и т. п.), это влияние сказывается существеннее, чем в насадках, сильно турбулизирующих поток (перфорированная панель и т. п.).
5. ДВИЖЕНИЕ ВОЗДУШНЫХ ПОТОКОВ В ПОМЕЩЕНИИ
5.1. Воздушные и тепловые нагрузки систем
Системы воздухораспределения и организации воздухообмена принято оценивать по следующим основным показателям [1]:
воздушной и тепловой нагрузкам;
степени равномерности распределения скоростей и температур по площади рабочей или обслуживаемой зоны помещения;
степени использования приточного воздуха (коэффициенту воздухообмена).
Воздушная нагрузка характеризуется кратностью воздухообмена Кр.1/ч
Kp = L/V; (5.1)
или удельной нагрузкой на единицу площади L ,, м3/(м2-ч)
Lya = L/F; (5.2)
где V — объем помещения, м3.
Тепловая нагрузка определяется соответственно выражениями:
объемная (Вт/м3) Qw = Q/V = KpcpAt0; (5.3)
удельная (Вт/м2) = Q/F = LдсрД^; (5.4)
Воздушные и тепловые нагрузки определяются при условии обеспечения на входе в рабочую или обслуживаемую зону помещения заданных экстремальных параметров приточных струй и использования наименьшего числа воздуховыпускных устройств. Как видно из приведенных зависимостей, при одинаковой кратности воздухообмена с увеличением допускаемой рабочей разности температур тепловые нагрузки (как по холоду, так и по теплоте) возрастают.
Степень равномерности распределения скоростей и температур по площади рабочей зоны помещения оценивается безразмерными величинами:
коэффициентом неравномерности по скорости
к„=^. (5-5)
рз
коэффициентом неравномерности по температуре
к(= , (5.6)
где — среднеквадратичное отклонение скорости; — средне
206
квадратичное отклонение температуры.
Значения отклонений определяют по формулам:
(5-7)
(5-8)
где v( и t(— локальные значения скоростей и температур: N — число точек замеров в центрах равновеликих площадок, на которые условно разбивается исследуемая площадь помещения (обычно не менее 25).
При подаче приточного воздуха непосредственно в рабочую зону или сосредоточенно, когда рабочая зона омывается обратным потоком, коэффициент неравномерности по температуре принято определять по выражению
(5-9)
зуется безразмерными величинами:
коэффициентом воздухообмена по температуре
(5.10)
(5.П)
коэффициентом воздухообмена по концентрации примесей
L~ qP3-% ’
Значение коэффициента воздухообмена kL зависит от способа воз-духораздачи, типа воздухораспределительного устройства и расположения приточных и вытяжных отверстий — взаимного и относительно источников тепло- и газовыделений - и ряда других факторов.
Удельные секундные воздушная L ^, м3/(с-м2) и тепловая Q^,кВт/м2, нагрузки систем воздухораспределения вычисляются по следующим зависимостям:
(5-12)
(5.13)
где Fn—площадь помещения, приходящаяся на одно воздуховыпускное устройство, м2.
207
Для воздухораспределителей, образующих компактные, неполные веерные и веерные струи, подставив в выражения (5.12) и (5.13) соответствующие зависимости для v0 и At0, получим:
(5.14)
(5.15)
Как видно из выражения (5.14), максимальная воздушная нагрузка системы воздухораспределения, те. нагрузка, при которой скорости в рабочей зоне соответствуют нормируемым, зависит от целого ряда факторов. При развитии струи в свободных (kc= 1) изотермических (кн= 1) условиях максимальная нагрузка возрастает с увеличением интенсивности перемешивания подаваемого воздуха с окружающим (уменьшение ш), а также с увеличением длины пути смешения х и относительной площади выпускного отверстия Fo / Fn. Воздушная нагрузка может быть увеличена при подаче в стесненных условиях (kc< 1) и противодействии гравитационных сил (км< 1). Тепловая нагрузка систем воздухораспределения, как видно из выражения (5.15), не зависит от площади выпускного отверстия, а определяется в первую очередь значениями коэффициентов типи длиной пути смешения х.
Для воздухораспределителей, образующих плоские струи, зависимости для определения воздушных и тепловых нагрузок могут быть получены, если в выражения (5.12) и (5.13) подставить соответственно значения v0 и At0 для плоских струй. Тогда:
х__
mk к В V*
С н
х2
L ,=----- cv At
mnB2 х 1
(5.16)
(5.17)
где В — ширина помещения,обслуживаемая одним воздухораспределителем, м.
При раздаче приточного воздуха через перфорированные потолки и панели расчетные формулы для определения удельных воздушной и тепловой нагрузок получим путем подстановки в выражения (5,12) и (5,13) значений v0 и At0 из п. 4.1:
F ______ 1
.. перф, __
F„ ~‘kk
(5.18)
208
F
Q Д1
F* ’
(5.19)
В рассматриваемом случае удельная воздушная нагрузка при заданной скорости vx возрастает с увеличением относительной площади перфорированной поверхности Р'п£рф/Р'г1 и коэффициента живого сечения этой поверхности кж с. Наибольшая нагрузка наблюдается при раздаче воздуха через потолок с кжс==1 ), те. когда осуществляется дви-
жение воздуха сверху вниз без возвратных течений.
При сосредоточенной подаче воздуха, подставив в выражение (5. 12) значение v0, получим
_ УВН a/F0v°»,
0.8F*
(5,20)
где В и Н—ширина и высота части помещения, обслуживаемой одной струей, м; — максимальная скорость в обратном потоке, м/с; F" - площадь поперечного сечения помещения, приходящаяся на один воздухораспределитель, м2.
В соответствии с данными, приведенными в п. 4. 5,
/= (0,4... 0,75) iiiVbH и тогда
-Jp" уОбр
L =_______L ______ , (5.21)
Вт(0,32...0,6)
Из выражения (5.21) видно, что воздушная нагрузка в помещении при сосредоточенной подаче может быть существенно увеличена при использовании воздухораспределителей с высокой эжекционной способностью (малым коэффициентом ш), так как в этом случае уменьшается площадь помещения, обслуживаемая одним насад ком, а производ ительность патрубка остается неизменной.
Это позволяет разместить в одном и том же помещении большее число воздухораспределителей, работающих с максимальной производительностью.
На основе проведенных расчетов д ля ряда характерных случаев были । юлучены ориентировочные предельные значения кратности воздухообмена при различных способах воздухораздачи (табл. 2.1).
Приведенные в табл. 2.1 данные отнесены к условной высоте помещения 6 м и могут быть использованы для предварительного выбора способа подачи приточного воздуха и вида воздухораспределительного устройства.
14 Зак. 1034
209
5.2. Распределение скоростей и температур в рабочей зоне помещения
Наряду с допускаемыми воздушными и тепловыми нагрузками работу систем воздухораспределения принято оценивать по степени равномерности распределения скоростей и температур в рабочей зоне помещения. Несмотря на то, что степень равномерности распределения параметров воздушной среды по площади в настоящее время не нормируется, представляется необходимым при выборе способа воздухораздачи учитывать и этот показатель.
Распределение скоростей и температур по площади рабочей зоны зависит от способа раздачи приточного воздуха и характера возникающих в помещении струйных течений. В тех случаях, когда удается количественно описать движение воздушных потоков в рабочей зоне, представляется возможным получить аналитические связи, характеризующие процессы распределения. Такие связи, например, удалось получить для сосредоточенной подачи воздуха [2]. Д ля большинства же видов раздачи до настоящего времени этого сделать не удается и приходится прибегать к статистическим методам оценки отклонения температур и скоростей от средних величин на основе обработки результатов экспериментальных исследований. Рассмотрим имеющиеся результаты по основным видам раздачи приточного воздуха.
’ Подача воздуха непосредственно в рабочую зону затухающими в ней струями (см. рис. 2.1) изучалась при выпуске воздуха компактными струями через полочные воздухораспределители, которые до настоящего времени применяются на предприятиях. В процессе исследования варьировалась относительная высота рабочей зоны hp з/Нп в пределах 0,2-0,4 и относительная площадь помещения, обслуживаемая одним воздухораспределителем (Vf\7d0 = 10.. .25). Как показали исследования, средняя скорость в рабочей зоне помещения v весьма существенно зависит от относительной площади помещения, приходящейся на один воздухораспределитель. Например, если относительная площадь помещения сравнительно велика (Vf\/d0 =25),то средняя скорость vp доставляет примерно 3% скорости в подводящем патрубке, при плотной установке воздухораспределителей (VF/d0 = 10) средняя скорость возрастает до 6% скорости в подводящем патрубке (рис. 5.1). При этом с уменьшением d0 степень неравномерности распределения скоростей, характеризуемая величиной kp = / vp з, уменьшается.
При выпуске воздуха в рабочую зону скорость и температуру определяют в горизонтальной плоскости, проходящей на уровне середины воздухораздающих отверстий.
Коэффициент неравномерности по температуре kt, в помещениях с малогабаритными равномерно размещенными по площади теплоисточниками при выпуске воздуха компактными струями
210
Рис. 5.1. Показатели равномерности распределения скоростей при подаче приточного воздуха непосредственно в рабочую зону компактными струями (штриховые линии) и веерными струями (сплошные линии).
ройством) одинаков.
(VFyd0= 10,4...25) составляет 0,15. т.е.
= 0.15 At0. При выпуске воздуха через воздухораспределитель, снабженный закручивающим устройством, веерной струей, имеющей более высокую интенсивность падения скоростей и температур, относительная средняя подвижность воздуха в рабочей зоне уменьшается, а неравномерность распределения скоростей ^увеличивается, особенно при больших относительных площадях помещения, обслуживаемых одним воздухораспределителем (см. рис. 5.1).
Коэффициент неравномерности по температуре при выпуске через воздухораспределители компактными и веерными струями (с закручивающим уст-
Подача воздуха струями, поступающими в рабочую зону под углом (см. рис. 2.2). Степень равномерности распределения скоростей и температур по площади рабочей зоны помещения при обслуживании одним воздухораспределителем,образующем четыре неполные веерные струи, модулей размерами 18x18 и 24x24 (см. рис. 2.3), по данным И.Л. ГЬнеса, может быть оценена значениями ku=0,5 и kf= 0,4. При этом струя внедряется своей осью в верхнюю плоскость рабочей зоны на расстоянии (0,5-0,7) 1/2 от места выпуска (здесь 1 — диагональ обслуживаемого модуля).
Исследования воздухораздачи струями, выпускаемыми из воздухораспределителей компактными (с закручивающими устройствами) и неполными веерными струями, выполненные А.М. Тфимитлиным и Л.А. Задовой, позволили установить следующее. При угле наклона воздухораспределителя 15 < р < 30 °C и соотношениях характерных размеров обслуживаемой зоны помещения в соответствии с рис. 2.3. средняя скорость в рабочей зоне составляет (0,7.. .0,1) v0. Значения коэффициентов неравномерности по скорости ku= 0,3 ... 0,4.
Подача воздуха струями, затухающими вне рабочей зоны (см. рис. 2.4). Распределение скоростей вдоль рабочей зоны при таком способе подачи воздуха, полученное теоретическим путем с использованием метода сдвига, показано на рис. 4.23. Пользуясь формулой (4.77) или приведенными на рис. 4.23 данными, можно найти скорость в любой точке по длине рабочей зоны помещения. Средняя скорость по площади рабочей зоны равна
vp.3 = (0,5...0,6)v^ . (5.22)
Степень равномерности распределения скоростей, так же как и сред
211
няя скорость в рабочей зоне, зависит от относительной дайны помеще ния 1/Vf^. Наиболее равномерное распределение скоростей при подаче через круглое отверстие обеспечивается при относительной дайне по мещений 1/VF^ = 3,5...4. При меньшей и большей относительной дайне неравномерность распределения скоростей несколько возрастает. Нерав номерность распределения температуры по площади рабочей зоны по мещения с увеличением относительной дайны помещения растет.
Получены [1] выражения для определения средней температуры воздуха в рабочей зоне:
для ненастилающихся струй
для настилающихся струй (вытяжные отверстия расположены за вторым критическим сечением)
t 3 = t0+ -------------
Р cL0 4,-(L0-LM)
(5.24)
Здесь Lkp — расход во втором критическом сечении струи. В случае сосредоточенной подачи наиболее низкие температуры при выпуске охлажденного воздуха и наиболее высокие при подаче нагретого воздуха наблюдаются в торце помещения, противоположном выпускному отверстию. По мере движения обратного потока вдоль рабочей зоны в направлении к выпускному отверстию температура воздуха постепенно возрастает при работе в режиме вентиляции и падает при работе в режиме отопления.
Подача воздуха струями, поступающими в рабочую зону вертикально (см. рис. 2.2). При этом способе раздачи в помещении наблюдается следующая схема циркуляции. Приточная струя поступает сверху в рабочую зону, омывает ее, ассимилируя тепловыделения, разворачивается и в виде обратного потока выходит из рабочей зоны, а затем идет на подпитку основного струйного движения. При такой схеме циркуляции через верхний уровень рабочей зоны проходит количество воздуха, равное сумме расходов в струе Ьстр, м 3/с, и в обратном потоке.
Если вытяжные отверстия расположены в верхней зоне помещения, то эти расходы равны, и средняя скорость движения воздуха в расчетном сечении рабочей зоны, м/с, может быть определена по формуле
2L F
vn =—^ = 2v-^-p к (5.25)
Р-3 р стр р с к /
И п
Отношение Fcmp /Fn определяется по формулам, полученным в [3] и приведенным в табл. 5.1.
212
Таблица 5.1
Формулы для определения относительного условного расхода и относителънойусловной площади струи
Параметры струи | Относительный условный расход воздуха L = L^/Ц при размещении вытяжных отверстий вне зоны действия струи при удалении воздуха из зоны действия струи Относительная условная площадь F = FCTp/Fn
Компактная I Плоская Веерная струя[ струя I струя
Примечания 1. Если получается F > 0,5, то в расчетные формулы следует подстав-
2 При нескольких вытяжных отверстиях h - среднее расстояние от приточного до вытяжных отверстий по д лине струи, м
Средняя температура воздуха в плоскости верхнего уровня рабочей зоны, °C, определенная из уравнений теплового баланса, равна
Q ( F \
tP3 = W^- (1-^) (5.26)
Равномерность распределения скоростей в рабочей зоне помещения существенно зависит от типа воздухораспределительного устройства. На рис. 5.2. в качестве примера для помещения, характеризуемого соотношением Vf>0 =15, с высотой рабочей зоны, равной 1 /3 высоты помещения, приведены значения ku, соответствующие различным типам воздуховыпускных устройств.
Значения коэффициентов неравномерности по скорости к и по температуре к( при подаче охлажденного воздуха компактными, плоскими, веерными, коническими и неполными веерными струями М.И. Гримит-лину удалось обобщить (рис 5.3) путем обработки их в зависимости от параметра F^ /Fn— условной относительной площади свободной струи в месте поступления в рабочую зону (табл. 5 1).
С увеличением относительной площади струи значение кр сначала сравнительно быстро уменьшается, а затем, начиная с F^ /Fn =
213
Рис. 5.2. Значение коэффициента неравномерности по скорости при подаче воздуха струями, поступающими в рабочую зону вертикально:
1 — плафонами (компактными или смыкающимися коническими струями);
2 — прямоугольным перфорированным воздуховодом (плоскими струями);
3 — воздухораспределителем перфорированным круглым (плоскими струями);
4, 5 — плафонами (веерными настилающимися струями);
6 — через перфорированный потолок.
0.5, когда процесс эжектирования окружающего воздуха заканчивается, практически остается неизменным. Величина ku для осесимметричных струй несколько больше, чем для плоских и веерных, что объясняется, по-видимому, различным соотношением максимальных и средних скоростей в струях.
Влияние параметра Fcmp /FnHa равномерность распределения температур при подаче охлажденного воздуха сказывается совершенно иначе.При значениях относительной площади внедряющейся струи до 0,5 коэффициент неравномерности по температуре сохраняется практически постоянным, а затем, когда резко ухудшаются условия смешения струи с окружающим воздухом (Fcmp /Fn>0,5), существенно возрастает. Ухудшение условий подпитки способствует сохранению контрастов между температурами в струе и в окружающем пространстве. Кроме того, при F^ /Fn > 0,5 струя становится менее устойчивой и поэтому более вероятно отклонение ее в сторону, сопровождающееся образованием нежелательных горизонтальных течений воздуха вдоль источников тепловыделений.
Таким образом, с точки зрения обеспечения равномерности скоростей и температур в рабочей зоне помещения оптимальной является область значений относительной площади внедряющейся в рабочую зону струи Fcmp /Fn = 0,3...0,5 (см. рис. 5.3). Заметим, что введение обобщающего комплекс F^ /Fn позволяет связать параметры распределения воздуха в рабочей зоне с характеристиками струйных течений.
Чтобы определить, на какой части площади помещения отклонения температуры и скорости от средних значений не превышают заданных, кроме средних значений стандартов отклонений требуется знать закон распределения скорости и температуры по площади рабочей зоны.
214
Рис. 5. 3. Влияние на коэффи-
циенты неравномерности kv и kt относительной площади струи
1 — для воздухораспределителей, образующих осесимметричные (компактные) струи;
2 — для воздухораспределителей, образующих плоские и веерные струи.
В работах ВНИИГС [4,5] принято, что распределение скоростей и температур в рабочей зоне при равномерных тепловыделениях подчиняется нормальному закону: в случае же неравномерного размещения источников тепловыделений распределение приводится к нормальному путем замены аргументов функций Лапласа. Вопрос о законах распределения подвижности и температуры воздуха в рабочей зоне помещения еще нуждается в дальнейшем изучении. При оптимальных значениях площади внедряющейся в рабочую зону струи (F^ /Fn= 0,3...0,5) в первом приближении можно принять, что закон распределения скоростей и температур в рабочей зоне близок к нормальному.
Уместно подчеркнуть, что максимальная величина относительной площади струи (Fcmp /Fn = 0,5) соответствует так называемому второму кри
тическому сечению, в котором закан
чивается смешение подаваемого воздуха с окружающим и исчерпы-
в а ю т с я
эжектирующие способности струи. Таким образом, максимальному значению относительной площади струи, полученному из условия равномерности распределения температур, соответствует также и максимальная тепловая нагрузка для данного способа воздухораздачи.
На основе полученных результатов можно прийти к некоторым интересным для практики проектирования выводам.
Существует рациональная область
Рис. 5.4. К выбору типа воздухораспределителя в зависимости от высоты помещения.
215
применения воздухораспределителей с определенными значениями скоростных ш и температурных п характеристик, устанавливаемая с учетом того, чтобы длина пути смешения (рис. 5.4) не превышала определенной величины, (например, для осесимметричных и веерных струй x/VF^mcpncp< 0,5). Это значит, что воздухораспределители, обеспечивающие интенсивное перемешивание подаваемого воздуха с окружающим (потолочные воздухораспределители с закручивающими устройствами, перфорированные потолки и т.п.), целесообразно применять в помещениях относительно небольшой высоты, так как чем меньше произведение шсрпср, тем меньше рациональная длина смешения x/Vf\. В помещениях большой высоты, когда имеется значительная область смешения подаваемого воздуха с окружающим, целесообразно применять простейшие устройства (типа открытого цилиндрического отверстия), с большими величинами коэффициентов шип.
5.3. Обеспечение заданной равномерности распределения температур по площади рабочей зоны
Для обеспечения технологического процесса ряда производств, например, в точном машиностроении, радиоэлектронной промышленности и т.п., необходимо поддерживать требуемый технологическими нормативами температурный режим.
Как правило, к таким помещениям относятся кондиционируемые, в которых отклонение температуры по площади рабочей зоны не должно превышать ±1°С от средней величины. В С.-Петербургском НИИ охраны труда была проведена работа, ставившая целью на основе обобщения результатов лабораторных и натурных исследований, установить связь между максимальным отклонением температуры по площади рабочей зоны (t^0* - tp^n) температуры на истечении из воздуховыпускного устройства (At0).
Характерной чертой таких помещений является относительно небольшая высота (Н= 4-8 м). Технологическое оборудование имеет высоту до 2 м, равномерно распределено по площади пола и занимает не более 30% его площади. Практически постоянные тепловыделения от оборудования и освещения не превышают 30 Вт/м3. Степень равномерности распределения температур в этой работе оценивалась коэффициентом вариации (неравномерности) kt, равным отношению среднего квадратического отклонения температур Ot, к At^, где Atcmp— средняя избыточная температура в струе в месте ее поступления в рабочую зону.
Исследования в натурных условиях и на физической модели производственных помещений проводились в соответствии с разработанными методиками. Раздача воздуха в исследуемых помещениях осуществлялась через плафоны, формирующие веерные или осесим
216
метричные смыкающиеся конические струи, а также регулируемые решетки, создающие неполные веерные струи. Относительная площадь струи F= Fcmp /Fn находилась в следующих рекомендуемых пределах:
для осесимметричных и неполных веерных струй F =0,2-0,5,
для веерных струй F =0,5-1,0.
В процессе исследований определялись средние величины температуры tp(3 в каждой точке измерений, средние величины температуры по площади рабочей зоны tpc3p, а также среднее квадратическое отклонение
(5.27,а)
коэффициент эксцесса
N
£ (t1 -t cn
£г= £1 рз рз 7
(5.27,6)
коэффициет асимметрии
(5.27,в)
л
У ft 1 -t ср13 А = I р.3 р.3 J
' °’
Здесь N — количество измерений.
Анализ полученных величин коэффициентов эксцесса и асимметрии позволяет сделать вывод о том, что распределение температуры при исследованных способах раздачи воздуха близко к нормальному закону.
На основании вариационных кривых установлено, что средняя величина максимальных отклонений температур, имеющих место на 95% площади рабочей зоны (по верхнему ее уровню), не превышает
При обобщении полученных результатов 6-ти выполненных натурных и лабораторных исследований, а также материалов других авторов [ 6 ], определены верхние границы величины kt для исследуемых способоввоз-духораспределения. Ткк, при раздаче воздуха веерными настилающимися струями kf < 1,5, а при выпуске воздуха через плафоны сверху вниз осесимметричными (смыкающимися коническими) струями kt< 0,8.
Здесь kt= Ct/Atx.
С учетом полученных результатов представилось возможным установить количественные связи между максимальными отклонениями температур в рабочей зоне и величиной перепада температур на истечении
217
VF0 ко
V“-^ta^AAt0-n x° , (5.28)
H c
где A = 6 — при раздаче воздуха через плафоны и решетки веерными и неполными веерными струями;
А = 3,2 — при раздаче воздуха через плафоны осесимметричными струями.
5.4. Обеспечение расчетных схем циркуляции воздушных потоков в помещении
Системы вентиляции и кондиционирования воздуха в современ= ных условиях, как правило, выполняют и функции воздушного ото^ пления. Так как температура подаваемого воздуха меняется в зависи = мости от времени года и становится выше или ниже температуры во; i = духа в помещении, происходит изменение направления действии гравитационных сил на приточные струи. В результате под действ и -ем этих сил может происходить нарушение расчетных схем циркуля ции, представленных на рис. 2.1-2.4. Струи теплого воздуха, выну щенные сверху, могут не доходить до рабочей зоны, в результате чего образуются застойные зоны и снижается эффективность вентиляции, Эффект вентиляции снижается также, если горизонтально направ ленные струи теплого воздуха всплывают в верхнюю зону, не омывая рабочей зоны, а струи холодного воздуха опускаются в рабочую зону не в заданном месте.
Как уже отмечалось, наиболее общим параметром, характеризую щим поведение неизотермических струй, является текущий критерий Архимеда, отражающий изменение соотношения гравитационных и инерционных сил вдоль струи.
Для обеспечения расчетных схем циркуляции, представленных на рис. 2.1-2.4, необходимо принимать такие начальные условия исте чения ( Fc, v0, t0), чтобы значения критерия Архимеда Агх, с учетом характерного размера вентилируемого помещения (или его модуля) i ir превышали предельных (табл. 5.2).
Рассмотрим с этой точки зрения основные способы раздачи притом ного воздуха.
Подача воздуха непосредственно в рабочую зону (см. рис. 2.1.). При выпуске охлажденного воздуха (t0 < t ) опасность нарушения расчет ной схемы практически отсутствует. Струя охлажденного воздуха, нс* сколько отклоняясь вниз и налипая на пол, будет затухать в рабочей зоне. Другая картина может наблюдаться при подаче нагретого возду ха (t0 > tp J. При значительных перепадах температур (t0 -1 ^расчетная схема циркуляции может оказаться нарушенной, и нагретый воздух, минуя рабочую зону, будет всплывать в верхнюю зону (рис. 5.5а). Что
218
бы исключить это явление, предельное значение критерия Архимеда, подсчитанное с учетом характерного размера помещения, не должно превышать 0,2(Агх<0,2). Тогда допускаемый перепад температур определяется по формуле
тМ0
Atx -6 n(x/Vdj2 • (5-29)
При выпуске нагретого воздуха в рабочую зону струями, настилающимися на пол, предельное значение Агх определяется по точке отрыва и равно 0,4. В этом случае допускаемый перепад температур может быть определен по формуле (5.28) с коэффициентом пропорциональности 12 (вместо 6).
Подача воздуха струями, поступающими в рабочую зону под утлом. При этом также наиболее возможно нарушение расчетной схемы циркуляции при подаче нагретого воздуха. При наклонной подаче нагретого или охлажденного воздуха в направлении рабочей зоны (рис. 5.56) предельное значение критерия Архимеда равно 0,2. Характерным размером при определении Агх в случае наклонной подачи воздуха является расстояние по оси струи от воздухораспределителя до верха рабочей зоны, которое определяется из выражения
х=0,7 V(h^- h /+ [(0,3...0,5)1п)2, (5.30)
где hpem—высота установки воздухораспределителя
Подача воздуха струями, затухающими вне рабочей зоны (сосредоточенная подача), исследовалась в Казанском инженерно-строительном институте и во НИИ ОТ (С.-Петербург). Исследования проводились при небольшой относительной высоте помещения, находящейся в пределах 0,33<Нп/Вп<1. При этом высота установки воздухораспределителя составляла (0,5. . 1)Нп. В этихусловиях выпущенная горизонтально струя нагретого воздуха (t0 > tp J, хотя и отклоняется в верхнюю зону, но, достигая перекрытия, движется затем вдоль него (рис. 5.5в), омывая рабочую зону обратным потоком. Обработка результатов исследований показала, что при подаче воздуха компактными струями схема циркуляции воздушных потоков в помещении сохраняется практически неизменной и максимальные скорости в обратном потоке могут определяться по формуле (4,86), если значение текущего критерия Архимеда не превышает 0,2 (Агх < 0,2). В этом случае за характерный размер помещения принимается расстояние до первого критического течения , определяемое по формуле (4 80) Поставив в Агх значение хкр1, получим
219
220
Таблица 5,2
Предельные значения Аге прикоторыхобеспечиваются расчетные схемы воздухораспределения (рис. 2.1 —2.4)
Способы подачи приточного воздуха в помещении Выпуск охлажденного воздуха Выпуск нагретого воздуха
1. Непосредственно в рабочую зону (рис. 2.1) а) ненастилающимися на Схема циркуляции не зависит
пол струями от Аг* А1^£ 0,2
б) настилающимися на пол Тоже AJ^i 0,4 Х=( 0,8+1,0)3
струями 2. Струями, поступающими в рабочую зону вертикально а) настилающимися компактными и неполными веер- ОД Aij £ 03
ными струями (рис. 2.2а) х=(03+1/))в"* Х= в+(и-/^3)
б) настилающимися веерны- Aj^sO^ Arx£ Qfi
ми струями (рис. 2.26) х=(0,4+03)В Х=^ + (Н-^3)
Таблица 5.2 (окончание)
Способы подачи приточного воздуха в помещении Выпуск охлажденного воздуха Выпуск нагретого воздуха
в) вниз смыкающимися ко- Схема циркуляции ническими струями не зависит (рис. 2.2г); omAr отАгх<0,5 плоскими струями х=Н - hp 3 (рис. 2.2д) 3) Струями, поступающими в То же рабочую зону под углом Агх<0,2 (рис. 2.3) Х^1(Н^т 1(0,3...0,5)1пР *** Р*& Аг <0,2 4) Сосредоточенно х компактными ненастилающимися ^хкр1к O,22nvJF^o струями (рис. 2.4) Примечания: *Аг - критерий Архимеда, определяемый по формулам (3,132) и (3,134) * * В - ширина помещения (участка), обслуживаемого одним воздухораспределителем; * ** In - длина помещения (участка), обслуживаемого одним воздухораспределителем; F’- площадь поперечного сечения помещения, приходящегося на одну горизонтальную струю.
Ь) N)
AV130^------- • (5’31)
Допускаемые перепады температур на истечении при сосредоточенной подаче воздуха через различные воздухораспределители, образующие компактные дальнобойные струи, приведены в табл 5.3.
Таблица 5 3
Допускаемые перепады температур на истечении при сосредоточенной подаче нагретого воздуха
V, м/с At. при отношении
200 | 300 | 500 | 700 | 1000
8 8.5 6 3.8 2.5 1.7
10 13.5 9 52 4 2.7
12 18.5 13 8 5 5 4
14 26.5 18 10.5 7.5 5.3
16 30 23 14 10 7
В настоящее время в ряде отраслей промышленности строятся цехи значительной высоты (химическое машиностроение, судостроение и др.). Приведенные данные по сосредоточенной подаче не следует распространять на такого рода помещения при Нп / Bn > 1. В таких помещениях, если относительная высота установки воздухораспределителя h / Нп<0,5, может происходить всплывание струи нагретого воздуха в верхнюю зону и резкое ухудшение вентиляции и отопления рабочей зоны. В высоких цехах нагретый воздух следует подавать либо непосредственно в рабочую зону, либо в направлении рабочей зоны наклонными струями.
Подача воздуха струями, поступающими в рабочую зону вертикально. В случае выпуска нагретого воздуха вертикально вниз компактными или плоскими струями (рис. 5 5г), схема циркуляции сохраняется при Агх< 0.5 (см. табл. 5.2.). Если нагретый воздух подается из воздухораспределителя горизонтально настилающимися на потолок струями (см. рис. 2.2а,б), во избежание всплывания струи и нарушения расчетной схемы циркуляции также необходимо соблюдение требований, изложенных в табл 5.2, Агх <0,5.
В случае подачи охлажденного воздуха (t0< tp3) настилающимися на потолок струями целесообразно производить проверку на возможность отрыва струи, пользуясь формулами (3.162)- (3 164).
222
5.5. Влияние сосредоточенного удаления воздуха на формирование скоростных полей в помещении
Доминирующую роль в формировании скоростных полей в помещении, как уже отмечалось, играют приточные и конвективные потоки. Воздушные течения, создаваемые вблизи вытяжных (всасывающих) отверстий, не оказывают существенного влияния на качественную картину циркуляции потоков в вентилируемом помещении. Это впервые в отечественной практике было экспериментально показано в работе В.В. Батурина, В.И. Ханжонкова [7].
Укрупнение объектов промышленного строительства — создание крупных блокированных корпусов, а главное — стремление сосредоточить удаление воздуха в крупных вытяжных центрах, заставило вернуться к вопросу количественной оценки влияния производительности вытяжных отверстий (стоков) на формирование скоростных полей в вентилируемых помещениях.
Представило интерес количественно оценить, до каких пределов можно увеличивать сток в одном месте, не рискуя создать с его помощью скорости, оказывающие существенное влияние на скоростные поля, формируемые приточными струями. Эта задача была рассмотрена Г.М. Позиным [8].
Системами общеобменной вентиляции воздух из помещения, как правило, удаляется через отверстия в перекрытии или в стене вблизи него. Отверстия бывают круглые (квадратные) и вытянутые (щелевидные). Подтекание воздуха к вытяжным отверстиям осуществляется в условиях, когда на течение воздушных потоков оказывает существенное влияние ограничивающие плоскости — в первую очередь пол и перекрытия (потолок) помещения. Предполагается, что технологическое оборудование занимает незначительную часть поперечного сечения помещения. Заменив реальные круглое (квадратное) и вытянутое (щелевидное) отверстия соответственно точечным и линейным стоками и применив метод изображений (отражений), Г.М. Позин получил зависимости для определения максимально возможного расхода воздуха через отдельные вытяжные отверстия. Наибольший интерес представляет определение максимальных скоростей в плоскости верхнего уровня рабочей зоны высотою hp з, где должны обеспечиваться заданные значения параметров воздушной среды. Для этого случая получены следующие выражения:
для круглого (квадратного) вытяжного отверстия
тах 6,53 h2 -2,26h + 4,08
L =-------—-----------------v3H2 (5.32)
0,83 h2 - 0,29ТГ +0,48 р.з р.з
223
для вытянутого (щелевидного) вытяжного отверстия
= (3,12 h2„, + 0,78h + 2,0) v Н.
' р.3 р.З ' 3
(5.33)
Здесь hp3 = hp3/H — относительная высота рабочей зоны,
Н - высота помещения, v3— заданная величина максимальной ско-рости воздуха в помещении, создаваемой вытяжной вентиляцией.
Как видно из (5.32) и (5.33), максимально возможный расход воз^ духа через отдельное отверстие зависит при скорости v3 от высоты помещения Н и относительной высоты рабочей зоны hp3. Для наибо лее распространенного случая, когда высота рабочей зоны hp3 = 2 м. по формуле (5.32) определена зависимость максимально возможного расхода воздуха, удаляемого через отдельное отверстие, от высоты помещения (v3 принята равной 0,2 м/с) и представлена на рис. 5. 6.
С учетом изложенного рекомендуется при сосредоточенном удалении расчетную скорость по верхнему уровню рабочей зоны определять (с запасом) как сумму скоростей, создаваемых приточной и вытяжной вентиляцией. Разработанная методика расчета была использована для обоснования возможности применения сосредоточенного удаления воздуха в крупном блокированном корпусе за
вода.
В НИИОТв С.-Петербурге на физической модели изучались зако-
Рис. 5. 6. Максимально возможный расход воздуха, удаляемого через одно круглое (квадратное) отверстие
(Ьрз=2м;ух = 0,2м/с).
номерности формировав ния скоростей в рабочей зоне корпуса при органи-зации воздухообмена описанным выше способом. Первая задача ставила целью выявление влияния сосредоточенного удаления на скорости воздуха в рабочей зоне. Необходимо было установить, не будут ли образовываться области повышенных скоростей воздуха в рабочей зоне вблизи вытяжных отверстий.
Вторая задача заклю
чалась в определении скоростей воздушных потоков в рабочей зоне при совмес
224
тном действии приточной и вытяжной вентиляции. Исследовались дна варианта организации сосредоточенного удаления. В одном из них нытяжные вентиляторы располагаются в днище башни на уровне перекрытия. В другом варианте под шахтой устанавливается подвесное перекрытие (экран), обладающее шумопоглощающими свойствами. 11ри этом поступление удаляемого воздуха к вентиляторам осуществляется через щель между подвесным и стационарным перекрытиями по периметру вентиляционной башни.
Как показали исследования, максимальные значения скоростей в рабочей зоне, индуцируемые сосредоточенным удалением, составляют порядка 0,2 м/с. Максимумы скоростей на уровне верха рабочей зоны располагаются примерно вдоль проекции контуров вентиляционной башни. На расстоянии от центра башни х > 4Нп способ оформления вытяжного отверстия перестает иметь значение, расчетные скорости на равных расстояниях от вентиляционной башни становятся одинаковыми по высоте цеха и могут быть определены по формуле
3600 • 2 ЛпН2 п
где Е Lo— суммарная производительность вытяжного центра, м3/ч; Нп— высота цеха, м; п — число высот цеха, укладывающееся в расстояние от начала координат до рассматриваемого сечения.
Кроме того, на модели были изучены особенности формирования скоростных полей в рабочей зоне при приточной и вытяжной вентиляции (совместном действии). И в этом случае скорости в рабочей зоне обеспечивались в пределах нормируемых.
5.6. Влияние коэффициента воздухообмена на расходы теплоты и холода в системах вентиляции и воздушного отопления
На основании комплексного подхода к оценке элементов систем 1ЮНТИЛЯЦИИ и кондиционирования воздуха, разработанного А. А. Рым-кевичем [9], стала очевидной необходимость рассмотрения влияния < и особа воздухораспределения (организации воздухообмена) на рабе > гу системы в целом в течение круглогодичного периода ее эксплуа-I ;щии.
Выло показано, что в различные периоды года величина коэффици-гн га воздухообмена по-разному сказывается на расходах теплоты и х<»иода в системах. Нельзя утверждать, что во все периоды года более эффективен тот способ воздухораспределения, которому соответствует наибольшее значение коэффициента kL. Использование термодина
15 Зак. 1034
225
мической модели систем кондиционирования воздуха для технике» экономической оценки принимаемых решений [10] позволило ycrai к > вить, что увеличение kL не всегда приводит к снижению приведенны \ затрат и, в частности, расходов теплоты и холода на обработку прито» i ного воздуха. Для помещений, обслуживаемых системами < рециркуляцией воздуха, в которых имеют место теплоизбытки, при подогреве приточного воздуха отношение расходов теплоты при kL^i(Q’T) к расходам теплоты при kL= 1(QT) может быть определено из выражения:
G^n (1- — )
Q’t_ l + 9цд61 kJ (5.35)
Qt Qt
где —минимально необходимый расход наружного воздуха i ю санитарным нормам или по условиям компенсации вытяжной венти-ляции,
9изб — теплоизбытки в помещении,
Go— расход воздуха, подаваемого в помещение.
Из выражения (5,35) видно, что увеличение kL в рассматриваемом случае может приводить к перерасходу теплоты на нагрев приточного воздуха, те. при kL> 1 расход теплоты больше, чем при kL< 1. Потребление холода в рассматриваемом случае в зависимости от коэффициента kL находится в другой связи
Q’x = |G^~9u3fflkb J (5.36)
Qx Qx
здесь Q’x — расход холода при кь ф 1,
Qx — расход холода при kL = 1.
Из (5.36) следует, что при kL > 1 потребление холода меньше, чем при kL < 1 .Следует отметить, что уравнений (5.35) и (5.36) недостаточно для охвата всего многообразия режимов работы СКВ. Согласно [9] число ре жимов работы СКВ при оптимизации расходов теплоты, холода и воды зависит от класса тепловлажностных нагрузок и может достигать 12. Для каждого режима имеется своя специфика, которую следует учитывал !, расчетными уравнениями, полученными под руководством А. А. Рымкевича.
Представилось актуальным с этих же позиций рассмотреть процессы, происходящие в производственных помещениях с тепло-и газовыделениями обслуживаемых системами вентиляции (СВ) с
226
механическим побуждением, предпринятое А.М. Г^имитлиным [11]. :) ги помещения имеют ряд специфических особенностей. Приточный воздух подается, как правило, для разбавления вредных выделений и поддержания требуемых температурных условий. В силу широких пределов допустимой влажности в помещении приточный воздух не подвергается дополнительной влажностной обработке. В отой связи необходимо заметить, что хотя в СВ используется адиабатическое увлажнение, целью этого вида обработки главным образом является снижения температуры воздуха, а не изменение его влажности. Поэтому адиабатическое увлажнение рассматривается как частный случай охлаждения воздуха, а расходы воды при этом оказываются в такой же зависимости от коэффициента воздухообмена, как и расходы холода.
Отсутствие в СВ влажностной обработки позволяет уменьшить по сравнению с СКВ количество рассматриваемых режимов работы до трех.
Режим 1 (зимний) характеризуется наличием в помещении избыточных теплопотерь, система вентиляции работает в режиме воздушного отопления, приточный воздух подается с температурой, превышающей температуру воздуха в помещении.
Режим 2 (осенне-весенний). Тепловыделения в помещении превышают теплопотери, приточный воздух предварительно подогревается, но подается с температурой более низкой, чем температура воздуха в помещении.
Режим 3 (летний). Характеризуется наличием в помещении избыточных теплопоступлений. Система вентиляции работает в режиме охлаждения (адиабатического) или требуется увеличение воздухообмена по сравнению с режимами 1 и 2.
Следует подчеркнуть, что предложенная классификация не связана <м а юзначно с принятым в нормативных документах делением на три рас-• icTHbix периода года — холодный, переходный и теплый, так как зависит не только от состояния наружного воздуха, но от теплового баланса зданий.
Рассмотрим процесс обработки приточного воздуха в СВ, обслуживающих производственные помещения с тепловыделениями и газо-выделениями.
Приточный наружный воздух с параметрами ск нагревается или < охлаждается до температуры подаваемого в помещение воздуха t0, проводит через помещение и затем удаляется из него с температурой t и концентрацией вредных примесей С^. Концентрация примесей в при-। очном воздухе не меняется (с0=сн). Если в результате предварительной очистки концентрация вредных примесей снижается до ск, в пред став-
227
ленных ниже зависимостях величина ск заменяется на с^. В рассматр! i ваемом нами случае наряду с коэффициентом воздухообмена по теши > те используется коэффициент воздухообмена по газам к£[11]. В об щем случае величины к^ и kf могут отличаться друг от друга, т.к. в сил у несовпадения источников тепловыделений и выделений вредных при месей, наличия газов как легче, так и тяжелее воздуха и ряда других об стоятельств, поля распределения температур и концентраций примесей в помещении нередко различаются.
В системах вентиляции, как известно, возможно количественное и качественное регулирование параметров приточного воздуха. Под количественным регулированием понимается изменение расхода приточного воздуха, а под качественным — его температуры. Регулирование параметров приточного воздуха при поглощении теплоизбыт ков может быть количественное и качественное, а при разбавлении вредных выделений — лишь количественное.
Проанализируем, как влияют коэффициенты ки kf на расходы теп -лоты QT и холода Qx.
Режим 1 (t0>tp j
QT=cL(t0-tH) (5.37)
L = . (5.38)
<K(t0-tpJ
Подставив в (5,38) выражение для t0 из (5,37), получим
Q = Gc(tpj-tH) + Qra Т’ kf(cp.3-cH) к*
(5.39)
Здесь G — количество выделяющихся вредных примесей, мг
ср з,сн— концентрации примесей в рабочей зоне и наружном воздухе, мг/м3;
QTn—теплопотери помещения, кВт.
Из (5.39) видно, что увеличение к^ и приводит к уменьшению рас-~ (11
хода теплоты QT, те. QT = <р j ; р.
Режим2 (to<tj
q _ Gc(tp3-tH)
Т~ kf(c,3-cH)' kF
(5.40)
228
Из (5.40.) видно, что увеличение к[ по-прежнему приводит к снижению QT, в то время как увеличение способствует увеличению QT, те.
Qt ^2
Режим 3 (t0<tp3)
Qx= cL(tH- tj.
После соответствующих преобразований имеем
Здесь — избыточные тепловыделения, кВт.
Из (5.41) видно, что сувеличением k^, Qx уменьшается. Влияние к£на более сложно.
Если tH > t з,то с ростом к£ расходы холода снижаются. В том случае, когда tH< tpз (первое слагаемое становится отрицательным) снижение L, ।. которому приводит рост к^, увеличивает потребление холода Qx. Для •го снижения воздухообмен в помещении необходимо увеличить. Сле-ювательно,
9* (kf: kf) при < •
Qx = (P< [kf: ^т) npHtp3>tH
5.7. Управление воздушными потоками в вентилируемом помещении
Известно, что характер распределения теплоты, влаги и концентра-I <ий примесей вредных веществ в помещении при вентиляции и воздушном отоплении определяется главным образом приточными и тепловыми (конвективными) струями.
I $ зависимости от доминирующего влияния того или иного фактора ни i циркуляцию воздуха М.И. фимитлиным предложено классифициро-и ггь помещения следующим образом:
1 -й класс — помещения, в которых доминирующее влияние на про-• । • *сс формирования скоростных и температурных полей оказывают приточные струи. К этому классу относятся помещения с относительно рав
229
номерным расположением источников тепло- и газовыделений, например, сборочные, механические, сварочные цехи, основные цехи радиотехнической и электронной промышленности, швейного производстваитп., а также подавляющее большинство помещений общественных зданий:
2-й класс — помещения, в которых доминирующее влияние на циркуляцию воздуха оказывают конвективные струи, возникающие над нагретым оборудованием. К этому классу относятся производственные помещения с мощными сосредоточенными источниками тепловыделений (например, основные цехи заводов черной и цветной металлургии, стройиндустрии, энергетики и др.);
3-йкласс— помещения, в которых нельзя выделить доминирующего фактора, влияющего на формирование полей скоростей, температур и концентраций (например, помещения, в которых на циркуляцию воздуха влияют не только приточные и конвективные струи, но и потоки, создаваемые движущимся и вращающимся оборудованием).
Благодаря совершенствованию технологических решений и средств местной вытяжной вентиляции все более расширяется круг производств, в которых доминирующей вредностью становятся теплоизбытки в теплый период года и недостатки теплоты в холодный период. В этих производственных помещениях представляется возможным за счет управления воздушными потоками, и как следствие, изменения схемы циркуля! щи воздушных потоков в течение года (kL= var) обеспечивать минимально необходимые расходы теплоты и холода на работу систем вентиляции и воздушного отопления (п. 5.6).
Формирование характера движения воздушных потоков в вентилируемых помещениях с избытком или недостатком теплоты происходит, как уже отмечалось, под влиянием многих факторов: способа воздухораспределения, мощности тепловых источников, их геометрических размеров и расположения относительно друг друга; аэродинамических и тепловых характеристик воздухораспределительных устройств; теплотехнических качеств ограждающих конструкций; параметров наружного климата и др.
Движение воздушных потоков в вентилируемых помещениях можно описать уравнениями гидромеханики и тепломассообмена. Теоретические решения этих уравнений с учетом всех перечисленных факторов пока полностью не реализуемы; имеются отдельные решения для частных случаев без учета всего многообразия воздействующих факторов. В связи с этим одним из основных методов изучения закономерностей движения воздуха в вентилируемых помещениях продолжает оставаться физическое моделирование с последующим обобщением полученных результатов путем использования методов теории подобия.
Учитывая, что циркуляция воздушных потоков в вентилируемом помещении и в атмосфере может описываться од ними и теми же уравнениями
230
(ио при разных граничных условиях и масштабах процессов, делались по-I нитки использовать в вентиляционной технике критерии, которые применяют в метеорологии. Так, в работе [12] процесс расслоения воздухаподвли-янием распространения теплоты и вредных веществ описан с помощью числа Ричардсона, которое в интегральной форме имеет следующий вид
ч=
gz&p
PqV3
где z — характерный размер, на котором меняется величина подвижности вертикальных течений и плотности воздуха, м; Др изменение плотности воздуха в пределах характерного размера, кг/м3; ро— Плотность воздуха на уровне начала отсчета координат, кг/м3 ; v — начальная подвижность вертикальных сдвиговых течений, м/с.
Критерий Ричардсона выражает соотношение в интегральной форме стабилизирующих факторов (термического расслоения воздушной среды по вертикали) и факторов (вертикальных течений), способствующих перемешиванию в объеме. Критерий Ричардсона в интегральной форме дает возможность оценить схему циркуляции в вентилируемом обьеме, в котором развиваются как приточные, так и конвективные струи.
Для решения вентиляционных задач В.М. Эльтерман [12] предложил н качестве модификации числа Ричардсона использовать критерий «к» -соотношение энергий приточных и конвективных струй в помещении. Его можно рассматривать как отношение кинетической энергии, диссипируемой в массе воздушной среды, к энергии, затрачиваемой на ра-бсхгу против сил тяжести (эта трактовка критерия делает его аналогом числа Ричардсона).
В.М. Эльтерман, а затем и другие авторы, экспериментально установили связь между характеристиками распределения температуры, скорости, концентраций примесей в вентилируемом помещении и величинами критерия к или числа Riu для конкретных способов подачи и удаления воздуха. М.И. 1фимитлиным было обращено внимание на то, что при одном и том же значении к в вентилируемом помещении могут иметь место совершенно различные поля распределения скоростей и температур. Действительно, если подать воздух приточными струями, обладающими одинаковой энергией, но в одном случае эту энергию сосредоточить, подав весь воздух через один насадок площадью Fo со скоростью v0, а в другом случае выпустить воздух рассредоточенно (например, через перфорированный потолок) с той же скоростью v0 через такую же площадь Fo, то распределение скоростей и температур в рабочей ®оне будет весьма существенно отличаться друг от друга. Это свидетельствует о том, что одного критерия, даже такого представительного как видоизмененный критерий Ричардсона к, недостаточно для описания
231
сложных явлении, происходящих в вентилируемом помещении. Г.М. Позин и В.И. Буянов [13] показали, что закономерности воздушных течений в вентилируемом помещении, как и в метеорологии, мотуг быть описаны только с помощью системы критериев. Ими предложена систг-ма, состоящая из трех групп критериев, каждая из которых характери зует одну из сторон процесса движения воздушных потоков в вентили руемом помещении: развитие приточных струй; развитие конвективных потоков; взаимодействие приточных струй и конвективных потоков.
В первую группувключены показатели, характеризующие движение приточных струй с учетом влияния гравитационных сил и стеснения струй обратными потоками. Параметрами первой группы являются: текущий критерий Архимеда—Агх; относительная площадь струи при ее поступлении в рабочую (обслуживаемую) зону помещения — Fcm^ / Fn; относительная дальнобойность горизонтальных стесненных струи 1тах/ 1п Здесь 1тах,1п — дальнобойность струи и длина помещения.
Во вторую группу включены безразмерные симплексы, описывающие развитие конвективных потоков в помещении: относительная пл о • щадь теплоисточников f = f /Fn; относительный периметр теплоисточ ников р = р / рп, а также показатель относительной высоты помещения. В третью группу показателей, описывающих взаимодействие при •
Рис. 5.7. Расчетная схема для определения соотношения энергий в зоне соударения взаимодействующих струй.
232
точных и конвективных струй, включено число кх, выражающее соотношение кинетических энергий, вносимых в единицу времени приточными и конвективными струями в зону их взаимодействия, а не во весь объем помещения, как предлагалось в [12]. Под зоной взаимодействия (с ч )ударения) струй понимается объем в пределах границ взаимодействующих потоков с центром в точке пересечения геометрических осей этих струй (рис. 5.7).
Кинетическая энергия приточной струи Еп с (Вт), вносимая в единицу времени в зону взаимодействия, определяется массовым расходом воздуха в струе (Gx= Lxp , кг/с) и средней по этому расходу скоростью У'<’юДМ/С)
G(v" )2
Е хУ , (5.42)
пс 2
Кинетическая энергия конвективной струи Ек с (Вт) в зоне взаимодействия за единицу времени определяется массовым расходом воздуха в Струе (Gp= Цр, кг/с) и средней по этому расходу скоростью v"
Полагая соотношение между средней по расходу и осевой скоростью приточной и конвективной струях практически одинаковым, можно число кх для упрощения рассчитать, выразив через осевые скорости приточной и конвективной струй
G v2
к = —(5.44) х Gv2 *
У У
С учетом выражений для определения осевых скоростей и расходов в п| >I н очных и конвективных струях (глава 3) из соотношения (5.44) получи 1ы соответствующие расчетные зависимости для определения кхпри различных случаях взаимодействия (табл. 5.4).
11редложенная система показателей позволила охарактеризовать закономерности движения воздушных потоков в помещениях с тепловыделениями при ряде способов подачи приточного воздуха. Критические значения величины кх определялись на основе физического Моделирования вентиляционных процессов в помещениях с источниками тепловыделений (рис. 5.8). В результате серии опытов, выполненных на универсальной модели в С.-Петербургском НИИОТе с визуализацией воздушных потоков с помощью современного голографического интерферометра ИЗК-463 и регистрацией картины течений на кинопленку, получены зависимости, позволяющие определить относитель-
233
Таблица 5.4
Формулы для определенияКх
Вид взаимодействующих струй Расчетная формула
Компактные приточные 4,5 lO^-M
и конвективные тЦ J
Приточная веерная 1,5-IO-4 ———[ ^°*pt,()
и плоские конвективные fi> )
Плоские приточная 5 3 mfi> f 7<*рСо)
и конвективная
Приточные, истекающие через
перфорированную поверхность, 4,5-IO-4--7* °’
и компактная конвективная *ж.с. ^перф.ОкУ
7 5- ю~*
То же и плоская конвективная ^ж.с,^ ^ерф.ЙсУ
< Таблица 5.5
Параметры взаимодействия приточных и конвективных струй
Схемы взаимодействия (рис. 5. 8) Формулы для расчета определяющих параметров
а hn = 0,05 + 0,361gRx
6 h =0,15 + 0,01k ,
в hn = 0.49kx0-73,
г a = j+2kx03, град
Д a = 2kx0,3 ,град
е. ж a = 2,5кх026,град
234
ное расстояние от приточного насадка до места соударения приточных и конвективных струй hn (рис. 5.8,а,б,в) и угол отклонения конвективной струи от вертикали а (рис. 5.8. г, д, ж). Эти зависимости сведены в табл. 5.5. Экспериментально установлено также, что при наклонной и сосредоточенной подачах воздуха (рис.5.8.г, ж) при величинах кх>300 приточные струи подавляют конвективные в диапазоне угла наклона геометрической оси приточного насадка к горизонту от 0 до 90 градусов. При вертикальных способах подачи воздуха подавление конвектив-। юй струи приточной наблюдается при hn > 0,7. Критические значения кх равны: доя схемы на рис. 5.8.а - 65, для схемы на рис. 5.8.6 — 50; для схемы на рис. 5.8.в— 1,6.
Приведенные данные позволяют обеспечивать эффективное управление воздушными потоками в цехах с теплоисточниками. На физической модели и в производственных условиях изучалась эффективность управления воздушными потоками при наклонной подаче воздуха (рис. 5.9). В холодный период года энергетически целесообразно организовывать воздухообмен в соответствии со схемой на рис. 5.9,6, подавляя конвективные потоки от теплоисточников и используя их теплоту для обогрева рабочей зоны.
В теплый и переходный периоды года системой приточных струй за Счет изменения угла их наклона и скоростной характеристики приточкой струи m обеспечивалось вертикальное движение конвективных потоков (рис. 5.9.а) с выносом значительной части теплоты в верхнюю зону. Управление потоками осуществлялось с использованием приведенных н настоящем параграфе расчетных зависимостей.
235
6. СОВМЕСТНЫЙ РАСЧЕТ ВОЗДУХООБМЕНА И ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛЕНИЯ
6.1. Определение воздухообмена
6.1.1. Определение количества приточного воздуха с использованием коэффициента воздухообмена
Неуклонное возрастание объемов вентиляционного воздуха, пере мещаемого системами механической вентиляции в промышленных зда ниях, в связи с увеличением их размеров и ожесточением требований к состоянию воздушной среды помещений, вызывает необходимость повышения точности определения требуемых объемов приточного воздуха и эффективности его использования.
Определить правильно воздухообмен для обеспечения заданных параметров воздушной среды в современных цехах достаточно трудно в связи с многообразием применяемых схем организации воздухообмена в помещениях с механической вентиляцией (рис. 2.1-2.4) и сложностью протекающих вентиляционных процессов.
В простейшем случае для поглощения теплоизбытков при отсутствии теплопотерь, местных отсосов и т. д. из уравнения теплового баланса получаем
Здесь Lo—воздухообмен, м3\ч, cv— объемная теплоемкость воздуха, (1.2 кДж/м3 °C);Q — избытки явной теплоты. Вт; t , t0 — температуры воздуха удаляемого из помещения и приточного, °C.
Вуравнении (6.1) количество избыточных тепловыделений, как правило, известно и задача определения воздухообмена сводится к нахождению температуры уходящего воздуха.
В то же время совершенно очевидно, что необходимо знать взаимосвязь между температурой уходящего воздуха t^H температурой воздуха в рабочей зоне — t з, т.к. цель расчета—обеспечить заданные условия в зоне пребывания людей (в рабочей или обслуживаемой зонах), а не в уходящем воздухе.
Обширные исследования по выявлению связи между Atp з и At были проведены Б.В. Батуриным совместно с Н.В. Акинчевым и В.М. Эльтер маном [1,2,3] применительно к схеме аэрации однопролетного цеха (рас положение источника теплоты в центре помещения, подача воздуха че рез оконные проемы в рабочую зону со сравнительно малыми скорости ми, удаление — из верхней зоны через аэрационные фонари или шахты).
Исследования показали, что между At = t - tQn At з= t з -10 существу ет прямая зависимость: с увеличением (уменьшением) А^соответствен! ю увеличивается (уменьшается) Atp з, однако темпы изменения их различны.
236
Справедливость этих выводов подтверждена работами многих исследователей, отмечающих устойчивую связь между t и t при аэрационной схеме организации воздухообмена, когда циркуляционные потоки, индуцируемые мощными теплоисточниками, охватывают весь объем помещения.
В.В.Ба турин и В.Н. Ханжонков [4], изучая на гидролотке и воздушной модели циркуляцию воздушных потоков в вентилируемом помещении (без тепловых источников) в зависимости от расположения приточных и вытяжных отверстий, показали, что в циркуляцию приточной струей вовлекается воздух практически из всего объема помещения.
В таком случае между различными зонами помещения имеет место турбулентный обмен, вследствие которого должна существовать взаимосвязь между параметрами воздуха в различных точках объема помещения и, в частности, между tp з и t^. Последующие исследования [5] подтвердили справедливость этих выводов для всех основных способов организации воздухообмена в помещениях с механической вентиляцией.
Зависимость между и tpзустанавливалась различными способами.
Наиболее старым из них является метод температурного градиента по высоте. Предполагается, что по высоте помещения выше рабочей зоны происходит равномерное нарастание температуры:
t„ = t,j + A(h-hpJ, (6.2)
где Д — градиент температуры, °С/м.
Величина Д, определяемая экспериментально, считается постоянной по высоте и одинаковой для помещений аналогичного назначения.
Полагая в (6.2) h=H — высоте помещения, получим значение t .
Чрезвычайная простота метода градиента обеспечила его живучесть, несмотря на явные недостатки, которые сводятся к следующему: широкий диапазон значений температурного градиента (от 0,2 до 2 °C и более) обуславливает произвольный выбор величины Д, в различных точках одного помещения Д может иметь существенно отличные значения. Ход изменения температуры по высоте помещения может иметь совершенно разные закономерности: в конвективной струе над теплоисточником температура уменьшается с высотой, а в ниспадающем пристенном потоке — увеличивается.
Если знаменатель формулы (6.1) умножить и разделить на величину (t 3 -10), соотношение доя определения воздухообмена может быть представлено в виде
3,6 Qm
L°= c(tp.3-to) ’
где т — температурный симплекс, равный
(6.3)
237
m = рз ° • (6.4)
t -t„ ух 0
Из формулы (6.3) следует, что коэффициент т выражает долю тепловыделений, влияющих на температуру воздуха в рабочей зоне, те. обеспечивающих перепад (t -10). Тккая трактовка, как отмечает Г.М. По-зин, является приближенной. Следуя ей, т не может превышать единицы, а практика показывает, что это не всегда так.
Дня сравнительной оценки эффективности систем механической вентиляции Н.С. Сорокин [6,7] предложил использовать критерий эффективности воздухообмена, который при отсутствии в помещении влаго-выделений имеет вид
t - tn
k = -^—1 . (6.5)
С использованием (6.5) количество приточного воздуха может быть определено по формуле
_ 3,6 Q
L°=
(6-6)
Из сопоставления (6.3) и (6.6) следует, что формально ш=1/кэ, хотя трактовка этих критериев различна. Величина ш характеризует лишь долю тепловыделений, приходящихся на рабочую зону, а по величине кэ Н.С. Сорокин [6] предлагал судить о совершенстве организации воздухообмена, те. о том, насколько рационально расположены в помещении приточные и вытяжные отверстия по отношению к источникам тепловыделений (или других вредных выделений) и относительно друг друга.
Действительно, согласно (6.6), чем выше кэ, тем требуется меньший воздухообмен Lo дня обеспечения тех же параметров воздуха в рабочей зоне, те. казалось бы совершеннее организован воздухообмен в данном помещении.
В то же время современные исследования показывают (см. 5.6), что однозначное соответствие между величиной кэ и эффективностью организации воздухообмена в помещении наблюдается далеко не всегда, но от его величины существенно зависят годовые расходы теплоты и холода. Дня улучшения энергетических показателей отопительно-вентиляционных систем необходимо изменять кэкак функцию темрературы наружного воздуха. Таким образом, оказалось, что по величине кэ нельзя судить об эффективности системы организации воздухообмена в целом: кэ характеризует только одну из сторон вентиляционного процесса. Поэтому в дальнейшем, по предложению Г.М. Позина, этот коэффициент получил обозначение kL и название «коэффициент воздухообмена», те. коэффициент, необходимый для определения количества приточного воз
238
духа с верхним индексом (t, ци др.), обозначающим расчетную вредность.
Уравнение теплового баланса помещения в более общем случае при наличии в нем, например, местных вытяжных устройств, через которые происходит удаление воздуха из рабочей зоны, имеет следующий вид:
3,6(Q + QJ+c„L0t0 = c(L0-LpX + cL .3t^ , (6.7)
где Q — избытки явной теплоты в помещении, удаляемые общеобменной вентиляцией, Вт;
QM — избытки явной теплоты в помещении, удаляемые из рабочей зоны, Вт;
Ърз—количество воздуха, удаляемого из рабочей зоны, м3/ч;
t*1^ — температура воздуха, удаляемого из рабочей зоны, °C.
Если принять, что температура воздуха, подтекающего к местным отсосам, равняется средней температуре рабочей зоны, то количество теплоты, удаляемой местной вытяжной вентиляцией, связано с ее производительностью соотношением
(6.8)
Подставив (6.8) в (6.7), получаем формулу для определения расхода приточного воздуха при расчете по избыткам явной теплоты
3,6Q - cL (t -t ) т t . рЛух р.з>
= т +--------------------- •
C(t^-to)
При подстановке (6.5) в (6.9) имеем
L,_ + з.бд-сь^-у
° L₽-3 ск;(1р.3-у
При расчете на поглощение выделяющихся вредных веществ
L,= +
4>.з к ’ (qp 3 - qj
(6.10)
(6-11)
Здесь G—м&ссз. каждого из вредных веществ, поступающих в воздух помещения, мг/ч;
qp3 — концентрация вредного вещества в воздухе, удаляемом из рабочей зоны (обычно ПДК вещества), мг/м3;
q0—концентрация вредного вещества в воздухе, поступающем в помещение, мг/м3;
к* — коэффициент воздухообмена по вредным примесям. При совпадении источников тепло- и газовыделений может быть принято в первом приближении к ’ =
239
Определение коэффициентов воздухообмена производится на основе решения системы балансных уравнений — приближенных математических моделей тепловоздушных процессов в помещениях — или экспериментальным путем. При одновременном выделении в воздух рабочей зоны помещения нескольких вредных веществ, не обладающих однонаправленным действием, величину необходимо го воздухообмена следует принимать по тому веществу, для разбав ления которого до предельно допустимой концентрации требуется подача наибольшего объема воздуха. При одновременном содержа нии в воздухе рабочей зоны нескольких вредных веществ однонап равленного действия расчет общеобменной вентиляции произво дится путем суммирования объемов воздуха, необходимых для раз бавления каждого вещества в отдельности до его предельно допус тимой концентрации. Расчетный объем подаваемого воздуха еле дует принимать не менее суммарного количества воздуха, расходу емого на местные отсосы и технологические нужды. При наличии в производственных помещениях выделений газов и паров, кото рые могут образовывать с воздухом помещения взрывоопасные смеси, минимальный объем подаваемого воздуха должен обеспечи вать концентрации этих газов и паров, не превышающие 5% ниж него предела взрываемости.
6.1.2. Принципы разработки приближенных математических моделей тепловоздушных процессов в помещениях
В настоящее время расчет воздухообмена и воздухораспределения базируется преимущественно на приближенных математических моделях тепловоздушных процессов в помещениях. Методика построения таких моделей разработана Г. М. Позиным. При ее со здании был обобщен опыт теплофизических расчётов в теплоэнер гетике (Л.С. Попырин [8]), решении задач теплового и воздушного режимов зданий (В.Н. Богословский [9], М.Я. Поз [10], Ю.А. Табун щиков [11], В.П. Тйтов [12]), аэрации (П.И. Андреев [13], В.В. Дерю гин [14], С.И. Стриженов [15], И.А. Шепелев [16] и др.), а также использованы исследования автора методики в области строительной теплофизики сельскохозяйственных производственных зданий [ 17] и расчете тепловоздушного режима вентилируемых производственных зданий [18, 19].
Значения параметров, определяющих температурно-влажностный и газовый режим в помещении (сооружении, здании), устанавливается в результате действия совокупности потоков теплоты и массы. Задача разработки математической модели тепловоздушных процессов заключается в нахождении аналитического соответ ствия между потоками и параметрами, определяющими энергетическое состояние помещения. При этом необходимо рассматривать помещение как единое энергетическое целое, что является харак
240
терной чертой системного подхода — современного принципа решения сложных многофакторных задач. Комплексное решение при таком подходе находится не простым механическим наложением полученных различными способами результатов рассмотрения отдельных явлений, а путем уяснения их взаимоотношений на основе глубоких внутренних связей, которыми являются два фундаментальных закона природы — сохранения энергии и массы.
При разработке математических моделей тепловоздушных процессов рассматривается энергетика всего сооружения (помещения) в целом, но для того чтобы учесть все связи между составляющими балансов, необходимо привлекать уже известный материал по решению различных частных задач. Фактически построение приближенной математической модели представляет собой объединение результатов отдельных задач на единой методологической основе. Такой подход предполагает совместное решение вопросов вентиляции, отопления и строительной теплотехники ограждающих конструкций. Только с использованием математических моделей, устанавливающих взаимосвязь между потоками теплоты, массы и определяющими климат помещения параметрами, возможно осуществлять системный анализ оптимизации получаемых решений, методика которого предложена А.А. Рымкевичем [20].
Разработку приближенных математических моделей тепловоздушных процессов в вентилируемых помещениях предлагается осуществлять в 4 этапа.
ПЕРВЫЙ ЭТАП — выявление расчетной схемы тепломассообмена.
Этап начинается с выделения рассматриваемой термодинамической системы, которой является помещение или сооружение, из энергетической связи с внешним миром. Анализ конкретных условий дает возможность ограничить круг рассматриваемых связей и считать параметры вне его заданными или не оказывающими влияния на энергетику сооружения. Очевидно, чем более длинные цепочки связей рассматривать, тем полнее и глубже будет полученный результат, но решение становится более трудным и громоздким. Поэтому отбор необходимых для анализа связей является ответственным моментом, от которого зависит успех полученного решения. Количество используемых связей определяется поставленной задачей и уровнем развития научных исследований в данной области.
Т&к, задавая постоянной величину коэффициента теплопередачи через ограждение, мы игнорируем связи внутреннего режима со |нтми параметрами наружного климата, кроме температуры. Од-।i.iко при решении ряда задач необходимо расширять круг связей, \ читывал другие параметры наружного климата: амплитуду коле
|г» Зак 1034
241
баний температур (расчет теплоустойчивости), скорости ветра (бо лее детальное вычисление коэффициента теплоотдачи наружной поверхности ограждений для помещений с малыми термическими сопротивлениями) и т.д.
Критерием правильности и полноты совокупности выбранных связей служит соответствие полученных теоретических решений физике явлений, происходящих в помещении.
Следующим важным моментом разработки расчетной схемы теп ловоздушных процессов является принятие схемы циркуляции воз душных потоков. Как правило, картина циркуляции выявляется на основании анализа результатов натурных исследований или экс периментов на физических моделях. Принятие схемы циркуляции воздушных потоков можно отнести к одному из основных момен тов отличия приближенных математических моделей от точных, в которых она получается автоматически в результате решения уравнений Навье-Стокса.
После выделения рассматриваемой системы из цепочки связей и представления картины движения воздушных потоков в расчетной схеме на основании качественного анализа выделяют и классифицируют потоки теплоты и массы, которые формируют энергетический режим помещения.
К первой категории относят потоки, величина которых известна, либо известна величина всех параметров, определяющих этот поток.
Обычно к этому классу относят тепло-, влаго-, газовыделения от технологического оборудования, количество теплоты, вносимое солнечной радиацией, и т.п.
Ко второй категории относят потоки, величина которых может быть изменена независимо от внутренних условий, т.е. источник возникновения потока находится вне рассматриваемой системы.
Потоки второй категории являются следствием инженерных решений для поддержания требуемых параметров климата в помещении (системы отопления, вентиляции, кондиционирования воздуха и т.д.).
Как правило, изменение их величины осуществляется в значительном диапазоне различными отопительно-вентиляционными устройствами.
К третьей категории относят потоки, полностью определяющиеся внутренними условиями (энергетическим состоянием) системы. Эти потоки характеризуют процессы тепло- и массообмена на поверхностях и в объемах сооружения (конвективные, лучистые, связанные с фазовыми переходами и т.п.).
Одновременно с обозначением потоков теплоты и массы произ-
242
водят выделение характерных объемов и поверхностей в помещении. Представление рассматриваемого помещения (сооружения) в виде конечной совокупности характерных объемов и поверхностей является наиболее существенным моментом в разработке приближенных математических моделей тепловоздушных процессов
Под характерным объемом понимают условно выделенную часть помещения (в частном случае — все помещение), через которую проходят потоки теплоты и массы, причем хотя бы один из параметров какого-либо потока на выходе из объема должен отличаться от его значения на входе.
Выделение характерных объемов осуществляется из физических соображений или для условного обособленного объема, в котором необходимо обеспечить заданные условия.
В вентилируемых и кондиционируемых помещениях на основании анализа схем циркуляции считают характерными из физики процессов следующие объемы приточные струи, конвективные потоки над источниками тепловыделений и ниспадающие потоки холодного воздуха у ограждений, области обратных потоков; области подпитки струйных течений и пр.
Условно выделяется, как правило, рабочая или обслуживаемая зона. Иногда выделяют области в верхней или средней зонах.
Необходимым условием характерной поверхности является ее сопротивление распространению потока энергии (массы). Часто при прохождении через характерную поверхность потока энергии
243
(массы) происходит трансформация, изменение закона распространения энергии (массы). Скажем, тепловой поток в ограждении, распространяющийся путем теплопроводности, трансформируется на его поверхности в конвективный и лучистый потоки. Однако изменения закона распространения энергии или массы при прохождении через поверхность может не быть (например, экран на пути лучистого потока в вакууме).
Одна геометрическая поверхность может представлять несколько различных характерных поверхностей, если ее части хотя бы по одному параметру отличаются друг от друга (части поверхности могут иметь разные лучистые характеристики, условия обдува и т.д.).
Достаточным условием того, чтобы поверхность считалась ха рактерной, служит возможность составить для нее уравнение со хранения энергии (массы) в рамках задачи, предусматриваемой расчетной схемой.
Если известны значения удельных теплопотерь через ограждения (или, что то же, — коэффициента теплопередачи через ограждения), то уравнение баланса на поверхности ограждения не составляется, так как учитывается переход теплоты непосредственно от внутрен него воздуха к наружному, и поэтому поверхность ограждения не яв ляется характерной.
Если же в соответствии с условием расчета дополнительно к ко эффициенту теплопередачи необходимо иметь значение коэффици-
244
ента теплообмена внутренней поверхности ограждения (например, чтобы обеспечить условие невыпадения конденсата), то тогда возможна запись уравнения теплового баланса, и поверхность становится характерной. Отметим существенный для дальнейшего изложения факт появления вместе с уравнением баланса дополнительного параметра — температуры внутренней поверхности, который не мог быть включенным в расчетную схему при задании коэффициента теплопередачи через ограждение
Выделением и обозначением характерных объемов, поверхностей и потоков энергии (массы) заканчивают разработку расчетной схемы.
На рисунках 6 1, а, б,в в качества примера представлены расчетные схемы хранилища сельскохозяйственной продукции с активной
245
вентиляцией, блочной отапливаемой теплицы и промышленного цеха с механической вентиляцией при подаче приточного воздухо вертикальными струями. Обращает внимание большое число факторов, определяющих энергетический режим здания, которые рас-сматриваются в расчётных схемах. Это обстоятельство является од» ним из основных преимуществ предлагаемой методики построения приближенных математических моделей по сравнению с другими способами расчёта.
Детализация расчётной схемы связана, как правило, со специфическими особенностями формирования энергетического рс-жима помещения. Так, в сельскохозяйственных зданиях чаще всего основное внимание уделяют изучению тепломассообмена на поверхностях ограждений, а внутренний объём может рассматриваться как единое целое. Напротив, в промышленных зда-ниях осуществляется выделение характерных объёмов, связанных с тепломассопереносом струйными течениями. Конечно, та* кая разница в построении расчётных схем условна, сложилась исторически и при дальнейшем развитии методов расчёта, видимо, будет стираться.
ВТОРОЙ ЭТАП — составление основной системы уравнений.
Система уравнений, называемая основной, состоит из уравнений сохранения энергии (теплоты) и массы для всех* характерных объемов и поверхностей, выделенных в расчетной схеме.
Основная система уравнений отображает связь между всеми потоками энергии и массы, представленными в расчетной схеме и определяющими энергетическое состояние системы, что также является одним из основных достоинств предлагаемой методики. Уравнения сохранения, входящие в основную систему, записываются отдельно для массообмена (по влаге, газам и пр.). В тех случаях, когда различные виды массообмена независимы друг от друга, основная система распадается на ряд отдельных систем уравнений. Максимальное число уравнений, которое может войти в основную систему, равно сумме характерных объемов и поверхностей, умноженной на число видов тепло- и массообмена.
Основная система уравнений состоит не менее чем из одного уравнения баланса энергии или массы. Этот случай возможен, когда помещение может быть представлено в виде одного характерного объема, а характерных поверхностей нет и в помещении осуществляется либо тепло-, либо массообмен.
При рассмотрении моделей, где тепловые процессы описываются с помощью уравнений в частных производных (например, теплопередача в стенке — уравнением теплопроводности), уравнения балансов на поверхностях являются граничными условиями.
246
ТРЕТИЙ ЭТАП — приведение основной системы уравнений к расчетному виду.
Для приведения системы балансных уравнений к расчетному виду необходимо подставить в нее вместо потоков третьей категории их выражения через параметры в соответствии с физическим смыслом. Например, надо заменить лучистые, конвективные потоки формулами для их расчета. После этого в основную систему будут входить потоки первой и второй категорий и параметры, через которые выражены потоки третьей категории В общем случае потоки и параметры, которые входят в систему, могут зависеть друг от друга, причем природа этой функциональной связи не вытекает из закона сохранения энергии и массы, т.е. не следует из основной системы уравнений.
Такие зависимости назовем специальными связями. Используя специальные связи, исключаем зависимые параметры из основной системы уравнений. Примеры специальных связей: зависимость влаго-содержания от температуры, условие отсутствия конденсата на стенах (температура поверхности выше «точки росы»), соотношения для определения температур рабочей зоны и удаляемого воздуха как функций температур в характерных объемах и т.п. Форма связи может быть самой разнообразной: в виде формулы, графика, таблицы. Это накладывает свой отпечаток на методы решения основной системы. Для исключения зависимых параметров возможно также присоединение уравнений специальных связей к основной системе.
Исключив зависимые переменные, получаем расчетный вид основной системы уравнений, являющейся приближенной математической моделью тепловоздушных процессов в вентилируемых и кондиционируемых помещениях. В основную систему (математическую модель) входят заданные величины потоков первой категории, а также потоки второй категории и параметры из выражений потоков третьей категории.
ЧЕТВЕРТЫЙ ЭТАП —
постановка задачи и решение системы уравнений.
С помощью разработанной математической модели можно решать различные задачи расчета энергетического режима помещений, оставляя в основной системе в качестве независимых друг от друга неизвестных потоки второй категории и параметры потоков третьей категории. Задача должна быть поставлена таким образом, чтобы число неизвестных равнялось числу уравнений основной системы.
Затем приступают к математическому анализу модели, когда требуется при необходимости убедиться в существовании и единственности решения системы уравнений и разработать методику ее решения.
Математическая модель может получиться достаточно сложной и неудобной для практического использования. В этом случае не-
247
обходимо разработать приемы, упрощающие технику решения системы балансных уравнений: программы для расчета на ЭВМ, номограммы, таблицы, графики, использовать аналоговую технику и т.п.
В результате расчета определяют величины потоков теплоты и массы, при взаимодействии которых поддерживаются заданные условия климата. Полученные данные служат основой для теплотехнического проектирования ограждающих конструкций здания и систем отопления, вентиляции и кондиционирования воздуха, нахождения оптимальных решений.
♦ * ♦
С помощью методики построения приближенных математических моделей Г.М. Позиным найдены аналитические выражения для коэффициентов воздухообмена и определено необходимое количество приточного воздуха для всех основных способов подачи воздуха в вентилируемые и кондиционируемые помещения (см. п. 6.2.). В аналитические соотношения коэффициентов воздухообмена вошли основные факторы, от которых зависит количество приточного воздуха в помещении: характеристики приточных устройств, параметры конвективных потоков, распределение теплоизбытков по зонам помещения, теп-лопотери, расходы и параметры инфильтрующегося воздуха и перетекающего из соседних помещений, расходы воздуха, удаляемые местными отсосами и подаваемого воздушными душами и др. [19].
Таким образом, современные методы расчета количества приточного воздуха включают большое количество факторов, позволяющих учесть специфические особенности разных помещений. Справедливость разработанных методов расчета многократно подтверждена на физических моделях и в натурных условиях. Методы расчета включены в нормативные, методические и справочные документы и руководства, использованы при проектировании большого числа объектов самого различного назначения.
Приближенные математические модели, построенные на основании вышеизложенной методики, использованы и для решения ряда других актуальных задач организации воздухообмена в помещениях с механической вентиляцией: изучены закономерности изменения температуры по длине рабочей зоны при сосредоточенной подаче воздуха; формирование тепловоздушного режима помещения при подаче воздуха настилающимися на ограждение струями; усовершенствован метод расчета вентилируемых воздушных прослоек; исследован нестационарный тепловоздушный апериодический режим цехов большого объема.
Кроме того, с помощью разработанной методики решен целый ряд задач теплофизического расчета сельскохозяйственных производственных зданий [17,21].
248
6.2. Расчет коэффициента воздухообмена для основных способов подачи приточного воздуха
6.2.1. Подача воздуха непосредственно в рабочую зону.
Способ подачи воздуха непосредственно в рабочую зону наиболее часто применяется в помещениях 2-го класса с сосредоточенными теплоисточниками, образующими мощные конвективные потоки. Вытяжные отверстия общеобменной вентиляции располагают при этом, как правило, над источниками тепловыделений. Такая схема организации воздухообмена в помещениях с механической вентиляцией близка к аэрационной. Подача воздуха непосредственно в рабочую зону применяется и в помещениях 1-го класса, в которых отсутствуют мощные конвективные потоки.
Согласно расчетной схеме тепловоздушных процессов, при этом способе подачи приточного воздуха (рис.6.2) воздух поступает:
через приточные насадки в объеме Lo с температурою t0;
через воздушные души в объеме Ldc температурой td;
из соседних помещений в нижнюю рабочую зону в объеме Lp з и верхнюю зону в объеме Ьвз с температурой t ;
путем инфильтрации воздуха через наружные боковые ограждения в объеме Luh^ с температурой tH.
Удаление воздуха осуществляется:
из рабочей зоны в объеме L ,
от горячего технологического оборудования в объеме Ър 32, из верхней зоны в объеме:
L =Ln + U+L +L +G ,-L -L (6.12)
ух О д р.з в-зс инф р.з! р-32 ' '
Тёплопоступления в помещении складываются из:
• конвективных тепловыделений от горячего технологического оборудования QK. часть которых Q^T] удаляется местными отсосами, а оставшаяся часть, (1 - r|)QK, идет на образование конвективной струи:
• тепловыделений в рабочей зоне Qp з(конвективных и лучистых);
• теплоты, вносимой воздушными душами Qd и воздушно-отопительными агрегатами (системами отопления) Q ;
• тепловыделений в верхней зоне Qb з (конвективных и лучистых).
Тёплопотери помещения определяют в рабочей зоне Qз при температуре t з и в верхней зоне QB з при tB з.
При подаче приточного воздуха непосредственно в рабочую зону вентиляционный процесс может быть представлен следующим образом. Струя приточного воздуха, развиваясь в рабочей зоне, ассимилирует тепловыделения; часть теплосодержания струи расходуется на покрытие теплопотеръ.
I ’асход воздуха в струе увеличивается от начального Lo до в расчет-
ном сечении за счет эжекции воздуха из верхней зоны; в конце развития
249
струя приобретает температуру и поступает в верхнюю зону. Копвгк» тивная струя развивается вертикально, подпитываясь воздухом из верх ней зоны и достигая под перекрытием расхода Lfc с температурой tfc. Если расход в конвективной струе превосходит расход удаляемого воздуха, то воздух в объеме (Lfc- L^) с температурой tfc поступает в верхнюю зону, там смешивается с воздухом, выходящим из рабочей зоны, и после ассимилФ ции теплоизбытков и компенсации теплопотерь принимает температуру te 3, а затем идет на подпитку приточной и конвективной струй. Если Lfc < L , то весь конвективный поток удаляется через вытяжное отверстие.
Подача приточного воздуха для получения наибольшей величины к должна быть организована таким образом, чтобы не сносить конвективную струю, и обеспечить вынос избыточной теплоты и дру« гих вредностей в верхнюю зону.
Внутренний воздух помещения, охлаждаясь у вертикальных нару ж= ных ограждений, опускается вниз в пристенных конвективных потоках, подпитка которых осуществляется из верхней зоны помещения, Через неплотности в наружных ограждениях в помещение поступает инфильтрационный воздух в объеме L инф, смешивается с пристенным потоком, расход воздуха в котором Ьм, и поступает в рабочую зону е температурой t^. Чтобы избежать «сноса» конвективных потоков, даль* нобойность приточных струй хтах не должна превышать длины обслуживаемой струей части помещения (в рассматриваемом случае — расстояние между приточным насадком и источником тепловыделений), те. хтах<Ъ. При подаче нагретого воздуха приточная струя должна омы= вать рабочую зону, не всплывая вверх, поэтому для х=(0,8+ 1,O)L следует обеспечить значение текущего критерия Архимеда Агх <0,4.
При составлении системы уравнений тепловоздушных балансов вы деляют 4 объема (рис. 6. 2):
I — рабочую зону (условно считают, что приточная струя не вых< > дат за пределы рабочей зоны);
II — циркуляционную зону (область подпитки струйных течений).
III — конвективную струю над теплоисточником;
IV — пристенный конвективный поток.
Решив составленную систему уравнений, Г.М. Позин [19] получил соответствующие выражения доя определения коэффициента воздухообме! ia.
Для распространенных в практике проектирования случаев, когда Lp.3= Ьз.зс=Ьрз2 =Ld =0: Qd=Qa3P=°: Чр.з = qe.3=°; n = 0 с учетом формулы (6.12) имеем:
t J1 -QpJl + С з(Естр+Гр.з-1)&
kL~ -(1-Lp.3)(l -9pJ] -(l-LJfL^+L^-1 )^fc , (6J3)
где a = max{Lfc, 1 -Lp 3);
250
j ^*стр — ^*р.з _ ^*к _ ^к — ^р.з
I, =—-L =— L=— Q, = — Q =—
Ч’ рз Lo ’4 L0’W* Q0’W₽3 Q
В помещениях 1 класса Qk = О и a = 1-Lp3, поэтому формула (6.13) упрощается
Т +L (1-Q )
стр р.З I ^р.з '
L -(1-L 1(1-0 )
стр V р.З '' ^р.З '
(6.14)
6.2.2. Подача воздуха вертикальными струями.
Способ подачи приточного воздуха сверху в рабочую зону вертикаль-। нами осесимметричными и плоскими струями широко применяется в । к >мещениях I класса (рис. 2.2).
В помещениях II класса этот способ также используется: воздух по-|.|(‘тся в проходы между рядами тепловыделяющего оборудования. В ном случае вытяжные отверстия следует размещать над источниками । гнловыделений. Расчетная схема такого способа воздухораспределе-। шя представлена на рис. 6.3.
11ри подаче приточного воздуха вертикальными струями в помещение I класса струя поступает в рабочую зону, омывает ее, ассимилируя 1 <’илопоступления и компенсируя теплопотери, разворачивается и в ни де обратного потока выходит из рабочей зоны, а затем идет на подии тку основного струйного движения.
11ри организации воздухообмена в цехах II класса следует стремить-< пне нарушать течения конвективных потоков, так как тепловыми стру-11 м и осуществляется вынос вредностей в верхнюю зону, что способствует |гмпера1урному расслоению по высоте и повышению коэффициента । и к »духообмена. Расстояние L по горизонтали между приточными отвер-< гиями и источниками теплоты должно быть не менее Lmfn, те.
L^Lmin=3xtgao.Sv
где х — расстояние от плоскости истечения до рабочей зоны.
Кроме того, во избежание сноса конвективных потоков, дальнобойность приточной струи должна подчиняться неравенству
х <x+L.
max
11ри выпуске охлажденного воздуха схема циркуляции не зависит от я шчения Агх; в случае подачи нагретого воздуха необходимо обеспечить 11ри х = Нн - hp з выполнение соотношения Агх <0,5.
11ри подаче воздуха вертикальными струями выделяют 5 характерных объемов (см. рис. 6.3):
I — рабочая зона;
11 —приточная струя;
HI —циркуляционная зона;
251
IV — конвективная струя над теплоисточником;
V — пристенный конвективный поток.
В результате решения системы уравнений тепловоздушных балансов для способа подачи вертикальными струями получены [19] расчетные зависимости для определения kL.
В распространенных в практике проектирования случаях, когда
L = L = L =L =0; Q,=Q =0; q = q =0; 11 = 0 и
р.зс в.зс р.32 д д огр *_ *р.з ав.з ’ '
F _ -- стру-> > "R р.З стр р ,
п
для помещений I класса:
_ _ F
kL=------------=------------
_ _ F _ (6.15)
n
для помещений II класса:
_ а(Чтр + 9р.з (1 ’ Fcmp )Lp-3 1 + ^Лр.з^стр ' Т)
L~ alknp +9р.з (l-KmpXl "LpJ-1] - Wcn.p- 1)(1SJ • (6‘16)
6.2.3. Подача воздуха струями, настилающимися наограждения.
Подача воздуха настилающимися веерными, плоскими и осесимметричными струями (см. рис. 6.4) целесообразна в помещениях I класса, где отсутствуют мощные конвективные потоки. Вытяжные отверстия размещают в потолке или перекрытии.
Схема циркуляции воздушных потоков такая же, как в помещении I класса при подаче воздуха вертикальными струями.
Для выполнения расчетной схемы (рис. 6.4) необходимо при подаче охлажденного воздуха обеспечить безотрывное течение струи вдоль потолка, что достигается (п. 5. 4):
для веерных струй при Агх < 0,3 в сечении х = (0,4 4- 0,5)L,
для осесимметричных или плоских струй при Аг < 0,4 в сечении х = (0.8 4-1,0)ЦВ).
В случае подачи нагретого воздуха необходимо выполнение соотношения Агх <0,5 при х = В/2 + Нн-Ьр з для веерных струй и при х= В + Нн— hp з для осесимметричных и плоских струй (L, В—длина и ширина модуля помещения, обслуживаемого струей, м).
При составлении уравнений тепловоздушных балансов выделяют четыре характерных обьема (рис. 6.4):
252
I — рабочей зоны;
II — приточной струи от плоскости истечения до сечения, в котором расположено вытяжное отверстие;
III — приточной струи от места расположения вытяжки до входа струи в рабочую зону;
IV —циркуляционной зоны.
В результате решения системы уравнений тепловоздушных балансов получена [19] для этого способа подачи приточного воздуха расчетная формула для определения kL следующего вида:
Г -О Г crnp »р.з р.3 I р I
, =——-------------------------------О— ------------
ь _Ь_(L -L )-(l-L" 1 1-Q I 1
£ 1 стр р.з' I р.з' &р.з V р J
I п.
(6-17)
F
_ стр -j-
При выводе формулы (6.17) учтено, что ^стр > > р з
Коэффициент воздухообмена kL < 1, так как часть приточного воздуха удаляется из помещения, не успев ассимилировать теплоизбытки, что свидетельствует о меньшей эффективности способа организации воздухообмена при вытяжке из струи по сравнению с удалением воздуха из циркуляционной зоны. По формуле (6.17) можно определить, на каком расстоянии друг от друга располагать приточные и вытяжные отверстия, чтобы kL был не меньше величины, задаваемой из условия рационального использования приточного воздуха.
6.2.4. Подача воздуха наклонными струями.
Подача воздуха под утлом в направлении рабочей зоны находит в настоящее время широкое применение для вентиляции и воздушного отопления производственных помещений.
Струя, подаваемая под углом к горизонту, полностью поступает в рабочую зону (рис. 6.5) при
h
Р > Ро= 2а0 51> + arctg, (6.18)
где h — высота расположения воздухораспределителя над уровнем рабочей зоны, м.
В противном случае рабочая зона омывается лишь частью объема воздуха, перемещающегося в струе.
Подача воздуха наклонными струями более всего пригодна для помещений I класса.
Такая подача, когда струя полностью поступает в рабочую зону, приемлема для организации воздухообмена и в цехах II класса, если, рассчитав дальнобойность приточной струи, не допускать сноса
253
конвективных струй. В этом случае kL можно приближенно опредс лять по формуле (6.13).
Составляя расчетную схему циркуляции воздуха и тепловых потоков при подаче воздуха струей под углом в направлении рабочей зоны (рис. 6.5) учитывают, что часть 0 расчетного расхода струи Lcmp посту= пает в рабочую зону, омывает ее, ассимилируя теплоизбытки и ком= пенсируя теплопотери, затем выходит в верхнюю зону, смешивается с остальной частью струи (1- 0) L , ассимилирует теплоизбытки, ком пенсирует теплопотери верхней зоны и идет на подпитку основное» струйного течения. Удаляется воздух из рабочей зоны в количеств Lra и из верхней зоны Lyx=L0 - L .
При подаче нагретого воздуха рекомендуется обеспечивать Агх <0.4 За характерный размер принимают 0,7х.
При составлении системы балансных уравнений выделяют 4 харак* терных объема (рис. 6.5):
I —рабочая зона;
II — приточная струя;
III — верхняя (циркуляционная) зона;
Решение системы уравнений тепловоздушных балансов с учетом рис четной схемы позволило получить выражение для определения коэфф! t-циента воздухообмена
0L +Q L стр ^р.з р.з ki' + • (619)
Из формулы (6.19) видно, что коэффициент воздухообмена при подаче воздуха наклонными струями изменяется в широком диапазоне, мо жет быть меньше и больше единицы (реально диапазон колеблется от 0,7 до 1,3), причем наибольшее влияние на его величину оказывают параметры 0 и Lcmp. Чтобы добиться наибольших значений, следует подавать воздух малоэжектирующими струями при условии, что они будуг полностью поступать в рабочую зону.
Изменение значений kL в широких пределах свидетельствует, с одной стороны, о широких возможностях изменения параметров системы bci i тиляции в процессе регулирования при подаче воздуха наклонными струями, что позволяет добиться наименьших годовых расходов тепло тыихолода(п. 5.6), ас другой стороны, о необходимости четкого обеспечг ния расчетных схем циркуляции при таком способе подачи приточного воздуха.
6.2.5. Сосредоточенная подача воздуха.
При сосредоточенной подаче приточного воздуха в рабочей зоне воз никает горизонтальный сносящий поток, поэтому применение такого способа организации воздухообмена ограничивается, как правило, по
254
мещениями 1 класса.
Сосредоточенная подача может осуществляться настилающимися при h > 0,85 Нп (рис. 2.4, б) и ненастилающимися на перекрытие струями при h < 0,85 Нп (рис. 2 4, а).
При построении расчетных схем тепловоздушных процессов (рис. 6.6) учитывается, что струя индуцирует обратный поток, который после того, как площадь струи достигнет 25% площади поперечного сечения помещения (первое критическое сечение), оказывает тормозящее действие на распространение струи После второго критического сечения увеличение объема струи заканчивается и происходит отток воздуха из струи и ее затухание За вторым критическим сечением температура в струе остается постоянной.
Для выполнения расчетных схем необходимо соблюдение условия Агх < 0.2 в 1-м критическом сечении при подаче теплого воздуха.
При составлении системы балансных уравнений для случая подачи воздуха ненастилающимися струями выделяют 3 характерных объема (рис. 6.6):
I—рабочая зона (зона обратного потока, расположенная ниже струи);
II — верхняя зона (зона обратного потока выше струи),
III—приточная струя на участке от истечения до второго критического сечения.
При сосредоточенной подаче ненастилающимися струями формула для определения коэффициента воздухообмена имеет вид
k 0'5Цр + Lp3 (1 - 2QJ
L~ 2QJ1 -LJ + 0.5Lfcp + L3- 1
(6.20)
Из этой формулы следует, что при Ьрз = 0 и поступлении большей части теплоизбытков в верхнюю зону помещения, т.е. Qp 3< 1 /2, коэффициент воздухообмена kL > 1; если же Qp3 > 1/2 т.е. основные тепловыделения поступают в рабочую зону, то kL < 1и эффективность сосредоточенной подачи ниже.
При сосредоточенной подаче воздуха настилающимися струями (рис.2.4,6) различают два варианта расположения вытяжного отверстия: до второго критического сечения 1 < хкр2 и за ним 1> хкр2
При 1 < хкр2 математическая модель состоит из двух уравнений — теплового баланса всего помещения и теплового баланса струи от истечения до места расположения вытяжного отверстия.
Коэффициент воздухообмена:
кг = 1-^7 (6.21)
При 1 > коэффициент kL не зависит от места расположения вытяжного отверстия:
255
kL=l-^- (6.22)
Чр’
Формулы (6.21) и (6.22) справедливы при сосредоточенной подаче воздуха настилающимися струями как для режима вентиляции, так и воздушного отопления. Значение kL всегда меньше единицы, что свидетельствует о сравнительно малой эффективности вентиляции при расположении вытяжных отверстий в струе.
Необходимые для вычисления ^дополнительные расчетные* соотношения для определения параметров струйных течений при ведены в табл. 5.1.
Если в результате расчета Fcmp/Fn> 0,5, то в формулы для определе ния kL подставляют Fcinp/Fn =0.5. Расход воздуха в струе Цв месте раз мещения вытяжного отверстия определяется при х = 1 (здесь 1 — рас стояние между приточным и вытяжным отверстиями).
Расчетный расход в струе Lcmp при наклонной подаче вычисляется по формулам табл.3.1. Значение х зависит от того, поступает ли струя полностью в рабочую зону или частично.
В первом случае
h
Если струя поступает в рабочую зону не полностью, то
x = Lsinp + hsinp. (6.24)
Долю расхода струи Lcmp, омывающей рабочую зону, определяют по формуле
( 1,183 Ltgp"1 ч
0 = Ф* ------------- (6.25)
L + tgp ’
Iе —
где Ф*(е) = j e I/2f2dt — интеграл вероятности; L = L/h.
Функция 0 определяется по номограмме (рис. 6.7) [19].
6.2.6. Особенности определения воздухообмена в «горячих» цехах с механической вентиляцией
Рассмотрим, следуя Г.М. Позину, движение воздушных и тепловых потоков в «горячих» цехах (рис. 6.8). В помещении имеется тепловой источник мощностью Qfc, индуцирующий конвективную струю с расходом Gfc и температурой tfc. Часть теплоты конвективной струи Г| Qfc удаляется местным отсосом интенсивностью G^.
256
4/ o,ir у
Рис. 6.7. Номограмма для определения доли расхода воздуха в струе, поступающей в рабочую зону при наклонной подаче воздуха.
Приточный воздух с температурой t0 подается в количестве aG0 в рабочую зону и (I - a) Go — в верхнюю зону. Коэффициент а может принимать значение от 0 до I. Приточная струя, развиваясь в рабочей зоне, ассимилирует в ней теплоизбытки Qp3 — теплоту, поступающую от отопительных агрегатов Qozp и воздушных душей Qp , компенсирует теплопотери qp3 ); в конце пути развития расход в ней достигает величины ocGcmp, а температура—tcmp
Подпитка струи происходит частично из верхней зоны pGcinp, а частично (I — Р) Gcinp за счет объема воздуха рабочей зоны. Коэффициент Р изменяется в пределах от 0 до I и характеризует различные варианты подпитки струи в рабочей зоне.Для варианта подачи воздуха малоэжектирующими струями, соответствующего методу «затопления» рабочей зоны приточным воздухом [22], Р=0 (Gcmp/G0»I). Если же Gcmp/G0 > 20, то логично предположить, что воздух на развитие струи
17 Зак. 1034
257
Рис. 6.8. Расчетная схема движения воздушных потоков в «горячих» цехах.
поступает из верхней зоны, т.е. Р=1. Промежуточные варианты в первом приближении могут быть выражены с помощью линейной апп-роксимации (Gcmp=G^/GJ:
G" - 1
Рстр
= —------ (6.26)
Из рабочей зоны часть воздуха (G ) удаляется местными отсосами с температурой рабочей зоны tp3.
В воздушном балансе рабочей зоны учтены производительность воздушных душей Gp, отопительных агрегатов Gozp, а также расход возду ха, поступающего из соседних помещений G^ с температурой tc.
Температура верхней зоны te3 формируется в результате смешения в ней потоков вентиляционного воздуха от приточной и конвективной струй и поступающего в нее из соседних помещений G^ с температу-
258
I >( >й tc. После смешения этих потоков, ассимиляции теплоизбытков QB3, 11 >мпенсации теплопотерь qn температура воздуха верхней зоны становится равной te3.
Расход воздуха из верхней зоны идет на подпитку струй в рабочей юне, конвективного и ниспадающего потоков.
Ниспадающий поток образуется у наружных стен, в него поступает 1111фильтрующийся наружный воздух (GUM^ с температурой tH), из тепло-। ы этого потока происходит компенсация теплопотерь через стены (с^). 11 количестве + G^ с температурой t^ ниспадающий поток посту-। тег в рабочую зону.
Удаление воздуха общеобменной вентиляцией из верхней зоны осу-111гствляется в количестве G с температурой t из вытяжных отверстий, расположенных над конвективным источником теплоты, и н количестве G”^ с температурой V из верхней зоны. Температура удаляемого воздуха t определяется как средневзвешенная по рас-кодам (G„=G’JX+G”J!
G’t’ +G”t” ух ух ух у:
яг*” F
(6.27)
Уравнение (6.27) может рассматриваться как уравнение связи. Кроме него, куравнениям связи можно отнести соотношения:
'’„ = 4;t”ra=te3.
Таким образом, в расчетной схеме, представленной на рисунке 6.8, учтено большее число факторов, формирующих тепловоздушный режим «горячих» цехов.
IJ помещении выделяем следующие характерные объемы:
I — рабочая зона;
II — конвективная струя;
III — ниспадающий поток;
IV — верхняя зона.
Основная система уравнений включает в себя тепловоздушные ба-। инсы для всеххарактерных объемов и уравнения связи. Относительно • ।(‘известных At , At^, At’ух, At At^ (все температуры записаны как пе-। »епады по отношению к температуре притока t0 : At’yx= t^ -10 и т.д.) и’новная система является линейной неоднородной.
Ее расширенная матрица представлена в виде табл. 1 и является при-• иженной математической моделью тепловоздушных процессов в вентилируемых помещениях «горячих» цехов, с помощью которой можно решить самые различные задачи, относящиеся к организации воздухообмена в «горячих» цехах. В матрице AG= aG0( 1 - р) + Gnc+Gp3c + OcPGcmp - Gp3j.
Любое из неизвестных системы может быть найдено по правилу Крамера |23]
259
d.
At/=T
(6.28)
где d — определитель системы, составленный из пяти первых строк и столбцов матрицы;
d/— определитель, получающийся из d путем замены i столбца, соответствующего искомому неизвестному, столбцом свободных членов (шестым в матрице).
Таблица №1
Математическаямоделъ тепловоздушных процессов в «горячих» цехах.
At рз At ух At’ УХ At” УХ Че
c(Gjb1+AG)+ + % 0 0 -apcfG^-GJ -cG nc Qp.+Q/cG^V ЧзЧ
0 0 cGk -cGfc 0 (i-n)Qk
0 0 0 -cGTO+ C(G„e+ +GUH0) cGUH0AWtH
0 cG”„+cGjb2+ «0 +Чс+Чп (1 - Tl)Qfc+Qf>3+Qe3+ +9/сСинфЧ+ ♦cCG^+GJAV +(9рз+с1с+9п)Ч
0 -1 G’„ G„ G”„ G„ 0 0
Разработанную модель используем для определения требуемого количества приточного воздуха, которое вычисляется в помещениях с теп-лозбытками Q по формуле (6.10).
Коэффициент воздухообмена kL = At^/ Atp3 вычисляем с помощью соотношения (6.28).
, d2
V d7 ’ (6.29)
где d2—определитель, получающийся из расширенной матрицы системы путем замены второго столбца (д ля At ) столбцом свободных членов, а в d2 — первый столбец (для AtJ заменяется столбцом свободных членов.
Таким образом, коэффициент воздухообмена оказывается функцией всех факторов, входящих в матрицу основной системы уравнений (табл. 1).
260
Для решения проблемы рациональной организации воздухообмена в «горячих» цехах необходимо знать, какие из многочисленных факторов, входящих в математическую модель, оказывают наибольшее влияние не величину коэффициента воздухообмена.
Рассмотрим случай вентиляции горячего цеха в теплый период года. 11 слагаем в матрице о = qn = = 0; = 0; G = 0; G = G = 0; Gn = 0;
•v ' 1c xn nc и.нф взс рзс рз1
4=0;Qq=0.
11осле преобразований матрицы с целью исключения неизвестного \t ru, матрица примет вид, представленный в виде таблицы № 2.
В ней Qp3 = Qp3/Q0', Qfc = Qfc /Qo, где Qo — теплоизбытки в помеще-'•ии;у=О”га/ G„; 5=9^/ Go.
Расчеты показывают, что в горячих цехах можно принять
^=0.2;Ufc = 0,5.
Расход воздуха в приточной струе выражаем через р с помощью соотношения (6.26), а расход воздуха в конвективной струе определяем но формулам раздела 3.5.
. 223^х5
Gr-AVI-Т| , A- . (6.30)
Для характерного «горячего» цеха можно принять А « 2,0.
Таблица №2
Матемапшческаямоделърежш^аеенгтигяищь
At _ Р3 At УХ At’ УХ At” УХ
<^(1-Р + РОстр) 0 . 0 -«PPonp-l)
0 0 Gfc ч (l-n)Qfc
0 0 (1-у)(1-5) Y+(l -У)3 1 -Wk
0 -1 1-у У 0
Анализ влияния каждого из пяти факторов (а, р, у, 8, Г|), входящих в матрицу, проделан с помощью методики планирования эксперимента (в данном случав математического) [24]. Был проведен полный факторный эксперимент, считая kL—функцией отклика, а факторами— а, р, у, 8, Т| (число расчетов N=25=32).
В кодируемой форме (с интервалом варьирования от -1 до +1) факторы представлены в виде:
а-0,55 - р-0,5 л
Р= одГ (р=0+1):
__ у-0,5 -=• 5-0,75 о
(7=0*1): 8=-^(8=0,5.1.0):
261
n - 0,725
(П=0,5.0,95),
В результате получено уравнение регрессии, состоящее из 32 членов и включающее как линейную часть, так и все взаимодействия. Путем оценки методами математической статистики вклада каждого члена, учитывающего эффект взаимодействия параметров на величину kL, были исключены незначимые члены (оценка адекватности модели производилась по величине остаточной дисперсии с помощью критерия Фишера [24]).
Расчетная формула для коэффициента воздухообмена имеет вид: кь = 1,53 + 0,84а - 0,42'р- 0,17у - 0,27г[ - 0,76бГР + 0,18 а (3Т[. (6.31)
Анализ формулы (6.31) позволяет установить следующее:
— наибольшее влияние на величину кь оказывает способ подачи воздуха в помещение и эжектирующая способность приточной струи;
— коэффициент воздухообмена тем больше, чем больше воздуха подается в рабочую зону (больше а) и чем меньше эжектирующая способность приточной струи (меньше Р)
— чем больше воздуха удаляется над конвективным теплоисточником (у меньше), тем выше kL, хотя значение места расположения вытяжного отверстия слабее сказывается на величине коэффициента воздухообмена, чем способ подачи воздуха в помещение (коэффициент при а по абсолютной величине в пять раз больше коэффициента при у в линейной части);
— для оценки влияния доли теплоты, удаляемой местными отсосами, надо учитывать смешения факторов. Так например, kL может и уменьшаться и увеличиваться при возрастании Т| в зависимости от того, какой член больше по абсолютной величине 0,27ff или 0,18 (7 0ff.
6.3. Сопоставление расчетных и экспериментальных данных по коэффициентам воздухообмена
В НИИОТе (С.-Петербург) была проведена серия опытов по сопоставлению значений коэффициентов воздухообмена, полученных расчетным путем по формулам (п. 6.2) и экспериментально. Исследования выполнялись применительно к модулю промышленного здания размерами 6x6x6 м в масштабе 1:6 натурной величины. Опыты проводились в соответствии с общепринятыми методиками. Составляли воздушный и тепловой балансы модели путем сравнения расходов приточного и удаляемого воздуха и количеств поданной в модель и расходуемой теплоты на нагрев воздуха и компенсацию теплопотерь через ограждения.
Было проведено три серии опытов.
1 -я серия—подача воздуха вертикальными осесимметричными струями с удалением воздуха из обратного потока в верхней зоне помещения.
2-я серия — подача воздуха струями, настилающимися на поверхность ограждений и поступающими вертикально в рабочую зону, при
262
расположении вытяжных отверстий в струе.
3-я серия—подача воздуха непосредственно в рабочую зону и удаление воздуха из верхней зоны при линейном и осесимметричном источнике тепловыделений в рабочей зоне. Опыты проводились Г.А. Смирновой, Л.А. Задовой, Е.А. Келиной под руководством Г. М. Позина.
Экспериментальные значения коэффициентов воздухообмена вычисляли по формуле (6.5). в которой средняя температура рабочей зоны |(р J равна среднему значению (математическому ожиданию) из изме-I ><*! 1ных величин температур в точках ее верхнего уровня (t{).
Проводились также натурные исследования коэффициета воздухообмена: в термосварочном цехе Ижорского завода СПб (НИИОТ), в крутиль-। к >м цехе Даугавпилсского завода химического волокна, цехе № 76 Ленин-11 )<чдского оптико-механического объединения (ГПИ Проектпромвентиля-। и ш). Были выполнены сопоставления результатов расчетов с лаборатор-ными исследованиями ВНИИГСа. Ряд исследователей (М.А. Амосова, (). Б. Аюрова, Н.И. Березина, В.И. Виноградов, А.М. Гфимитлин, С.В. Ду-г х-i 1ков, Л.С. Ицкович, Л.С. Кример, В. Б. Попов, Г.А Смирнова, Ю.И. Тол-< । ова, Г.С. Хмелевский) использовали методические принципы построения математических моделей, разработанные Г. М. Позиным, в том числе при определении коэффициента воздухообмена и решения вопросов теп-/ютехнического расчета помещений различных производств: радиопромышленности и приборостроения, радиоэлектроники, судостроения, домостроения, арматурных цехов, цехов переработки пластмасс, компрес-< орных станций, конвертерных отделений медеплавильных заводов, сель-< ^хозяйственных производственных зданий (хранилищ, животноводческих, птичников, культивиационных сооружений) и др.
В результате комплекса экспериментальных работ подтверждена сп раведливость предпосылок, положенных в основу приближенных ма-। гматических моделей тепловоздушных процессов в помещении, и, в ча-< г! юсти, корректность выведенных на их основе расчетных соотношений для определения коэффициента воздухообмена.
263
7. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА
ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛЕНИЯ И ВОЗДУХООБМЕНА
В настоящее время расчет воздухообмена и воздухораспределения про изводится двумя способами: ручным (ручной счет) и с использованием ком пьютеров. Рассмотрим в настоящей главе примеры ручного счета.
При ручном счете требуется:
а) выбрать способ подачи приточного воздуха и тип воздухораспределителя с учетом рекомендаций п. 2.4;
б) для выбранного способа подачи приточного воздуха и типа воздухораспределителя определить необходимый воздухообмен с использованием расчетных формул (гл. 6) или номограмм, приведенных в настоящей главе;
в) с учетом рекомендуемых соотношений F /F'n — при вертикальной подаче; lnOM/hp 3 — при сосредоточенной подаче; х/1п — при наклонной подаче определить площадь помещения, обслуживаемую одним воздухораспределителем F'n; (здесь F'n—площадь поперечного сечения помещения, приходящаяся на один воздухораспределитель, 1п—длина помещения, обслуживаемая одним воздухораспределителем);
г) с использованием полученных расчетных зависимостей для приточных струй (гл. 3) и учетом специфики их формирования и движения (гл. 4,5) определить параметры на истечении (v0, At0, dj, обеспечивающие требуемые метеорологические условия в рабочей зоне помещения (гл. 1) и подсчитать необходимое количество воздухораспределители: z=FnoM/Fn.
0.2 0,4 0,6 0,9 0,20,30,4 0.6 0,6 0,7 0,8 0,9
x/m(5/F„)
(l/m)Vx/b
Рис. 7.1. Коэффициенты стеснения осесимметричных (а), плоских (б) и веерных (в) струй.
264
При этом коэффициенты неизотермичности определяются по формулам (3,148) и (3,156), коэффициенты взаимодействия по рис. 4.14 и рис. 4.19, а коэффициент стеснения по рис.7.1. В тех случаях, когда отсутствуют особые требования к равномерности распределения скоростей и температур по площади рабочей зоны и основное назначение приточной вентиляции компенсировать объем воздуха, удаляемого местной вытяжной вентиляцией, расчет сводится главным образом к выполнению пунктов а) и г).
7.1. Подача воздуха непосредственно в рабочую зону
При таком способе раздачи приточного воздуха, как уже отмечаюсь, обеспечивается наибольшая величина коэффициента воздухо-• >бмена, а следовательно и наименьший воздухообмен. Это особенно • ущественно сказывается в тех случаях, когда вредности (теплоиз-< »ытки, токсичные примеси) выделяются в верхней зоне помещения. В то же время при подаче воздуха непосредственно в рабочую зону । руднее обеспечить требуемую равномерность распределения скоро-< гей и температур по площади рабочей зоны.
7.1.1. Подача приточного воздуха через воздухораздающие панели ВПМ
При подаче приточного воздуха непосредственно в рабочую зону через панели ВПМ в зависимости от класса помещения коэффициент воздухообмена определяется по формулам (6.13), (6.14).
Пример. В термическом отделении, расположенном в пролете шириной 12 м и длиной 24 м (высота пролета 8 м), установлены 4 камерные нагревательные печи, каждая мощностью 10 кВт, работающие на газовом топливе. Печи имеют размеры в плане 3x3 м и высоту 2.5 м. Над загрузочными отверстиями печей установлены зонты-козырьки, через которые осуществляется удаление продуктов сгорания. От каждого зонта удаляется 2,5 тыс. м3 /ч воздуха, с которым уносится 20 % (г| = 0,2) теплоты, выделяемой печами. Общеобменной вентиляцией удаляется воздух из верхней зоны. Приточный воздух подается непосредственно в рабочую зону через 16 воздухораспределителей типа ВПМ-160 размерами 1195x595 мм(ш= 1,1;FO = 0,184м2), но 2 воздухораспределителя с каждой стороны печи.
Цель расчета—определить необходимое количество приточного воздуха, подаваемого в помещение, и установить, выполняется ли расчетная схема подачи воздуха в рабочую зону (рис. 2.1 ,а).
Решение.
а) Рассмотрим наиболее тяжелый д ля вентиляции теплый период года. 11ринимаем перепад температур между воздухом рабочей зоны и приточным Atp3= 3 °C. Температура приточного воздуха равна температуре на
265
ружного воздуха tH =20,6° (для Санкт-Петербурга, параметры А).
В цех выделяется Q=4- 10000(1-0,2)=32000Вт.
32000 Вт Вт
Найдем удельную тепловую нагрузку q= £2^8= 13,9^з < 23^Г
Определим предварительно количество приточного воздуха ориентировочно, приняв коэффициент воздухообмена при подаче воздуха в ра бочую зону kL = 1,3.
Тогда
3,6Q - cL At 3,6 • 32000 - 1,2 • 10000 • 3
L = т +-------2----р±_р±_ =10000 +-------------------------- =
ckL(tp3-t0) 1,2.1,3-3
= 26900м3/ч.
Ориентировочная кратность воздухообмена
26900
к =-------- =11,7 1/ч.
р 12-24.8
б) Оценим распределение теплоизбытков по зонам в объеме помещения, Принимаем, что из поступающей в цех теплоты 50% выделяется конвективным путем, а лучистая теплота делится поровну между верхней и рабочей зонами
Qk = 16 кВт (для одной печи 4 кВт); Qp э= 8 кВт; QB = 8 кВт.
в) Определим расходы воздуха в струях:
Для приточной_струи
L^/m-x/^ (7.1)
Длина пути развития струи х = 6 -1,5 =4,5 м
_ 2 4,5
L =—----------= 18,5.
1,1 0,196
Расход в конвективной струе определяем для каждой из печей при длине пути развития х, = 8 - 2,5 = 5,5 м
Lfc = 22^ Qfcx’ = 223V 4000-5,5’ = 5985 м3/ч (7.2)
Расход воздуха в конвективных струях от 4-х печей:
Lfc= 4*5985 = 23940 м3/ч
г) Вычисляем коэффициент воздухообмена по номограмме на рис. 7.2,* построенной по формуле (6.14) при:
Qfc = 0,5: Qp3 = 0,25.
_ 10000 _ _ 23940
L =----------= 0,37; L= 18,5; L=----------= 0,89:
p 26900 p 26900
*) Построение номограмм 7.2, 7.4, 7.5 осуществлено Г. М. Позиным.
266
Определяем а = max {Ц; 1 - Lp з} = {0,89; 1 - 0,37} = 0,89;
Получаем по номограмме kL= 2,0;
По формуле (6.13)
0,89(18,5+0.37-0,75)-0,37(18,5+0.37-1)0,5 __ *
L~ 0.89(18,5-0.630.75)-0.63(18,5+0.37-1)0,5
Ввиду значительного расхождения между полученным и принятым (kL= 1,3)значениямикь повторяем расчет, взяв среднюю величину 1^= 1,6.
3,6-32000- 1,2- 10000-3
L.= 10000 + --------------------------- =23750м3/ч
0 1,2-1,3 -3
1000
Получаем по номограмме kj = 1.8.
По формуле (6.13):
1,0(18.5 + 0,42 0, 75) + 0,42(18,5 + 0,42-1)0,5 __ г
L~ 1,0(18,5-0,58 0, 75)-0.58(18,5+ 0,42-1)0,5
Относительное расхождение между полученным значением и приня-1,75-1,6
гым .100 < 10%, поэтому пересчета не делаем, окончательно
принимаем величину kL= 1,75 и уточняем величину Lo:
3,6-32000- 1,2- 10000-3
L, = 10000+ ------------------------- =22570м3/ч
1,2-1,75-3
, 22430
L =------ = 1400м3/ч.
° 16
а скорость в расчетном сечении
1400
v0 = -------------=2,11м/с,
3600 0,184
0,184
v =1,1-2,11 ----- = 0,1м/с, что соизмеримо с фоновыми
х 4,5
267
268
о.
Рис. 7. 2. Номограмма для определения коэффициента воздухообмена при подаче воздуха непосредственно в рабочую зону помещения II класса.
скоростями и не приведет к «сносу» конвективного потока.
7.1.2. Подача воздуха методом «затопления» рабочей зоны
Теоретически и экспериментально было доказано, что использование принципа «затопления» существенно повышает эффективность использования приточного воздуха (увеличивает коэффициент воздухообмена). Для осуществления этого способа раздачи воздуха рекомендуются низкоскоростные воздухораспределители ВВ. Технические характеристики воздухораспределителей приведены в табл 4.1.
На сборочно-сварочном участке, расположенном в пролете шириною 12 м и дайною 48 м, имеется 8 нестационарных сварочных постов. Полуавтоматическая сварка производится проволокой марки СВ08Г2С. Расход проволоки в час на 1 пост составляет q = 3,0 кг. Необходимо запроектировать на участке приточно-вытяжную вентиляцию.
Решение.
Все восемь нестационарных постов сварки оборудуем подьемно-поворотными местными вытяжными устройствами, выпускаемыми НПП «Экоюрус-Венто». Объем удаляемого от одного поста воздуха составляет 1000 мэ/ч. Коэффициент улавливания сварочного аэрозоля местным отсосом при расположении всасывающей воронки на расстоянии 300-400 мм от зоны сварки Ьул= 0,75.
Определяем количество (в час) неуловленного местными отсосами сварочного аэрозоля, содержащего оксиды марганца (из расчета на 1 пост)
G = qk(l - т| J = 3 • 0,6(1 - 0,75) = 0,45- Ю^мг/ч.
к — количество сварочного аэрозоля в граммах, выделяющегося на I кг сжигаемой проволоки (0,6 г/кг), согласно РД 023763.
Определяем количество приточного воздуха, необходимого для ас-< и милиции неуловленных местным отсосом вредностей
G
L =-------
с - сп
ух О
0,45- 103
------- =4,5* lOW/ч,
0,1
где сух « срз;с0= 0 (поступающий приточный воздух не загрязнен оксидами марганца), ПДК = 0,1 мг/м3 предельно-допустимая концентра-I щя оксидов марганца в воздухе рабочей зоны при его содержании в проволоке от 20 до 30%. Суммарный объем приточного воздуха:
L=8-4.5 • 103 = 36 • 103м3/ч.
Подачу воздуха осуществим непосредственно в рабочую зону через 16 напольных воздухораспределителей типа ВВ-2-315.
Принимаем к установке воздухораспределители ВВ-2-315 ((1В = 315мм; dH = 700 мм; h = 1000 мм). Расход воздуха через 1 воздухораспределитель 2250м3/ч.
Скорость в подводящем патрубке:
269
4500
v ------------= 10м/с
3600 0,125
Для обеспечения эффекта «затопления» рабочей зоны необходимо подавать приточный воздух с температурой t0 более низкой (на 2-3 °C) по сравнению с температурой окружающего воздуха в помещении.
Для компенсации теплопотерь и создающегося дополнительно дефицита теплоты предусматривается установка отопительных агрегатов.
7.1.3. Модифицированный способ подачи воздуха методом «затопления» рабочей зоны
Представляется возможным реализовать принцип «затопления» рабочей зоны, разместив крупногабаритные воздухораздающие устройства вдоль пролетов по сетке колонн на высоте 3-4 м от пола (вне рабочей зоны) с выпуском воздуха сверху вниз. Приточный воздух со скоростью в габаритном сечении близкой к vp з и температурой t0< tp з выпускается через перфорированную поверхность с образованием на истечении плоской струи, которая достигает пола и, настилаясь, развивается вдоль него.
Для определения связей между величиной коэффициента воздухообмена kL и параметрами, влияющими на эффективность работы системы, разработана математическая модель газовоздушных процессов, характеризующих данных способ [ 1 ].
Экспериментальное исследование такого метода «затопления» было проведено во НИИОТ на физической модели сварочного цеха.
Для моделирования тепловых потоков от нагревателей, имитирующих сварочную дугу, в центр нагревателей вводили газ-трассер. Отбор проб воздуха на различных уровнях модели, их анализ с помощью метода газовой хроматографии и соответствующая обработка результатов позволили получить интегральные кривые распределения газа по высоте модели.
Полученные данные подтверждают справедливость предлагаемых в [ 1] расчетных зависимостей.
Применение модифицированного метода «затопления» с размещением воздухораздающих устройств вне рабочей зоны помещения позволяет с высокой эффективностью использовать приточный воздух, не занимая полезной площади рабочей зоны.
7.2. Выпуск воздуха наклонными струями
При расчете наклонной подачи воздуха с высоты более 4-х метров рекомендуется исходить из следующих положений.
Расстояние по горизонтали от выпускного устройства до места посту! i ления струи в рабочую зону х (рис. 7.3) должно составлять 30 — 50% длины 1 п обслуживаемого данным воздухораспределителем помещения (или части помещения), т.е. х = (0,3 0.5) 1п.
270
Рис. 7.3. Расчетная схема струи, направленной под углом к рабочей зоне.
Расстояние от воздухораспределителя до места поступления струи в рабочую зону х1 рекомендуется принимать в пределах х’ = (0,5-ь 2) В, где В — ширина обслуживаемой части помещения. Угол наклона насадка к горизонту р не должен превышать 30°. С целью исключения возможности । юступления струи в рабочую зону со скоростями v, превышающими vx (рис.7.3), определяется минимальная высота установки hy воздухораспределителя по формуле h = hp3 + 0,12х.
Значение критерия Архимеда (Arj рекомендуется принимать в пределах 0,4.
Пример. Участок подготовки и раскроя листов расположен в пролете шириною 12 м и д линою 36 м. Высота пролета 12 м. Для ассимиляции неуловленных местной вытяжной вентиляцией вредностей в пролет необходимо подать L = 21000 м3/ч воздуха.
Решение.
Принимаем подачу приточного воздуха под углом в направлении рабочей зоны неполной веерной струей через решетки АДН размером 800x600 мм (а=60°). Характеристики струи ш=2,6 п=2,0.
Определяем скорость воздуха на истечении
L 21000 v =------ =----------- = 12,3м/с.
36OOFo 3600 0,48
Подсчитываем расстояние х1 до места внедрения струи в рабочую зону
Vo 12,3
х = — mVFL= • 2,6 • 0,69 = 22м.
vx 0 1
Здесь vx =k • vH = 1м/с.
х’ 22 ,
Отношение: ~= 1,84 лежит в рекомендуемых пределах.
D 1Z
271
Определяем минимальную высоту установки воздухораспределителя h = hp3+ 12х’ = 2 + 0,12.22 = 4,64м.
Принимаем установку на высоте 5м.
Находим горизонтальное расстояние от воздухораспределителя до места поступления струи в рабочую зону
х = ч'х’2 -(h -h )2 = V222 - З2= 21,8м
V уст р.з'
Угол наклона воздухораспределителя к горизонту
h -h уст р.з В = arcsin------- = arcsin
х
3,0
-----«9°
21,8
Определяем допускаемый перегрев приточного воздуха (при Агх < 0,4)
12m\p/F7 12 • 2,62 12,32 • 0,69
At0= х,2 = 2.0-21.82
Избыточная температура в месте внедрения струи
= 8,9 °C.
At=nAtn----- =2,0-8,9
о о пх>
0,69
21,8
= 0,56 °C.
7.3. Сосредоточенная подача воздуха
Сосредоточенная подача осуществляется настилающимися и ненастилающимися на потолок (перекрытие) струями (рис. 2.3).Струя настилается на потолок, если hy > 0,85 Н.
Максимальная длина помещения 1п, обслуживаемая одним воздухораспределителем, равна максимальной дальнобойности стесненной струи и определяется по формуле (4.84)
Xm„x = °-62m^7- (7.3)
При соотношениях ln = (0,7-1,0)хтах максимальная скорость в рабочей зоне располагается во втором критическом сечении, т.е. на расстоя-НИИХкР2=0’31т^\-
Максимальная скорость в обратном потоке определяется по формуле (4.86).
Максимальный перепад температур в обратном потоке
I F (7-I * * 4)
’ Гп
Максимальный перепад температур наблюдается вблизи стены, про-
тивоположной выпускному устройству.
272
При настилании струй на перекрытие в формуле (7.4) вместо Р’гсле-дует принимать 2 F*.
При подаче нагретого воздуха настилающимися струями во избежание всплывания струи необходимо, чтобы обеспечивался перепад температур (5.31).
Для обеспечения заполнения рабочей зоны обратным потоком необходимо выдерживать условие
вп< 3,5Нп (7.5)
Здесь Вп — ширина помещения, приходящаяся на одну струю. Для исключения попадания ненастилающейся струи в рабочую зону прямым потоком следует обеспечивать соотношение
h -h >0,24VFr (7.6)
Для сосредоточенной подачи рекомендуется использовать воздухораспределители, образующие компактные струи, а также другие воздухораспределители, скомпонованные с решетками при подаче в основ-I юм, компактными струями.
Пример. Рассчитать сосредоточенную подачу воздуха в цехе обескремнивания глиноземного завода для теплого периода года. Размеры цеха 120x24x11 м.
Тепловыделения Q = 120000 Вт, удаление воздуха из верхней зоны. Температура наружного воздуха tK = 20,6 °C; рабочей зоны t = 23,6 °C. Допустимая скорость воздуха в рабочей зоне
vp3 =0,7x1,8= 1,26 м/с.
Подача воздуха осуществляется воздухораспределителями АМН (а=0) (т= 6,0) с высоты 7,0 м (ненастилающимися струями).
Решение:
Определяем ориентировочное количество приточного воздуха при 1^= 1,0:
3,6 • 120000
L =--------------- = 120000м3/ч.
0 1,2(23,6-20,6) '
120000
Кратность воздухообмена kp = J20 • 24 • 11 = 1/ч свидетельствует
о возможности применения сосредоточенной подаче воздуха.
Принимаем для раздачи 2 спаренных воздухораспределителя АМН размером 1,2x0,8 м, подающих воздух навстречу друг другу вдоль длинной стороны помещения. Определяем скорость выпуска воздуха:
120000
v° = 3600- 1,2 0,8-2 = 17’3м/с
что также допустимо при сосредоточенной подаче воздуха. Дальнобойность струи определяется по формуле
18 Зак 1034
273
x t = 0,7mVFT = 0,7 • 6,0^24-11 = 68,2m. max n
Расстояние от выпускного устройства до второго критического сечения равно:
х(ф2 = 0.31п< = 0.31 • 6,0^24-11 = 30,2 м.
Один воздухораспределитель обслуживает ячейку помещения длиной L = 120/2 = 60 м и шириной b = 24 м. Поскольку b < 3,5 Н(24 < 39 м) и 64,8 > L > хкр2 (64,8 > 63 > 28,7), то принятое решение по организации воздухо обмена удовлетворяет геометрическим ограничениям для со средоточенной подачи воздуха.
Коэффициент воздухообмена определяем по номограмме на рис. 7.4. При расположении тепл ©избытков в рабочей зоне Qp3 = 0,7. Относи тельный расход воздуха во 2 критическом сечении находим по формуле:
I F^ I 24-11
Lkp = 0’57 V Fo 1,2 0,8 =9’46;^р.з = 0-
Имеем kL = 0,92. По формуле (6.20)
0,5 • 9,46
кь = 2-0,7 + 0,5-9,46-1 = °’92’
Уточняем расход воздуха
3,6 • 120000
^0= 1~2 • 0*92 з" =130400мЗ/ч.
130400 1 о о ,
и скорость выпускау0 = 3600 12 1 8 2= 18,8м/с.
Максимальная скорость воздуха в рабочей зоне вычисляется из соотношения:
jFo_ J 0.96
vx = O,78vo^ р» =0,78- 18,8 у 24*11 = 0,88м/с <1,26м/с .
7.4. Вертикальная подача воздуха
Вертикальная подача сверху в направлении рабочей зоны (рис. 2.2) — наиболее распространенный способ раздачи приточного воздуха в помещениях сравнительно небольшой высоты (до 6-8 м). При таком способе подачи веерными или коническими несмыка ющимися струями удается обеспечить наибольшую равномерность распределения метеорологических параметров в рабочей зоне.
274
Рис. 7.4. Номограмма для определения коэффициента воздухообмена при сосредоточенной подаче.
SLZ
В помещениях с равномерно распределенными незначительными источниками тепловыделений (помещения 1-го класса) имеет место следующая схема движения воздуха.
Приточная струя поступает сверху в рабочую зону, омывает ее, ассимилируя термопоступления, разворачивается и в виде обрат ного потока выходит из рабочей зоны, а затем идет на подпитку основного струйного движения. При такой схеме циркуляции че рез верхний уровень рабочей зоны проходит расход воздуха, ран ный сумме расходов в струе и обратном потоке.
Если вытяжные отверстия расположены в верхней зоне, то эти рае ходы равны, и средняя скорость воздуха в расчетном сечении рабо чей зоны урз может быть определена по формуле (5.25).
Значение коэффициента воздухообмена при этом способе подачи может быть определено по формуле (6.17) или номограмме (рис. 7.5).
Максимальные значения скоростей ( vx, м/с) и перепадов темпе ратур (Atx°C) в струе при ее поступлении в рабочую зону определяют ся по формулам
V
-=m_(7-7)
^0 квз
ДС=П Х кекН
(7.8)
Значения коэффициентов стеснения к— компактной и конической струй определяются на рис. 7.1.
7.5. Раздача воздуха через перфорированные потолки и панели
Применение перфорированных потолков и панелей позволяет осуществлять раздачу большого количества воздуха с обеспечением наименьшей скорости и неравномерности его движения в рабочей (обслуживаемой) зоне.
При раздаче воздуха через перфорированные потолки и панели (рис. 7.6) происходит интенсивное падение скоростей и уменьшение разностей температур в непосредственной близости от места выпуска (на участке формирования хф = 5t), что делает этот способ раздачи предпоч тигельным для низких помещений.
Перфорированные потолки имеют площадь перфорации 50% и бо лее, перфорированные панели — менее 50% от общей площади помещения. Перфорированные потолки и панели, как правило, собираются из отдельных плит (металлических, гипсовых, древесноволокнистых и т.д.). При необходимости целесообразно сочетать ус
276
та i ювку перфорированных плит с шумопоглощающими и осветитель-ными устройствами.
Коэффициент живого сечения плит рекомендуется принимать в пределах 0,5-10%; диаметр отверстий 3+10мм (при несерийном изготовлении до 25 мм). Связь между шагом t, диаметром отверстий d и коэффициентом живого сечения кж с при расположении отверстий на равных расстояниях друг от друга определяется зависимостью
Перфорированные потолки рекомендуется применять при небольших разностях температур (At0 =3-5°C).
При больших разностях температур для обеспечения устойчивой циркуляции воздушных потоков в помещении рекомендуется сочетать пер-форированные поверхности с глухими участками потолка (перфорированные панели).
Рекомендуемая скорость выхода в помещение из отверстий при подводе в подшивное пространство — 0,5-4м/сек. При скорости выхода более 2 м/с следует принимать меры по герметизации этого пространства.
При подводе воздуха распределительными воздуховодами непосредственно к перфорированным панелям верхний предел скорости выхода ограничивается акустическими требованиями.
При подаче охлажденного воздуха в подшивное пространство с температурой на 10 °C ниже температуры помещения следует принимать меры по теплоизоляции перекрытия над ним. Температура наружных поверхностей перфорированного потолка или панелей во избежание каплеобразования должна быть выше температуры насыщения для воздуха помещения.
Удаление воздуха в случае применения перфорированных потолков, как правило, рекомендуется осуществлять из рабочей зоны. При раздаче воздуха через перфорированные панели размещение вытяж-ных отверстий возможно как в рабочей, так и в верхней зоне поме-11 цзния. Максимальная скорость воздуха vx и разность температур Atx н рабочей зоне при раздаче воздуха через перфорированные потолки (?перф >0,5FJ и панели (х < 4Ьпер^) определяются по формулам
v =vnVk к к., м/с (7.9)
х О мс.с ch?' 17
At =Atn^k~—°C . (7.10)
х О ж.ск к v '
с h
гдекс = 0,4.
В случае применения перфорированных панелей и х > 4Ьгмр^, расчет Производится по формулам:
а) доя квадратных панелей
277
Рис. 7.5. Номограмма для определения коэффициента воздухообмена при подаче воздуха струями, настилающимися на поверхность ограждения.
Рис. 7.6. Схемы подачи воздуха через перфорированные потолки (а) и панели (б).
278
__b „ .
v =4,5v0>/k~.c^kckh>M/c (7.11)
Atx=4Ato<^-TSE#k^7<’c <712)
c h
б) для прямоугольных панелей .----------------------41 b .
vx=2. IvJkZy -^kkh, м/с (7.13)
4= 1.7At0^ V^kt °C <7Л4)
c h*
Рис. 7. 7. Схемы подводящих воздуховодов в подшивном пространстве перфорированного потолка а — с рассредоточенным горизонтальным подводом воздуха; б — с сосредоточенным горизонтальным подводом;
в — с рассредоточенным вертикальным подводом.
Применение перфорированных потолков и панелей требует обеспечения равномерного распределения воздуха по всей площади перфорации. Подвод воздуха в подшивное пространство следует осуществлять по схемам, приведенным на рис. 7.7 и в табл. 7.
Наибольшая равномерность скоростей в плоскости перфорации достигается в подшивных пространствах клиновидной формы или равного сечения с перегородками при горизонтальном рассредоточенном подводе воздуха. Сбсредоточенный подвод воздуха в горизонтальном направлении через отверстие с торца рекомендуется для сравнительно высоких подшивных пространств.
При горизонтальном подводе для предотвращения сноса потока воздуха, подаваемого в помещение через перфорированную поверхность, отношение толщины панели (5) к диаметру отверстий для выпуска воздуха (d) должно быть не менее 1 (5/d > 1). При использовании тонкостенных материалов (листовая сталь, алюминий), если 5/d< 1, для предотвращения сноса потока следует принимать F0/Bh < 1 (см. п. 1 и 2 табл. 7.2). При вертикальном подводе воздуха (см. п. 3 табл. 7.2) на-
279
280
Таблица 7.1
Схемы подвода воздуха в подшивное пространство
Схема Рекомендуемые отношения Способ подвода воздуха
а)—2 15; — <5: — 2 30 fQ в h б) — 2 50; -2 5; — 2 25 fQ В h в) —2 50; - < 5 fn в ГЬризонтальный рассредоточенный через перфорированный воздуховод кжс= 0,05-0,1 "~Ы
Эскиз 1 Число перегородок L h ^0 h h ^2 h *3 Л к h h а* h
5 7 <10 <20 Л L 0,05 0.03 !2 L 0.13 0,075 'з L 0.25 0.14 к L 0,56 0.23 Z5 1 0.75 0,36 к L 0.52 I 0,73 Жж '
Ж ЧЛ
5 7 0.06 0.05 0.13 0.07 0,26 0.09 0.26 0,13 0.17 0.22 • L
1
Схема Рекомендуемые отношения Способ подвода воздуха
Эскиз 2 L L — S 5; -5 0.5-1; — <5: g-2 0.6 f0 В h h Горизонтальный сосредоточенный । , — F, '' ® Г71 1-
Горизонтальный рассре-
F L L доточенный через перфори-
Эскиз 3 -£<50; — <5; — <20; f0 В h h. Л, ЬЛ _12>0,3: -£^0.3; ~ > 0.1 h h В рованный воздуховод или щелевые выпуски 1 —J-т 1 » ! • » L
Примечания: 1. Степень неравномерности раздачи Е = —м——— при соблюдении рекомендуемых отношений и полной или час-^ср
281
тичной перфорации площади Lx S не превышает 30%. При этом степень неравномерности раздачи по длине подводящего воздуховода не должна превышать 30%.
2. Конструкция подводящих устройств должна предотвращать снос потока на входе в подшивное пространство.
правление выпуска воздуха близко к нормальному и не зависит от тол щины панели.
Для регулирования количества воздуха по отдельным участкам перфорированного потолка подшивное пространство следует разделять перегородками на отсеки.
Пример. Участок сборки аппаратуры расположен в помещении, имеющем размеры в плане 6 м х 48 м. Высота помещения 4 м. Удаление воздуха осуществляется через всасывающие воронки от мест пайки. В помещение необходимо подать 24400 м3/ч приточного воздуха.
Из эстетических соображений принято решение раздачу воздуха осуществить через подшивной перфорированный потолок (высота подшивки h = 0,7 м).
Решение.
Принимаем раздачу воздуха через 6 полос шириной b = 0,5 м вдоль всего помещения с кжс =0,1.
Расстояние до рабочей зоны х= 3,3-1,6=1,7м, х< 4 х b = 2м, поэтому ведем расчет для перфорированной панели по формулам начального участка (7.9) и (7.10).
Величина к = 0,4
24400
v° 3600 • 0,5 • 48 • 0,1 6 °’47м/с-
Коэффициент неизотермичности
3 I | х3
Л 1+0,025 ------ J —
У v20k3c у Ька
3 Q 1 73
кн= А 1 +0,025-------2----J1’ П1 = 3,77:
У 0,472-0,43 У 0,5-0.1
vx = 0,47 VOJL • 0,4 • 3,77 = 0,22м/с
=0,63 °C.
7.6. Раздача воздуха через перфорированные воздуховоды
Воздухораспределители ВПК1 и ВПК2 предназначены для примени ния в системах вентиляции, кондиционирования воздуха и воздушного отопления помещений при подаче приточного воздуха преимуществен но с высоты до 6 м.
282
Воздухораспределитель ВПКЗ предназначен для применения в системах вентиляции, как правило, для компенсации воздуха, удаляемого местными вытяжными устройствами. Приточный воздух в этом случае рекомендуется подавать с температурой равной температуре воздуха помещения.
Воздухораспределители ВПК рекомендуется применять при значительных кратностях воздухообмена в помещениях, в которых не предусматривается устройство технических подшивных потолков.
Конструкция воздухораспределителей разработана на основании авторского свидетельства № 274325.
В воздухораспределителях ВПК воздуховыпускные отверстия имеют постоянный размер (площадь 0,00087 м2). В воздухораспределителях ВПК1 и ВПК2 отверстия равномерно размещаются на нижней половине поверхности воздуховода, а в воздухораспределителях ВПКЗ — по всей поверхности.
Характерной особенностью воздухораспределитей ВПК является постоянство расстояния между рядами отверстий по ширине воздухораспределителя. Расстояние между отверстиями по длине воздухораспределителей так же сохраняется постоянным и равным в воздухораспределителях ВПК1 1= 150 мм(кжс = 0,047); в воздухораспределителях ВПК2 и ВПКЗ 1= 100 мм (кжс = 0,07).
Количество рядов отверстий уменьшается к концу воздухораспределителя в соответствии с уменьшением диаметра воздухораспределителя.
Равномерность раздачи воздуха по длине воздухораспределителя обеспечивается за счет сохранения соотношения между суммарной площадью выпускных отверстий и площадью начального сечения воздухораспределителя f=Eforne/F0B пределах 1-^-2, а так же за счет уменьшения 1 юперечного сечения и количества рядов отверстий к концу воздухораспределителя.
Нормальное к оси воздухораспределителя направление выпуска воздуха из отверстий обеспечивается за счет отгиба козырьков отверстий внутрь воздухораспределителя у передней стенки отверстия (считая по ходу воздуха) под углом b = 120 °C или уменьшения высоты козырьков, отогнутых под углом 90°.
Схемы воздушных потоков, образующихся при выпуске воздуха через воздухораспределители типа ВПК1 и ВПК2, представлены на рис. 7.8.
Расчет воздухораспределителей ВПК1 и ВПК2 может вестись по од-। юму из двух вариантов:
— при отсутствии специальных требований к равномерности распределения скоростей и температур в рабочей зоне помещения расчет । юздухораспределителей сводится к подбору их количества и диаметров с целью обеспечения нормируемых максимальных скоростей и перепа-
283
Рис. 7.8. Расчетные схемы струи при подаче воздуха через воздухораспределите-ли ВПК1иВПК2
а — вертикально; б — горизонтально вдоль ограждения; в — вертикально вдоль ограждения.
дов температур в образующемся воздушном потоке;
— в случае необходимости обеспечивать нормируемые параметры воздуха для всей рабочей зоны следует ВР размещать таким образом, чтобы длина ВР соответствовала длине обслуживаемого участка помещения, а отношение ширины струи в месте поступления в рабочую зону Ьстр к ширине обслуживаемого участка b находилось в пределах:
bCTp /Ь = 0,2 - 0,5 — при подаче охлажденного воздуха;
Ьстр /Ь = 0,2-1,0 — при подаче нагретого воздуха, имеющего температуру равную температуре воздуха помещения.
В этом случае наряду с нахождением максимальных скоростей и избыточных температур в струе оцениваются средние скорости и их отклонения по площади рабочей зоны.
Расчет воздухораспределителей ВПКЗ сводится к подбору их количества и диаметров с целью обеспечения максимальных скоростей в образующемся воздушном потоке, не превышающих нормируемые.
Размещение воздухораспределителей ВПК-3 следует производить, как правило, по схеме на рис. 7.8,а с учетом того, чтобы ширина обслужива емого одним воздухораспределителем участка была не менее 2х (Ь > 2х).
284
При этом расстояние от воздухораздающей поверхности до потолка должна быть не менее 0,5do.
Максимальная скорость и избыточная температура в струе определяются по формулам:
т- л b ,
v = 1,25vmV—=2*k k.k ,, м/с (7.15)
x отв ж.с V X c n в.з ' K 1
/-- a Ь - k
^=1,25^3^11^
В случае расчета максимальных скоростей и избыточных температур при раздаче воздуха в соответствии со схемами на рис. 7.8,6 полученные величины vx и Atx увеличиваются в 1,4 раза.
При соблюдении условий размещения воздухораспределителей: bcmp/b = 0,2 +1,0 (для ВПК1 и ВПК2) и В > 2х(для ВПКЗ) взаимодействия струй практически не происходит и ke3 = 1.
При выпуске из воздухораспределителей ВПК1 и ВПК2 горизонтальными струями, направленными навстречу друг другу, коэффициент взаимодействия за счет соударения струй принимается равным квз = 0,6 в формуле (7.15) и кв з =1,0 в формуле (7.16)
Коэффициент, учитывающий стеснение струи кс, определяется в зависимости от отношения b /Ь по рис. 7.10, величина b /Ь по стр' 1 стр'
рис. 7.9.
Коэффициент неизотермичности при подаче воздуха по схеме на рис. 7.11 ,а определяется по формуле
3/2 depAtO
Vk v2 ж.с отв
(7-16)
з i / x
k = Al ±0,1921 — «V I n
(7.17)
285
Рис. 7.10. Коэффициент стеснения при выпуске через ВПК 1 и ВПК 2.
или по графикам на рис. 7.11 и 7.12.
При расчете воздухораспределителей ВПК1 и ВПК2 по второму варианту определяется также средняя скорость в рабочей зоне помещения vp з и величина среднеквадратического отклонения по формулам
vp.3=°-5vx;
Ov=(0,3^0,4)vp3.
Пример. Определить номер и количество воздухораспределителей для системы кондиционирования, совмещенной с воздушным отоплением.
Система обслуживает цех механической обработки металлов площадью Fn=18 хб = 108 м2 и высотой 5 м. Количество приточного воздуха, подаваемого в помещение, Lo = 8000м3/ч.
Избыточная температура приточного воздуха:
в теплый период года
At0=-7°C,
в холодный период года
At0= 3 °C.
Категория работ средней тяжести II а, тепловыделения незначительные (до 23 Вт/м3).
Нормируемые параметры:
в теплый период года Унорм = 0,4 м/с; Д1доп = 1,5 °C;
в холодный период года Унорм = 0,3 м/с; Д1доп = 2°С.
Рабочие места находятся в зоне прямого воздействия струи и согласно СНиП:
в теплый период года
vx = 0,72 м/с; Atx = 1,2 °C;
в холодный период года
vx = 0,54 м/с; Atx= 1,6 °C
В помещении необходимо обеспечить повышенные требования к равномерности распределения скоростей и температур в рабочей зоне.
Решение.
Принимаем к установке воздухораспределитель ВПК 1.00.000-04, длина которого соответствует длине помещения:
1 = 15,38м; d= 0,63м; d= 0,53м (Ь= l,57d_ = 0,83 м); у= 3.9 м/с; Fo = 0,31 м2; Lo = 7800 м3/ч.
Среднее расстояние от плоскости до верха рабочей зоны х = 2,4 м.
286
Рис. 7.11. Коэффициент неизотермичности при подаче охлажденного воздуха по схеме 7.8,а.
Рис. 7.12. Коэффициент неизотермичности при подаче нагретого воздуха по схеме 7.8, б.
По графику (рис. 7.9) при — = —1—=4,5 находим —с_р ..= 4,7, т. е. d 0,53 d
b= 4,7 0,53 = 2,49м. ср
стр
При одном воздухораспределителе, прокладываемом вдоль длинной стороны по центру помещения Ьстр /Ь = 2,46/6 = 0,42, что удовлетворяет требованиям по обеспечению равномерности параметров в рабочей зоне bcmp /Ь = 0,2 4- 0,5.
Уточняем скорость в начальном сечении и в отверстиях воздухораспределителя:
287
8000
8000
Vome удое
3,9=4м/с.
v° 3600 • 0,38 7,2м/с
Рис. 7.13. Максимальные относительные скорости и избыточные температуры в струе (кс=1.0; кн=1.6).
По графику (рис. 7.13) находим максимальную скорость в струе в месте по ступления ее в рабочую зону помещения без учета стеснения и неизотермичности : при х/ dcp = 4,5; vx/vome = 0’065; следовательно vx = 0,065 • 4 = 0,26 м/с. По графику (рис. 7.10) при bcmp/dcp= 0,42 находим кс = 0,9.
В случае подачи охлаж-
денного воздуха определяем: коэффициент неизотермичности (по графику на рис. 7.11) kH = 1 ,42 при dcp • At0 /v2ome= 0.53 • 7/42 = 0.23 и x/dcp = 4,5, максимальную скорость (с учетом кси кн), vx= 026 х 0.9 х 1,42 = 0,33 м/с, те. vx<0,72 м/с, максимальную избыточную температуру (с помощью графика на рис. 7.13)
М, 1
— =0,13; At =0,13-7^ , лп 3,9=0,71 °С< 1,2°C.
At0 х 0,9 1,42
В случае подачи нагретого воздуха определяем: коэффициент неизотермичности по графику на рис. 7.12;
dcpAt0 0,53 • 3 х
—— = —~2— =0,1 и— =4,5,
ПРИ V оат 4 dep
максимальную скорость и избыточную температуру (с учетом кс и kJ vx= 0,26 • 0,9 0,54 = 0,13 м/с < 0,54 м/с,
Atx=0.13. 3 0 910 54 = 0,8оС<1,6°С.
Средняя скорость в рабочей зоне vp з = 0,5vx; для теплого периода года vp3 = 0,5 • 0,33 = 0,17 м/с; для холодного периода года vp з = 0,5 • 0,13 = 0,07 м/с..
Величина среднеквадратического отклонения о = 0,4 • vp3 для теплого периода года = 0,4 • 0,17 = 0,07 м/с., для холодного периода года = 0,4 • 0,07 = 0,03 м/с.
Пример. Определить номер и количество воздухораспределителей
288
доя системы приточной вентиляции, обслуживающей малярный цех площадью Fn= 18 9 = 162 м2 и высотой 6 м. Количество приточного воз-/iyxa, подаваемого в цех, Lo = 72000 м3/ч. Температура подаваемого воздуха равна температуре помещения.
Категория работ средней тяжести Пб; тепловыделения незначительные (до 23 Вт/м3)
Нормируемые скорости движения воздуха:
в теплый период vHopAt = 0,5 м/с,
в холодный период года vHOpM = 0,4 м/с.
Рабочие места находятся в зоне прямого воздействия струи и поэто-муух= L4)-
Решение.
Принимаем к установке воздухораспределитель ВПК 3.00.000 1м = 14 м; d0 = 1,6 м; dcp = 1,2; vome = 6,3 м/с. Воздухораспределитель размещаем по схеме 7.8,а. Среднее расстояние от плоскости выпуска до верха рабочей зоны х = 2,4 м.
По графику (рис. 7.13) находим максимальную скорость в струе в х 2 4 vx месте поступления в рабочую зону при —= =0,12
у = 0,12 6,3 = 0,75 м/с < 1,8 ¥^ = 0,72 м/с.
7.7. Системы с направляющими соплами (струями)
Системы с направляющими соплами подают в помещение воздух основными и направляющими струями [2]. Основными струями — 1 подается (рис. 7.14) основная масса приточного воздуха (70-90%) через небольшое количество воздухораспределительныхустройств — 2 со сравнительно небольшими скоростями (v0I< 4 м/с).
Направляющие струи — 3, имеющие большую начальную скорость (v02 3 = 20 4- 30 м/с) подаются через горизонтальные - 4 и вертикальные — 5 сопла сравнительно малого диаметра (d02 3 = 80 4-100 мм).
Горизонтальные направляющие струи позволяют увеличить длину зоны эффективного действия системы (дальнобойность основной струи) и количество теплоты (холода), подаваемых основной струей. Вертикальные направляющие струи, эжектируя теплый или холодный воздух из основной струи, подают его направленно к рабочим местам.
Учитывая, что суммарный импульс направляющих струй (EpF0.2.3 ’ v20.2J значительно превышает суммарный импульс основных струй (XpF0I • v20I), циркуляция воздуха в помещении определяется в основном направляющими струями. В связи с этим изменение в широком диапазоне расхода воздуха, подаваемого основными струями, практически не приводит к изменению схемы циркуляции воздуха в помещении.
** Прототип—система «Диревент» шведской фирмы «Свенска Флякт-фабрикен»
19 Зак. 1034
289
Специфические особенности систем с направляющими струями: возможность направленной подачи приточного воздуха к рабочим местам и широкий диапазон количественного регулирования предопределяют предпочтительную область применения таких систем — цехи с крупно габаритным технологическим оборудованием и цехи, в которых необходима значительная глубина количественного регулирования подаваемого воздуха
L -L . max пип
D=--------- =0,5 4-0,8
max
Здесь Lmax, Lmfn—максимальный и минимальный расход приточного воздуха.
По данным А.М. Живова, системы с направляющими струями рекомендуется применять в цехах, в которых избыточные тепловыделения не превышают 23 Вт/м3. а максимальная кратность воздухообмена менее пятикратной.
Вытяжная общеобменная вентиляция в помещениях, обслуживаемых системами с направляющими струями, должна иметь возможность регулирования расхода воздуха в соответствии с изменением расхода приточного воздуха.
Для подачи основных струй рекомендуется применять воздухораспределители, образующие компактные струи.
Воздухораспределители следует располагать таким образом, чтобы основные струи распространялись над рабочими местами.
Для подачи направляющих струй применяют конические сопла, характеризуемые скоростным коэффициентом m = 6.2, температурным коэффициентом п = 5,1 и коэффициентом местного сопротивления ^=1,1, отнесенным к скоростному давлению в выходном отверстии сопла.
ТЪризонтальные направляющие сопла устанавливают вдоль оси ос-
Рис. 7.14. Система с вертикальными и горизонтальными направляющими соплами
1 — основная струя; 2 — воздухораспределитель основной струи; 3 — направляющие струи; 4 — горизонтальные сопла; 5 — вертикальные сопла.
290
новной струи: первое из них располагают непосредственно за воздухораспределителем, подающим основную струю, второе — на расстоянии 3 м от него. Остальные горизонтальные сопла устанавливают непосредственно за каждым вертикальным соплом, кроме последнего. Вертикальные направляющие сопла присоединяют к сети воздуховодов гибкими воздуховодами (шлангами) для возможности монтажного регулирования положения сопел.
Число вертикальных сопел N2 должно соответствовать числу рабочих мест. Допускается обслуживание одним вертикальным соплом двух рабочих мест, если расстояние между ними
17“<O,6(ho-hpJ, (7.18)
где h0 , hp з — высоты оси основной струи и рабочей зоны, м.
При этом ось направляющей струи должна пересекать верхний уровень рабочей зоны между рабочими местами.
ГЬризонтальные сопла устанавливаются непосредственно за каждым вертикальным соплом (см. рис.7.14).
Пример. В помещении длиною 1п -126 м, шириною Ьп = 66 м и высотою hn = 11 м расположено крупногабаритное технологическое оборудование высотой более 2 м [3].
Оборудование размещено в восемь рядов параллельных длинной стороне производственного помещения. В каждом ряду расположено по восемь рабочих мест на расстоянии 12-15 м одно от другого.
Относительная площадь поперечного сечения помещения, занимаемого оборудованием, ст = F^/ F* = 0,25.
Параметры воздуха в рабочей зоне в теплый период года: урз<0.7м/с; Atp3= -3 °C: в холодный и переходный периоды года: vp з < 0,4м/с; Atp3 = + 3 °C. Избыточные тепловыделения в теплый период года Qm = 1000820 Вт. Отопительная нагрузка в рабочем режиме Qo.m. = 535160 Вт, в режиме дежурного отопления Qd o- = 819000 Вт. Расход воздуха, необходимый для разбавления вредных веществ до ПДК, составляет Lm.n = 24,2 м3/с. Избыточная температура приточного воздуха в теплый период года At0= — 8°C. Размещение воздуховодов ниже отметки 8 м затруднено.
Решение.
Учитывая, что рабочие места расположены между крупногабаритным оборудованием целесообразно применить системы с направляющими струями, обеспечивающими подачу приточного воздуха (вертикальными струями) к рабочим местам.
Расход воздуха в теплый период года
QT 1000820
LT-L^-iasX'-T<ibou.2.8-lw/c' i?19>
291
Расход воздуха в холодный период
Lom = Lmin = LE 2 +Цз = 24,2м3/ч .
(7.20)
Здесь Lz0 2, 3 — суммарные расходы воздуха через горизонтальные
и вертикальные направляющие сопла.
Расход воздуха через воздухораспределители, формирующие основные струи
Lo.i = L"in' 4?“*= 104’3'24’2 = 80’ 1м3/ч.
(7.21)
Число продольных рядов воздухораспределителей принимаем рав-
ным количеству рядов оборудования (рабочих мест =8). Тогда
ширина помещения, приходящаяся на один ряд b =
Ьп
N»1
66
Т=8’3-
Число воздухораспределителей, формирующих основные струи, в
ряду
Ln 126
N™=l,24m^F’n(l -о) = 1,24• 6,2л/(11 • 8,3) (1 - 0,25) = 1,95‘ ^7’22^
Принимаем NJ1;= 2 шт.
Высота установки воздухораспределителей, подающих основные струи, и горизонтально направляющих сопел
h0 >hp.3 + 0,43л/(1-cr)F’n = 2 +0,43^(1-0,25)(11 • 8,3) = 5.54м. (7.23)
Принимаем в соответствии с исходными данными h0 = 8 м. Число вертикальных сопел в ряду вдоль оси одной основной струи принимаем равным числу обслуживаемых рабочих мест: NB(1)= 4шт. Число горизонтальных сопел вдоль оси одной основной струи
1-V(1-O)F 63 - V (11 - 8,3) (1 - 0,25)
N("=-----------==-----------------------=9шт„ (7.24)
______ 6 ..
где 10 = (0,5 -г 1,3)V(1- ст) Fn—расстояние между горизонтальными со-плами; принимаем 10 = 6 м.
Общее количества воздухораспределителей, подающих основные струи, N2 =2 • 8 = 1 6 шт,
вертикальных направляющих сопел
N2=N™-N1=4-16 = 64hit,
горизонтальных направляющих сопел
N3 =N ™ • N2 =9 • 16 = 144 шт.
Максимальный расход воздуха через воздухораспределитель, формирующий основную струю
292
80,1
ЬоаХ=Ч^ = 5м3/с’ и 16
в) Определяем соотношение импульсов 1, необходимое для обеспечения требуемой длины зоны эффективного действия основной струи.
Расстояние х, м от места выпуска основной струи до сечения, в котором скорость воздуха в рабочей зоне максимальная определяется по формуле
х = 1 - 5^(1-a) Fn = 63 - 5^(1-0,25)11 • 8,3 = 21,6 (7.25)
при V(l^jF-0’31'Г = °’Ь (7-26)
Х -
при^?;>о’з1’1=1Н <7-27)
В нашем случае
------- 21,6
'8^-=2'6>0'31 6'2=1'9
Параметр 1 определяем по номограмме (рис. 7.15)
^Fn 8,3 21,6
при —р =—g- =1,4 и 10=—— =3,9, равным 0,25 (ш1 = т3 = 6,2)
Площадь воздухораспределителя, подающего основную струю, определяется по формуле
тик —
F _ P,73LftI У 1+S1
(7.28)
Рис. 7.15. Номограмма для определения параметра I.
293
Здесь S — наибольшее целое число, не превышающее отношение х/10. Принимаем к установке цилиндрическое сопло (F0I = 1,24 м, m t * 6,2; п2 = 5,1,^= 1,9).
Максимальная скорость истечения основной струи
L«=T^’4“’/c-
(7.29)
Диаметр выходного отверстия горизонтального сопла d03 определяют по формуле
со
0.3 Во
(7.30)
если Во> 5, и по номограмме на рис. 7.16, если Во <5.
Во= 0,089
N (у max F 1
—£ 01 01
Njv*3 J (h0-hp>3)
= 0,089
144 (3,9 V
64 I 0,7/
1,28 0,25 (8-2)
= 0,31,т.еВо<5.
(7.31)
5
На номограмме
Ао = 0,085^ = 0,085 V6 = 0,21;
° N2(v«/(h0-hp3r
0,1 • 24,2 • 6^0,25 • 42 1,28 Л
= --------------'------------ =0,028 (7.32)
64 • 0,72(8 - 2)2
По номограмме d03 = 0,068м (70 мм).
Скорость выпуска направляющих струй
1 |ivoiFol * | 0,25 - 42-1,28
vo,2 = vo.s = d(j3 \ 0>785 = 0 068 \ 0,785 =34,7м/с. (7.33)
Так как скорость vos = v0 3 ^foa =30м/с, то увеличивают расход
294
в,
-f-r
Ct
0,0*00
Q.OlDO
0,0500
40&0
0,*
oj&a % от qotoo Ц009*
~Q.QO$L
Oja
Рис.7.16. Номограмма для определения диаметра выходного отверстия горизонтального сопла.
Е Е
воздуха Lo 2 + Lo 3 до значения не более 30% Lmax (принимаем 28%).
Тогда Lmi" = Lt + l£ = 0,28. 104,3 = 29,2м3/с.
Повторив расчет, получаем: = 73,7м3/чЬ™1п= 4,1м3/с
F01= 1,28м3; v0 = 3,6м/с d03 = 0,074м; v0 2 = v0 3 = 30м/с.
Диаметр выходного отверстия вертикального сопла определяют по формуле
. A L02 + L03 d03N3
02" \ "
\ 0,785vO2-N2 N2
29,2 0,0742 144 Л
---------!----------------------------: = 0,082м. (7.34) 0,785 v02 • 30 • 60-----------------------------642
295
Расходы воздуха через сопла
Ь02 = 0,785 • v02. d22 = 0,158м3/с;
Ls02 = N2L02= 10,Зм3/с;
L03 =0,785 • v03 • d33 = 0,129м3/с;
43 = N3L03= 18,9м3/с.
Максимальная избыточная температура воздуха, подаваемого через вертикальные направляющие сопла, определяют по формуле
1
v2 d fmax _ 49 02 03
(h0-hpJ3 1+23,7 J A3
32 • 303 • 0,082 —"1 1 —1 —. —" — IO
(7.35)
Максимальную избыточную температуру воздуха, подаваемого через горизонтальные направляющие сопла, определяют по формуле
m3 v3 d„_ 2,65 • 6,23 • 303 • 0,074
tmox = 2 65--3 03 =------------------------= 37 °C , (7,36)
° п^3 5,1-63
At =rriin(18;37)= 18°С.
Максимальное количество теплоты, которое можно подать направляющими струями, определяют по формуле
QI02 + QZ03= 1220 At02.3(Ll02 + LX03)= 1220 • 18-29.2 = 641,2кВт. (7.37)
296
8. РАСЧЕТ ВОЗДУХООБМЕНА И ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛЕНИЯ
С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ЭВМ
8.1. Принцип совместного расчета воздухообмена и воздухораспределения
Приведенные в главах 6 и 7 материалы свидетельствуют о необходимости использования закономерностей струйных течений не только для расчета воздухораспределения, но и при определении воздухообмена. Действительно, коэффициент воздухообмена, как убедительно показал Г.М. Позин [1], зависит от способа раздачи приточного воздуха, размеров, характеристик (т, п) воздухораспределителя. Таким образом, для расчета воздухообмена необходимо знать ряд параметров воздухораспределения (тип, размеры, количество приточных насадков и их расположение), которые в свою очередь невозможно определить без знания воздухообмена Lo. Взаимосвязь между воздухообменом и воздухорас-пределением проявляется при решении многих вопросов обеспечения микроклимата в рабочей зоне.
Так, например, для поддержания максимальных скоростей и избыточных температур в заданных пределах требуется определение осевых скоростей vx и избыточных температур Atx в струе, зависящих от необходимых для нахождения Lo величин m, n, Fo, х, v0, At0 а также коэффициентов стеснения гс и неизотермичности кн.
В свою очередь для вычисления кн, зависящего от текущего числа Архимеда Агх, необходимо знать vx, Atx, х, Fo.
Все изложенное свидетельствует о необходимости на современном уровне развития вентиляционной науки производить расчеты количества приточного воздуха и раздачи его в помещении во взаимосвязи.
Такой подход назван Г.М.Позиным принципом совместного расчета воздухообмена и воздухораспределения [2].
На рис. 8.1. представлена предложенная им структурная схема реализации этого принципа. Выявленные связи между решениями вопросов воздухообмена и воздухораспределения показаны на схеме горизонтальными линиями.
Реализовать в полном объеме совместный расчет воздухообмена и воздухораспределения оказалось возможным только с помощью ЭВМ.
На основании изложенных принципов НИИОТ в С.-Петербурге, НИСИ-НГАСУ (Новосибирск), ГПИ Пшрохиммаш (Киев), ГПК НИИ СантехНИИпроект (Москва) разработана программная система
297
Метеорологические условия в рабочей зоне
Рис. 8.1. Структурная схема определения рациональной организации воздухообмена.
ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛЕНИЕ, реализованная в ОС ЕС ЭВМ [3], [4]. [5].
В 90-е годы рядом организаций: НИИОТ в С.-Петербурге, ГПК НИИ СантехНИИпроект, НПФ «ТОТ» при участии АП ЦНИИпромэ-даний созданы программные комплексы ПРИВОЗ и ПРИВОЗ-М (рае-
298
чет «ПРИтока+ ВОЗдухообмен») для совместного расчета воздухообмена и воздухораспределения на ПЭВМ типа IBM PC/AT. [6], [7], работ по созданию ПС ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛЕНИЕ и ПК ПРИВОЗ-М являлся Г.М. Позин.
Применение персональных компьютеров открыло новые возможности в проведении расчетов на ЭВМ. Так, ПК ПРИВОЗ-М предусматривает:
— диалоговый режим между пользователем и ПЭВМ;
— выбор рекомендуемого способа или способов организации воздухообмена;
— возможность применения как имеющихся в библиотеке ПК приточных устройств, так и введение самим пользователем новых воздухораспределителей;
— использование систем диагностических сообщений, облегчающих правильность заполнения исходной информации и получение требуемого варианта расчета;
— просмотр на дисплее полученных результатов и их печать;
— архивирование результатов расчета.
Тем же составом исполнителей, что и ПРИВОЗ-М, в 1993 г. разработан программный комплекс ПК ВТБП ПЭВМ («Воздушнотепловые балансы промзданий»), позволяющий проводить на ПЭВМ автоматизированный расчет воздушно-тепловых балансов помещений.
Итоговыми документами работы ПК ВТБП ПЭВМ являются таблицы: «Расчетное количество вредных выделений, поступающих в помещение». «Расчетные воздухообмены в помещениях», «Воздухообмен по нормативным кратностям».
Использование ПС ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛЕНИЕ, ПК ПРИВОЗ-М, ПК ВТБП ПЭВМ в ряде ведущих проектных организаций позволило поднять качество и сократить время проектирования систем воздушного отопления, вентиляции и кондиционирования воздуха промышленных, гражданских и общественных зданий.
8.2. Характеристика программы ПРИВОЗ-W.
Программные комплексы ПРИВОЗ-М и ВТБП были разработаны в среде DOS и в настоящее время морально устарели.
Сейчас наступил новый этап в использовании ПЭВМ для расчета воздухообмена и воздухораспределения: в ЗАО «АСПО» создана новая современная версия программы ПРИВОЗ в среде WINDOWS: ПРИВОЗ-W (руководитель работы и автор алгоритма - Г.М. Позин, программирование расчетов - С.В. ТЬарадзе, WINDOWS-интерфейс - С.А. Перовский) [8], [9].
Программа ПРИВОЗ-W предназначена для выбора рациональной схемы организации воздухообмена, определения количества при
299
точного воздуха, типоразмеров и числа приточных устройств в помещениях, оборудованных системами механической вентиляции, кондиционирования воздуха и воздушного отопления.
В ПРИВОЗ-W реализован расчет струйных течений с учетом особенностей их истечения из воздухораспределительных устройств и развития в помещении, приближенное математическое моделирование тепловоздушных процессов с целью вычисления коэффициента воздухообмена и определения необходимого количества приточного воздуха.
ПРИВОЗ-W позволяет:
• рассмотреть основные способы подачи воздуха в помещение;
• определить воздухообмен в помещении;
• найти количество приточных устройств и их типоразмеры.
В ПРИВОЗ-Wпроизводится:
9 выбор типа, номеров воздухораспределителей (ВР) и их размещение в помещении;
• определение воздухообмена в теплый период года и для переходных условий;
• определение по известному воздухообмену требуемой температуры приточного воздуха в холодный период года, а также допол -нительной отопительной нагрузки в случае всплывания нагретого воздуха;
• проверка геометрических ограничений, накладываемых на принятую схему воздухораспределения;
• определение экстремальных значений скоростей и температур в рабочей зоне (“метод опасной точки”);
• обеспечение расчетных схем циркуляции воздушных потоков (проверка струй на отрьщ и всплывание соответственно для теплого, холодного периода года и переходных условий).
ПРИВОЗ-W предусматривает:
• возможность применения как имеющихся в библиотеке ПК приточных устройств, так и дополнение базы данных воздухораспределителей (специалистами АСПО по заявке пользователя);
• использование систем диагностических сообщений, облегча -ющих правильность заполнения исходной информации и получение требуемого варианта расчета;
• просмотр на дисплее полученных результатов и их печать. I) настоящее время база данных заполнена воздухораспределителя ми содержащихся в каталогах фирм: ООО «Венткомплект» (Москва), «АРКТОС»
(С.- Петербург), «HALTON» (Финляндия).
Расчет ведется для следующих схем подачи воздуха в по* мещение:
300
• Плафоны I (компактными и веерными настилающимися струями).
• Плафоны II (коническими и ненастилающимися веерными струями).
• Решетки (горизонтальными настилающимися струями).
• Сосредоточенные струи (настилающимися и ненастилающимися струями с омыванием рабочей зоны обратным потоком).
В настоящее время ведется работа по созданию программ для расчета подачи воздуха непосредственно в рабочую зону и наклонными струями.
Предусмотрен расчет следующих режимов работы систем вентиляции, кондиционирования воздуха и воздушного отопления:
• допустим естественный приток в теплый период года, расчет производится только для переходных условий и холодного периода года;
• круглогодичная механическая вентиляция при постоянном расходе воздуха;
• круглогодичное кондиционирование воздуха;
• расчет для теплого периода года;
• расчет для холодного периода года при заданном воздухообмене.
Комбинируя два последних режима работы, можно рассчитывать ступенчатое регулирование систем вентиляции и кондиционирования воздуха.
С клавиатуры производится ввод исходной информации:
• геометрических параметров помещения;
• избыточных тепловыделений (или недостатков теплоты) по периодам года;
• параметров приточного воздуха и воздуха в рабочей зоне;
• типов и типоразмеров воздухораспределительных устройств (ВР), имеющихся в библиотеке;
• производительностей местной и общеобменной вытяжной вентиляции (при необходимости).
В результате получается одно или несколько решений, удовлетворяющих поставленным условиям. В связи с тем, что математически задача сводится к решению методом итераций систем линейных и нелинейных уравнений и неравенств при дискретном ряде типоразмеров воздухораспределительных устройств, возможны случаи отсутствия решения. В этом случае выдается диагностическое сообщение причины, по которой вариант «не прошел», и пользователь, проведя анализ, может откорректировать исходные данные и снова повторить расчет. Предусмотрена возможность расширения диапазона ограничений, облегчающих возможность получения
301
результата.
Выходные данные.
Массив результатов расчета включает сведения:
• о типах, типоразмерах и минимальном количестве ВР, обеспечивающих заданные параметры воздуха в помещении;
• о скоростях и температурах воздуха на выходе из ВР и в рабочей зоне;
• о величинах требуемого воздухообмена и дополнительной ото -пительной нагрузке;
• о значениях коэффициентов воздухообмена, критериях Архимеда и др.
Массив результирующей информации можно просматривать, сохранять и выдавать на печать. В отчет можно включить изображения: схему размещения ВР и схему циркуляции воздуха в помещении.
Условия эксплуатации: ОС Windows 9x/NT/2000/XP/Me.
Работа над совершенствованием программы ПРИВОЗА продолжается.
302
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 1
1. Г^имитлин М.И., Павлухин Л.В. Системы вентиляции и кондиционирования воздуха производственных объектов.- М.: ВЦНИ-ИОТ, 1987.-59 с.
2. ГОСТ 12.1.005-88. Общие санитарно-гигиенические требования к воздуху рабочей зоны. - М., 1988. - 72 с.
3. Строительные нормы и правила. СНиП 2.04-05-91*. Отопление, вентиляция и кондиционирование.- М.: Госстрой России, 2000. - 64 с.
4. Баркалов Б.В., Карпис Е.Е. Кондиционирование воздуха в промышленных, общественных и жилых зданиях.- 2-е изд. - М.: Стройиздат, 1982.-312 с.
5. Стефанов Е.В. Обоснование технологических требований к воздушной среде производственных помещений./ / Повышение эффективности и качества оборудования систем кондиционирования воздуха промышленных зданий - Л.: ЛДНТП, 1978.- С. 13-18.
6. Houqhten F. С. Draft temperatures and velocities in relation to skin temperatures and feeling of warmth. - Transactions of ASHVE, 1938.
7. Rydberq J. Maximate Kuhlfeistunqen und Luftmengen bei verschiedenen Einblaseinrichtungen. - Gesundheits-Ingenieur, 1963, Nr. 6, S. 161-164.
8. Straub H.E. What you should known about room air distribution. -Heat., Pip. and AirCond., 1962, Nr. 1, p.209-216.
9. Fanger P.O. Conditions for Thermal Comfort. - In: 5 th International Congress for Heating, Ventilating and Air Conditioning, vol. 1. Denmark Politeknisk Forland, Copenhagen, 1971, p. 15-29.
10. Nevins R. Air distribution research. - ASHRAE J,, 1971, T-12, p. 83-88.
11. Тетеревников B.H., Павлухин Л.В. Зоны условий производственного микроклимата в теплый период года и их практическое использование в инженерных расчетах./ / Водоснабжение и санитарная техника. - 1978 - № 6.- С. 21-25.
12. Рекомендации по выбору и расчету систем воздухораспределения: АЗ-669 / ГПИ Сантехпроект. - М., 1979. - 68 с.
13. Рекомендации по выбору способов подачи и типов воздухораспределительных устройств в промышленных зданиях: АЗ-960 /
303
ГПИ Сантехпроект. -М., 1987. - 17 с.
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 2
1. Внутренние санитарно-технические устройства. В Зч. чз. Вентиляция и кондиционирование воздуха. Кн. 2./Под ред. Н.Н.Павлова и Ю.И.Шиллера. — 4-е изд. — М. : Стройиздат, 1992. — 415с. — (Справочник проектировщика).
2. Рекомендации по выбору и расчету систем воздухораспределения: АЗ-669 / ГПИ Сантехпроект. -М., 1979. - 68 с.
3. Абрамович Г.Н. Теория свободной струи и ее приложения. Труды ЦАГИ. 1936. Вып.293.
4. Теория турбулентных струй/Абрамович Г.Н., Гйршович ТА., Крашенинников С.Ю., Секундров А.Н., Смирнова И.П. Изд2-е/Под ред. Г.Н.Абрамовича. —М.:Наука, 1984. — 717с.
5. Шепелев И. А. Приточные вентиляционные струи и воздушные фонтаны. Известия Академии строительства и архитектуры СССР, 1961. №4.
6. Шепелев И, А. Турбулентная конвективная струя над источником тепла. Изв. АНСССР. Механика и машиностроение. 1961. № 4. С. 14-22.
7. Шепелев И.А., Гельман Н. А. Универсальные формулы для расчета скорости и температуры вентиляционных струй, истекающих из прямоугольных отверстий. Водоснабжение и санитарная техника. 1966. №7.
8. Шепелев И.А. Аэродинамика воздушных потоков в помещении М : Стройиздат, 1978. - 145 с.
9. Талиев В.Н. Аэродинамика вентиляции. — М.: Госстройиздат.. 1954.—288с; 1979.—295с.
10. Батурин В.В., Ханжонков В.В. Циркуляция воздуха в помещении в зависимости от расположения приточных и вытяжных отверстий// Отопление и вентиляция. — 1939. — № 4-5. — С. 29-33.
11. Бахарев В.А., Трояновский В.Н. Основы проектирования и расчета отопления и вентиляции с сосредоточенным выпуском воздуха. М.: Профиздат. 1958. - 145с.
12. Сорокин Н.С. Вопросы проектирования и эксплуатации систем воздухообмена на текстильных фабриках — М.: Профиздат, 1954. —88с.
304
13. Гримитлин М.И. Раздача воздуха через перфорированные воздуховоды Л., 1960. - 160с.
14. Баркалов Б.В., Карпис Е.Е. Кондиционирование воздуха в промышленных, общественных и жилых зданиях. М.: Стройиз-дат, 1971. - 269 с.
15. Ганес И.Л., Груздев О.Н., Лещинская И.Л. Математическое планирование экспериментального исследования способов воздухообмена в промышленных зданиях/Тр. ин-та ВНИИГС. 1976. Вып. 42. С.20-28.
16. Батурин В.В., Дудинцев Л.М. Аэродинамическое и тепловое моделирование принудительной вентиляции. Научные работы ИОТВЦСПС. М., Профиздат. 1962. № 1.
17. Полушкин В.Н. Основы аэродинамики воздухораспределения в системах вентиляции и кондиционирования воздуха. Л.: ЛГУ, 1978. - 135 с.
18. Посохин В.Н. О взаимодействии приточных струй/Водоснабжение и санитарная техника. 1966. № 7. С. 15-19.
19. Тарнопольский М.Д., Салихов А.А., Лешко М.Ю. Решетки с регулируемым направлением потока воздуха. Новое в теории и практике воздухораспределения в промышленных и общественных зданиях Л.: ЛДНТП, 1988. С. 107-110
20. Участкин П.В. Теоретические и экспериментальные исследования процессов кондиционирования воздуха. Автореф. дис. д-ра техн. наук. Л., 1967. - 44 с. (ВВИТКУ).
21. Цзимитлин М.И., Позин Г.М.,1уомас Э.А. Закономерности и расчет свободных закрученных вентиляционных струй/Научные работы институтов охраны труда ВЦСПС. 1974. Вып. 92. С. 14-19.
22. Зерцалов Н.С. Организация воздухообмена в малообъемных помещениях с использованием новых видов воздухораспределительных устройств/Организация воздухообмена в производственных помещениях. Л.: ЛДНТП, 1978. С.30-36.
23. KoestelA. Computing temperatures and velocities in vertical jets of hot and cold air. - Heat., Pip. and Cond., 1954, N 6, p.l 12-116.
24. Tuve G.L. Air velocities in ventilating jets. -Heat .Pip. and Air Cond , 1953. N 1. p.181-191
25. Straub H.E. What you should known about room air distribution. - Heat. Pip. and Air Cond. 1962. Nr. l.p.209-216.
20 Зак. 1034
305
26. Becher P. LuftverteilungingeluftetenRaumen. HeizungLuftungHaustechnik. 1966, 10, Nr. 7, S.26-32.
27. Linke W. Eigenschaften der Strahlluftung -Laltetechnik -Klimatisierung. 1966, Nr. T-7, S.238-243.
28. Regenschelt B. DieArchimedes-Zahl. -Gesundheits-lngenieur, 1970.91. Nr. 6, S. 172-176.
29. Rydberg J. Maximale Kuhlleistungen und Luftmengen bei verschiedenen Einblaseinrichtungen - Gesundheits-lngenieur. 1963. Nr. 6. S.161-164.
30. Позин Г.М. Принципы аналитического определения коэффициента эффективности воздухообмена//Исследование различных способов воздухообмена в производственных помещениях. М.: ВЦНИИОТ. 1975. С.43-53.
31. Позин Г.М. Определение количества приточного воздуха для производственных помещений с механической вентиляцией Методические рекомендациий ВНИИОТ. Л., 1983. - 59 с.
32. Богословский В.Н. Строительная теплофизика. М.: Высшая школа. 1982. -416с.
33. Табунщиков Ю.А. Расчеты температурного режима помещения требуемой мощности для его отопления или охлаждения. — М.: Етройиздат, 1981. — 83 с.
34. Позин Г. М. Расчет воздухообмена и воздухораспределения на ЭВМ В сб. Межотраслевые вопросы безопасности труда//ВЦНИИОТ. М., 1984. С. 13-18.
35. Позин Г.М. ПК ПРИВОЗ-W — новые возможности комплексного расчета воздухообмена и воздухораспределения//«Инженерные системы «Авок-Северо-Запад». — 2003. — №1(9). — С. 59-61.
36. Рекомендации по выбору способов подачи и типов воздухораспределительных устройств в промышленных зданиях. АЗ-960 М.: ГПИ Сантехпроект .1987. - 17 с.
37. Успенская Л.Б., Клячко Л.С., Мац Я.М. Метод расчета системы воздухораспределения на заданные температурные отклонения в цехах с неравномерными тепловыделениями. Вопросы проектирования и монтажа санитарно-технических систем. М.: Труды ин-та ВНИИГС. 1970. Вып. 30 С.48-55
38. Успен екая Л. Б. Математическая статистика в вентиляционной технике М.: Стройиздат, 1980. - 108 с.
306
39. Nielsen Peter V. Berechnung der Luftbewegung in einem zwangsbeluften Raum. - Gesundheits-lngenieur. 1973. 94, N 10. S.299-302
40. Hanel B. Beitrag zur Berechnung von Freistrahlen mil erhohter Anfangsturbulenz. - Luft und Kaltetechnik. 1977. Nr. 2, S.63-69.
41. Поз М.Я., Кац P. Д., Кудрявцев А. И. Расчет параметров воздушных потоков в вентилируемых помещениях на основе «склейки» течений/’’ Воэдухораспределение в вентилируемых помещениях зданий М.. 1984 С 26 - 51.
42. Бакланов А.А. Численное моделирование в рудничной аэрологии. — Апатиты КФ АНСССФ, 1988, 200 с.
43. Войтехович В.К., Сычев А.Т. Влияние условий истечения на характер развития начального и переходного участков осесимметричной турбулентной струи//Струйные течения жидкостей и газов. Новополоцк, 1982. С 44-51.
44. ГУдзовский А.В., Аксенов А.А. Численное моделирование течения и тепломассопереноса в помешении как средство решения задач вентиляции, отопления и кондиционирования Матер, семинара СПбГАСУ и АВОК «Математичское моделирование тепловоздушного и газового режимов вентиляционных и кондиционируемых помещений». — С.-Петербург, 1995. — С. 86-97.
45. Позин Г.М. Беляев К.В., Никулин Д.А., Стрелец М.Х. Проблемы совершенствования методов расчетов воздухообмена и воздухораспределения на основе приближенных и точных математических моделей/ /Материалы V съезда АВОК. — М.: 1996. — С. 165-170.
46. Дацюк Т.А., Васильев В.Ф. Ивлев Ю.П. Совершенствование принципов расчета воздушного режима промплощадок//«Инженерные системы «Авок-Северо-Запад». — 2003. — №1(9). — С. 26-28.
23. Костин В.И. Модель расчета температурного режима и воздухообмена помещений промышленных зданий с мощными источниками лучистой и конвективной теплоты//Известия вузов. Строи-тельтво. — 2000. — №5. — С.90-95.
47. Строительные нормы и правила. СНиП 2.04.05.91*. Отопление, вентиляция и кондиционирование/Госстрой России. —М.: ГУП ЦПП, 2000.
307
48. Вентиляция и отопление цехов машиностроительных пред-приятий/М. И. Гримитлин, Г.М. Позин, О.Н. Тимофеева и др. — 2-е изд. — М: Машиностроение, 1993. — 288с.
49. Гримитлин М.И., Грачев Ю.Г., Знаменский С.Н. Организация воздухообмена в цехах с пылевыделениями. Новое в проектировании и эксплуатации систем промышленной вентиляции. ЛДНТП, Л., 1982. С.68-71.
51. Гримитлин М.И., Позин Г.М. Векслер ГС. Новый метод подачи воздуха в рабочую зону // Исследования различных способов воздухообмена в производственных помещениях /Сб. научн. тр. — М.: ВЦНИИОТ, 1975. — С. 62-80.
52. Гримитлин А.М., Кондрашов С.Ю., Позин Г.М. Модернизированный способ подачи воздуха методом «Затопления» рабочей зоны Новое в теории и практике вездухораспределения в промышленных и общественных зданиях//ЛДНТП, Л., 1988. С.49-53.
53. Бриганти А. Системы воздухораспределения, новейшие принципы//Журнал Авок. 1999. — №3. — С. 44-56.
54. X. Скистад (редактор), Э. Мундт, П. Нильсен, К. Хагстрем, И. Райлио. Вытесняюгцаа вентиляция в непроизводственных зданиях/ Пер. с англ. — М.: Авок — пресс, 2003 — 100с.
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 3
1. Абрамович Г.Н. Теория свободной струи и ее приложения. Труды ЦАГИ. 1936. Вып.293.
2. Проскура Г.Ф. Опытное изучение воздушной завесы. Бюллетень ВС НХ УССР. 1929. №31.
3. Туркус В. А. Структура воздушного приточного факела, выходящего из прямоугольного отверстия. Отопление и вентиляция 1933. №5.
4. Ляховский Д.Н. Аэродинамика закрученных струй и ее значение для факельного процесса сжигания. - В кн.: Теория и практика сжигания газа. Л.: Гостехиэдат, 1958. С.28-76.
5. Теория турбулентных струй/Абрамович Г.Н., Гйршович ТА., Крашенинников С.Ю., Секундов А.Н., Смирнова И.П. изд. 2-е/под ред. Г.Н. Абрамовича — М.гНаука, 1984. — 717 с.
6. Прандтль Л. Гидродинамика. М.: Иностранная литература. 1951
308
7. Таунсед А. А. Структура турбулентного потока с поперечным сдвигом М.: Иностранная литература. 1959. - 318 с.
8. Вулис Л.А., Кашкаров В.П. Теория струй вязкой жидкости. М.: Наука, 1965. -429с.
9. Г^имитлин М.И. Раздача воздуха через перфорированные воздуховоды Л., 1960. - 160с.
10. Полушкин В.И. Основы аэродинамики воздухораспределения в системах вентиляции и кондиционирования воздуха. Л.: ЛГУ, 1978. - 135 с.
Н.Гримитлин М.И. Основные закономерности изотермических и слабонеизотермических струй. Теория и расчет вентиляционных струй Л.: ВНИИОТ, 1965. С.27-56.
12. Сакипов З.Б. Экспериментальное исследование турбулентных струй. Теория и расчет вентиляционных струй. Л.: ВНИИОТ, 1965. С.203-225.
13. Шепелев И. А. Приточные вентиляционные струи и воздушные фонтаны. Известия Академии строительства и архитектуры СССР, 1961. №4.
14. Шепелев И.А. Аэродинамика воздушных потоков в помещении М : Стройиздат, 1978. - 145 с.
15. KoestelA. Computing temperatures and velocities in vertical jets of hot and cold air. - Heat., Pip. and Cond., 1954, N 6, p. 112-116.
16. Tuve G.L. Air velocities in ventilating jets. -Heat .Pip. and Air Cond, 1953. N 1. p.181-191
17. Поляков Е.И. Исследование воздушных струй, выходящих из регулируемого вентиляционного насадка.: Автореф. дис... канд. техн. наук. — М., 1957.
18. Посохон В.Н. Полые конические струи//Известия вузов. Строительство и архитектура. — 1966. — №7, — с. 102-106.
19. Рекомендации по расчету воздухораспределения в общественных зданиях/ЦНИИЭП инж. оборудование. — М., 1981. — 76с.
20. Столер В.Д., Иванов Ю.А. Аналитическое исследование деформации турбулентной изотермической струи, вытекающей из кольцевого сопла со сплошным днищем//Расчет систем отопления и вентиляции: Тр. вузов Российской Федерации/ УПИ им. С. М. Кирова. — Свердловск, 1976. — С. 58-70.
21. Талиев В.Н. Аэродинамика вентиляции. — М.: Госстройиздат,
309
1954. —288с; 1979.
22. Тарнопольский М.Д. Распределение воздуха коническими струями/ / Водоснабжение и санитарная техника. 1973. — №10. — С. 21-24.
23. Румшинский Л. 3. Математическаия обработка результатов эксперимента. Справочное руководство. — М.: Наука, 1971. — 192с.
24. Позин Г.М. Хомлянский А.Б. Расчет параметров конической струи//Научные проблемы охраны труда на современном этапе: Сб. науч., работ ин-тов охраны труда ВЦСПС. — М., 1984. — с. 47-50.
25. Хомлянский А.Б. Воздухораспределение коническими струями: Дис... канд. техн. наук. — Новосибирск, 1984. — 257с.
39. Вентиляция и отопление цехов машиностроительных пред-приятй/М. И. Цэимитлин, Г.М. Позин; О.Н. Тимофеева и др. — 2-е изд. — М.: Машиностроение. 1993. — 288с.
26. Ляховский Д.Н. Аэродинамика закрученных струй и ее значение для факельного процесса сжигания. - В кн.: Теория и практика сжигания газа. Л.: Гостехиэдат, 1958. С.28-76.
27. Проскура Г.Ф. Опытное изучение воздушной завесы. Бюлле-теньВСНХ УССР. 1929. №31.
28. Туркус В. А. Структура воздушного приточного факела, выходящего из прямоугольного отверстия. Отопление и вентиляция 1933. №5.
29. Tuve G.L. Air velocities in ventilatingjets. -Heat .Pip. and Air Cond , 1953. N 1. p.181-191
30. Г]римитлин М.И. Основные характеристики вертикальных сильноизотермических и конвективных струй. Научные работы институтов охраны труда ВЦСПС. 1965. Вып 3 (35). С 3-23.
31. Knaak R. Velocities and temperatures on axis of downward heated jet from 4-inch long radius. ASME nozzle. -Heat.. Pip. and Air Cond.. 1957. Nr. 5.
32. Helander L.. Jen S.M., Knee L.B. Characteristics of downward jets of heated air from a vertical discharge unit heater. - Heat., Pip and Air Cond., 1954. V. 26. N 9.
33. Helander L.. Jen S.M., Crank R.E. Maxsimum downward travel of heated jets from standard long radius ASME nozzles. - Heat., Pip. and Air Cond., 1953, Nr. 3.
34. Cleeves V., Boelter L. Isothermal and nonisothermal air Jet
310
investigation - Chem EngProgr. 1947, vol. 43. N 3.
35. Houqhten F.C. Draft temperatures and velocities in relation to skin temperatures and feeling of warmth. - Transactions of ASHVE, 1938.
37. Максимов Г. А., Дерюгин В. В. Движение воздуха при работе систем вентиляции и отопления. Л.: Стройиздат, 1972. - 97 с.
38. Батурин В.В., Эльтерман В.М. Аэрация промышленных зданий. М.: ГЬсстройиздат, 1963. - 320 с.
39. Вентиляция и отопление цехов машиностроительных заводов М.И. Гримитлин, О.НЛймофеева, В.М.Эльтерман и др. М.: Машиностроение, 1978. - 272 с.
40. Вентиляция и отопление цехов машиностроительных пред-приятий/М.И. Гримитлин, Г.М. Позин, О.Н. Тимофеева и др. — 2-е изд. —М.: Машиностроение, 1993. —288с.
41. Реттер Э.И., Стриженов С. И. Аэродинамика зданий. М.: Стройиздат. 1968. -240с.
42. Кац Ю.И. Закономерности измерения скоростей и избыточных температур по оси свободной плоской конвективной струи Научные работы институтов охраны труда ВЦСПС 1968 Вып. 50. С. 14-22.
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 4
1. Гримитлин М.И. Экспериментальное определение коэффициента падения количества движения в струях. Научные работы институтов охраны труда ВЦСПС. 1966. Вып. 42. С.3-9.
2. Koestel A. Computing temperatures and velocities in vertical jets of hot and cold air. - Heat., Pip. and Cond., 1954, N 6, p. 112-116.
3. Rydberg J. Maximale Kuhlleistungen und Luftmengen bei verschiedenen Einblaseinrichtungen - Gesundheits-lngenieur. 1963. Nr. 6. S.161-164.
4. Бутаков C.E., Зельц Г. А. Экспериментальное определение импульса и количества движения вдоль изотермической струи. - В кн.: Теория и расчет вентиляционных струй. Л.: ВНИИОТ, 1965. С.249-257.
5. Johannis G. Stromungs- undTemperaturverhaltnisse in Raumen mit Luftungsdecken. - Gesund.-lng.. 1968, Nr. 7, 8.
6. Гримитлин М.И., ПозинГ.М,, Хомлянский А. Б. Расчет параметров веерной струи на начальном динамическом участке. Извес
311
тия вузов Строительство и архитектура. 1982. №11.
7. Гримитлин М.И., Позин Г.М., Хомлянский А.Б. Закономерное ти начального и замыкющего тпловых участков веерной струй// Известия вузов. Строительство и архитектура. — 1983. — №10. — С. 102-106.
8. Ахмедов Р. Б. Аэродинамика закрученной струи. М : Энергия. 1977-240с
9. Ляховский Д.Н. Аэродинамика закрученных струй и ее значение для факельного процесса сжигания. - В кн.: Теория и практика сжигания газа. Л.: Гостехиздат, 1958. С.28-76.
10. Лойцянский Л.Г. Механика жидкости и газа. М.: Наука, 1987. - 840 с.
11. Хигер Н., Червинский А. Экспериментальное исследование закрученного вихревого движения в струях. Труды американского общества инженеров-механиков. Прикладная механика. Серия Е. 1967. №2. С.207-216.
12. Гримитлин М.И., Позин Г.М., Туомас Э.А. Закономерности и расчет свободных закрученных вентиляционных струй//Науч ные работы институтов охраны труда ВЦСПС. 1974. Вып. 92. С. 14-19.
13. Полушкин В.И. Основы аэродинамики воздухораспределения в системах вентиляции и кондиционирования воздуха. Л.: ЛГУ, 1978. - 135 с.
14. Посохни В.Н. О взаимодействии приточных струй. Водоснабжение и санитарная техника. 1966. № 7. С. 15-19.
15. Basus V., Kosova V. Vzajemne pusobeni volnich proudu -Zdravonti Technika a Vzduchotechnika. 1963. Nr. 4, c 150-168.
16. Лаврентьев M.A., Шабат Б.В. Проблемы гидродинамики и их математические модели. М.: Наука, 1973. - 416с.
17. Шепелев И.А. Аэродинамика воздушных потоков в помещении М : Стройиздат, 1978. - 145 с.
18. Шершнев В.Н., Черных Е.М., Гельман Н.А. О взаимодействии воздушных струй, направленных навстречу друг другу. Новое в воздухораспределении. М.: МДНТП. 1983. С. 11-16.
19. Гримитлин А.М., Кондрашов С.Ю., Позин Г.М. Модернизм ро ванный способ подачи воздуха методом «затопления» рабочей зоны Новое в теории и практике вездухораспределения в промыш
312
ленных и общественных зданиях. ЛДНТП, Л., 1988. С.49-53.
2О. Ганес И.Л., Груздев О.К., Лещинская И.Л. Математическое планирование экспериментального исследования способов воздухообмена в промышленных зданиях/Тр. ин-та ВНИИГС, 1976. Вып. 42. С.20-28.
21. Conrad О. Untersuchung uber das Verhalten zweier gegeneinander stromender Wandstrahlen. -Gesundheits-lngenieur, 1972, 93, Nr 10. S 303-308.
22. Батурин В.В. Основы промышленной вентиляции. M.: Про-физдат 1965. -608с.
23. Теория турбулентных струй/ Абрамович Г.Н., Гйршович ТА., Крашенинников С. Ю., Секундов А.Н., Смирнова И.П. Изд. 2-е/Под ред. Г.Н. Абрамовича. — М.: Наука, 1984. — 717с.
24. Бахарев В.А., Трояновский В.Н. Основы проектирования и расчета отопления и вентиляции с сосредоточенным выпуском воздуха. М.: Профиздат. 1958. - 145с.
25. Tuve G.L. Air velocities in ventilating jets. -Heat .Pip. and Air Cond , 1953. N l.p.181-191
26. Сакипов З.Б. Экспериментальное исследование турбулентных струй. Теория и расчет вентиляционных струй. Л.: ВНИИОТ 1965. С.203-225.
27. Шепелев И.А., Гельман Н. А. Универсальные формулы для расчета скорости и температуры вентиляционных струй, истекающих из прямоугольных отверстий. Водоснабжение и санитарная техника. 1966. № 7.
28. Баркалов Б. В., Карпис Е.Е. Кондиционирование воздуха в промышленных, общественных и жилых зданиях. М.: Стройиздат, 1971. -269 с.
29. Бахарев В.А., Трояновский В.Н. Основы проектирования и расчета отопления и вентиляции с сосредоточенным выпуском воздуха. М.: Профиздат. 1958. - 145с.
30. Гримитлин М.И., Позин Г.М. Определение параметров струй, развивающихся в ограниченном пространстве по тупиковой и проточной схемам. Научные работы институтов охраны труда ВЦСПС, 1973. Вып. 91. С.12-17.
31. Туркус В. А. Структура воздушного приточного факела, выходящего из прямоугольного отверстия. Отопление и вентиляция.
313
1933. №5.
32. Батурин В.В., Дудинцев Л.М. Аэродинамическое и тепловое моделирование принудительной вентиляции. Научные работы ИОТ ВЦСПС. М.. Профиз дат. 1962. № 1.
33. Вулис Л.А., Кашкаров В. П. Теория струй вязкой жидкости. М.: Наука. 1965 -429с.
34. Войтехович В.К., Сычев А.Т. Влияние условий истечения на характер развития начального и переходного участков осесимметричной турбулентной струй //Струйные течения жидкостей и газов. Новополоцк, 1982. С.44-51.
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 5
1. Гримитлин М.И., Позин Г.М. Выбор параметров систем воздухораспределения//Исследование различных способов воздухообмена в производственных помещениях/Сб. Научп. тр. — М.: ВЦНИИ-ОТ, 1975. — с.26-43.
2. Позин Г.М.. Гримитлин А.М. Эффективность организации воз духообмена при сосредоточенной подаче воздуха. Изв. высш, учеб, заведений. Строительство и архитектура. 1977. № 7. С.133-1”19.
3. Позин Г.М. Определение количества приточного воздуха для производственных помещений с механической вентиляцией Методические рекомендаций ВНИИОТ. Л., 1983. - 59 с.
4. Успенская Л.Б., Клячко Л.С., Мац Я.М. Метод расчета системы воздухораспределения на заданные температурные отклонения в цехах с неравномерными тепловыделениями. Вопросы проектирования и монтажа санитарно-технических систем. М.: Труды ин-та ВНИИГС. 1970. Вып. 30 С.48-55
5. Участкин П.В. Теоритические и эксперементальные исследования процессов кондиционирования воздуха. Автореф. дис. д-ра техн. наук. Л., 1967. - 44с. (ВВИТКУ).
6. Успенская Л .Б. Математическая статистика в вентиляционной технике. М., Стройиздат, 1980. — 108с..
7. Батурин В.В., Ханжонков В.В. Циркуляция воздуха в помещении в зависимости от расположения приточных и вытяжных отверг стий.
8. Позин Г.М. Определение производительности сосредоточенной вытяжной вентиляции. Улучшение условий и охраны труда М : Про-физдат. 1982 С 36-42
314
9. Рымкевич А.А. Системный анализ оптимизации общеобменной вентиляции и кондиционирования воздуха. — Из-во «Авок-Се-веро-Запад». — С.-Петербург, 2003. — 272 с.
10. Рымкевич А.А., Г^имитлин М.И. Комплексный подход к оценке методов воздухораспределения. Организация воздухообмена в производственных помещениях. Л : ЛДНТП, 1978. С. 13-17.
11. Г]римитлин А.М. Влияние организации воздухообмена на потребление тепла и холода вентиляционными системами. Известия вузов. Строительство и архитектура 1979. Ns 9. С. 101-106.
12. Эльтерман В.М. Вентиляция химических производств М : Химия, I960 - 288с.
13. Позин ГМ., Буянов В.И. Соотношение энергий взаимодействующих приточных и конвективных струй как характеристика схем циркуляции воздуха в помещении. Научно-технический прогресс и охрана труда. М.: Профиздат, 1989. С.36-39.
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 6
1. Акинчев Н.В. Общеобменная вентиляция цехов с тепловыделениями. М.: Стройиздат. 1984. - 143с.
2. Батурин В.В., Эльтерман В.М. Аэрация промышленных зданий М.: Госстройиздат, 1963. - 320 с.
3. Эльтерман В.М. Вентиляция химических производств М : Химия, I960 - 288с.
4. Батурин В.В., Ханжонков В.В. Циркуляция воздуха в помещении в зависимости от расположения приточных и вытяжных отверстий.
5. Исследование различных способов воздухообмена в производственных помещениях Под ред. М.И.Гримитлина. М.: ВЦНИИОТ, 1975С.108
6. Сорокин Н.С. Вопросы проектирования и эксплуатации систем воздухообмена на текстильных фабриках. М.: Профиздат, 1954.-88 с.
7. Сорокин Н.С. Вентиляция, отопление и кондиционирование воздуха на текстильных фабриках. М.: Легкая индустрия, 1965. -344 с.
8. Л .С.Попырин. Математическое моделирование и оптимизация теплоэнергетических установок. —М.: Энергия, 1978. —416 с.
9. В.Н.Богословский. Тепловой режим здания. — М.: Стройиздат, 1979. —248 с.
315
10. М.Я.Поз, Г.М.Баазов, Ю.Е.Геренрот. Расчет скоростей и температур воздуха в вентилируемом помещении//Воздухораспреде-ление в вентилируемых помещениях зданий: Сб. научн. ст./МНИ-ИТЭП. — М., 1984.— С. 5-25.
11. Ю.А.Табунщиков. Расчеты температурного режима помещения требуемой мощности для его отопления или охлаждения. — М.: Стройиздат, 1981. — 83 с.
12. В.П.Титов, С.РМеримсон. Исследование движения воздуха в многопролетных зданиях методом математического моделирования/ /Гидромеханикаотопит.-вент. устройств: Межвуз. сб./КХТИ. — Казань, 1985. — С. 53-56.
13. II.И.Андреев. Распределение тепла и влаги в цехах про-
мышленных предприятий. — М.: Госстройиздат, 1955. — 160 с.
14. Г.А.Максимов, В.В.Дерюгин. Движение воздуха при работе систем вентиляции и отопления. — Л.: Стройиздат, 1972. — 97 с.
15. Э.И.Реттер, С.И.Стриженов. Аэродинамика зданий. — М.: Стройиздат, 1968. — 240 с.
16. И.А.Шепелёв. Аэродинамика воздушных потоков в помещении. — М.: Стройиздат, 1978. — 145 с.
17. Л.Н.Ануфриев, И.А.Кожинов, Г.М.Позин. Теплофизический расчет сельскохозяйственных производственных зданий. — М.: Стройиздат, 1974.—216 с.
18. Г.М.Позин. Принципы разработки приближенной математической модели тепловоздушных процессов в вентилируемых помещениях// Известия ВУЗов. Строительство и архитектура. — 1980. — №11. — С. 122-127.
19. Г.М.Позин. Определение количества приточного воздуха для производственных помещений с механической вентиляцией. Методические рекомендации/НИИ охраны труда. — Л., 1983. — 59с.
20. Рымкевич А.А. Системный анализ оптимизации общеобменной вентиляции и кондиционирования воздуха. — Изд-во «Авок Северо-Запад» — С.-Петербург, 2003. — 272с.
21. Позин Г.М., Аюрова О.Б. Математическая модель тепловлаж= ностных процессов в помещениях для хранения сельскохозяйственной продукции// Известия ВУЗов. Строительство. — 1999. -
№10.—С.62-67.
22. Г^имитлин М.И., Позин Г.М., Векслер ЕС. Новый метод пода*
316
чи воздуха в рабочую зону//Исследование различных способов воздухообмена в призводственных помещениях/Сб. науч. тр. — М.:ВЦНИИОТ, 1975. — С. 62-80.
23. Курош А.Г. Курс высшей алгебры — Изд. 6-е. — М.:Физмат-гиз, 1959.—432с.
24. Адлер Ю.П., Маркова Е.В., Грановский Ю.В., Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. — Изд 2-е. — М.: Наука, 1976. —280с.
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 7
1. Гримитлин А.М., Кондрашов С.Ю., Позин Г.М. Модернизированный способ подачи воздуха методом «затопления» рабочей зоны. Новое в теории и практике воздухораспределения в промышленных и общественных зданиях. ЛДНТП, Л., 1988. С. 49-53.
2. Гримитлин М.И., Живов А.М., Пончек М.И., Шилькрот Е.О. Подача воздуха в помещения отопительно-вентиляционными системами с направляющими соплами. Новое в воздухораспределении. М., 1983. С.36-39.
3. Рекомендации по расчету отопительно-вентиляционных систем с направляющими соплами. М.: ЦНИИпромзданий, 1984. - 45 с.
ЛИТЕРАТУРА К ГЛАВЕ 8
1. Позин Г.М. Определение количества приточного воздуха для производственных помещений с механической вентиляцией Методические рекомендаций ЗНИИОТ Л., 1983. - 59 с.
2. Позин Г.М. Принцип совместного расчета воздухообмена и воздухораспределения Научные проблемы охраны труда на современном этапе: Сб. науч, работ ИОТ. — М.:Профиздат, 1984. — С. 43-46.
3. Позин Г.М. Расчет воздухообмена и воздухораспределения на ЭВМ//Межотраслевые вопросы безопасноти труда.: Сб. Науч, работ ИОТ. — М.:Профиздат, 1984. — С. 13-18.
4. Позин Г.М., Лифшиц Г.Д., Кернерман Э,Я. Принципы построения программ для расчета на ЭВМ воздухообмена и воздухораспределения//Комплексное решение вопросов охраны труда: Сб. Науч, работ ИОТ. —М.: Профиздат, 1988. — С.3-8.
5. Гримитлин М.И., Позин Г.М., Моор Л.Ф. Организация воздухообмена и распредеоение воздуха в помещениях//Внутренние санитарно-технические устройства. Ч.,3.Вентиляция и кондициониро
317
вание воздуха. Кн.2, гл. 17. — М.: Стройиздат, 1992. — С. 114-150 (Справочник проектировщика).
6. Pozih G.M., Tvaradze S.V. Simultaneous Computer Designing of Air Exchahge and Air Distribution//Cold Climat HVAC’94. — Rovaniemi, Finland, 1994. —P.249-50.
7. Позин Г.М. ПК ПРИВОЗ создает комфорт в промышленной зоне//Журнал АВОК. — 1992. — №3/4 — С.35.
8. Позин Г.М. ПК ПРИВОЗ-W— новые возможности комплексного расчета воздухообмена и воздухораспределения/ / «Инженерные системы АВОК-Северо-Запад». — 2003. —№1(9). — С. 59-61.
9. Г.М. Позин, С.А. Перовский, С.В. Тварадзе. Современный про-грамный комплекс для решения вопросов организации воздухообмена//IV международн. конф. «Воздух-2994» научно-технич; социальные и экономич. проблемы воздушной среды. 9-11 июня 2004г. Тезисы докладов. С.-Петербург 2004. — С. 156-157.
318
в обслуживаемую зону быстрозатухающими потоками
сверху вниз настилающимися на потолок веерными струями
настилающимися на потолок струями
сверху вниз коническими
и неполными веерными струями
а(
сверху вниз наклонными струями
горизонтальными струями выше рабочей зоны при формировании обратного потока в обслуживаемой зоне
Схемы подачи струй
компактная
Вид А
плоская
веерная
коническая
неполная веерная
Рисунок 3.2 Разновидность приточных струй
Основной участок
Начальный участок
Тепловые границы струи
Динамические границы струи
Рисунок 3.5 Схема приточной струи, вытекающей из отверстия
Тепловые границы струи
Динамические границы струи
Рисунок 3.9 Основной участок веерной струи
Б
В
X
совпадение направления противодействие
действия гравитационных гравитационных
и инерционных сил и инерционных сил
горизонтальная подача нагретого воздуха
Тепловые границы струи
Динамические границы струи
Рисунок 3.20 Динамические V и тепловые t границы струи
Тепловые границы струи
Динамические границы струи
d
осесимметричная струя
b
плоская струя
Рисунок 3.22 Схема осесимметричной вертикальной неизотермической струи
Рисунок 3.30 Схемы конвективных струй
отв»
Тепловые границы струи
Динамические границы струи
Рисунок 4.2 Схема струи, истекающей из затенённого отверстия
IV Начальный динамический участок
V Основной участок
Начальный гпловой участок
III
Замыкающий тпловой
участок
Тепловые границы струи
Динамические границы струи
Рисунок 4.7 Схема веерной струи, истекающей из затенённого отверстия
N
Рисунок 4.8 Определение длины участка формирования веерной струи
0,5V
Б
слабо закрученная струя
умеренно закрученная струя
сильно закрученная струя
Рисунок 4.9 Профили скоростей закрученных струй
Рисунок 4.13 Схема взаимодействия параллельных струй
un
II
гч a
II
8
..... ; , —T—, , г- «I = «2=60° 1,5 2 3 4 5 c 10 15 25 35
-............ , , ,-----ai = a2=45°
8 Ъ 1,5 2,53 4 5 ; 10 15 25 35
|| || --T--,-r_r_,-,--,-,--------------T-r-r—,-г (X| - «2-30°
g g 2 3 4 5 : 10 15 25 35
1000
1000^
6 Ю 20 50 100 200 500 1000 2000
Lo, л/с
Рисунок 4.27 Аэродинамические и акустические характеристики АМН, АДН при установке в системах приточной вентиляции (Ед приведены для oq = 0С2 = 0°)
Рисунок 4.30 Аэродинамические и акустические характеристики решёток АЛН
Рисунок 4.35 Аэродинамические и акустические характеристики щелевых решёток АРС (а = 0°) и АЛС длиной 1 м
20 50 100 200 500 1000 2000 U м7ч
1 1—г~т~1----------Г------"1---1 Г“П I ГТ-!--------------1------1----1 1 1—I—г
6 10 30 50 100 200 500 Lo, л/с
Рисунок 4.36 Аэродинамические и акустические характеристики щелевых решёток АРС (ос = 45°) длиной 1 м
1АПН
300
100
50
30
750-750
825-825
900-900
/ / 975x975
// [050x1050
10
5
3
100 200 500 1000 2000 5000 10000 U, м7ч
30 50 100 200 500 1000 2000 Lo, л/с
ДР2АПН = 0,8 • ДР1АЛН 1оТ = 0,7 • |£пн Lf™ = LrH - 10дБ(А)
Рисунок 4.39 Аэродинамические и акустические характеристики диффузора 4АПН
ЛРЛ0ЛН(Ь = 0,2А) = 0,8 ДРЛОПН(Ь = 0,15А) 10.2 (b = 0,2А) = 2,5 102 (Ь = 0,15А) l_A(b = 0,2А) = LA(b = 0,15А)
Рисунок 4.41 Аэродинамические и акустические характеристики диффузора ДПУ-М (Ь = 0,15А)
АРЛОЛИ(Ь = 0,15А) = 0,7 • ДРЛ0ЛИ(Ь = 0,05А)
10,2 (Ь = 0,15А) = 2,0 1о.2 (Ь = 0,05А) LA(b = 0,15А)= LA(b = 0,05А)
Рисунок 4.42 Аэродинамические и акустические характеристики диффузора ДПУ-К (Ь = 0,05А)
ПОЛИ»
пз
Рисунок 4.44 Аэродинамические и акустические характеристики панелей СПП, СПП-М
ib = 16 ____ ОД |Ь = 8
*0,2 “ ДО ' 10,2
ь = 16 = 0 94 • ЛРЬ = 8
ПОЛИ Z_ll полн
Рисунок 4.46 Аэродинамические характеристики панелей ВПМ при b = 8 мм
Рисунок 4.49 Аэродинамические и акустические характеристики панелей ВПТ
100
5000 10000 20000
500 1000
ПОЛИ» I £хг поди»
IIIIII
30 50 100
500 1000
50000 Lo, м3/ч
5000 10000 Lo, л/с
Рисунок 4.56 Аэродинамические и акустические характеристики наружных решёток АРН при заборе воздуха
100
500 1000
5000 10000 20000 50000 Lo, м3/ч
~1---1 1 1 1—I—ГП----------1------1---1 1 Т 1—г—гп
30 50 100 500 1000
1--1--1-1—I—ГП--
5000 10000
Lo, л/с
Рисунок 4.57 Аэродинамические и акустические характеристики наружных решёток АРН при выбросе воздуха
подача наклонными струями
подача воздуха непосредственно в рабочую зону
вертикальная подача
сосредоточенная подача
расчётные схемы
схемы струй при Агх > крит
Рисунок 5.5 Схемы развития приточных струй в помещении
холодный период года
тёплый и переходный периоды года
теплоисточник
воздухораспределитель
Рисунок 5.9 Схемы управления потоками воздуха в помещении при наклонной подаче
соосные компактные струи
веерные приточные
и плоские конвективные струи
приточные, истекающих через перфорированную поверхность, и компактные конические
компактные приточные и конвективные струи, соударяющиеся под произвольным углом друг к другу, в том числе и под прямым
соударение обратного потока от горизонтальной ненастилающеися или настилающейся приточной струи с компактной конвективной
приточные струи
конвективные струи
Рисунок 5.8 Схемы взаимодействия приточных и конвективных струй
I
Рисунок 6.2 Расчётные схемы тепловоздушных процессов при подаче воздуха непосредственно в рабочую зону помещения
________ приточные струи
конвективные струи (холодные) конвективные струи (теплые)
Рисунок 6.3 Расчётные схемы тепловоздушных процессов
при подаче воздуха вертикальными струями
циркуляционная зона
max
3.1
рабочая зона Qp.3. tp,3.
агр
ненастилающаяся струя
max
настилающаяся струя
Рисунок 6.6 Расчётные схемы тепловоздушных процессов
при сосредоточенной подаче
L
Рисунок 6.4 Расчётные схемы тепловоздушных процессов при подаче воздуха струями, настилающимися на ограждения
Рисунок 6.5 Расчётные схемы тепловоздушных процессов
при подаче воздуха наклонными струями
СОДЕРЖАНИЕ
1. МЕТЕОРОЛОГИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ В ПОМЕЩЕНИИ И ИХ СВЯЗЬ С РАСЧЕТОМ ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛЕНИЯ
1.1. Требования к микроклимату помещений..............16
1.2. Связь между нормируемыми метеорологическими условиями и расчетными параметрами приточных струй...................20
2. ОСНОВНЫЕ СПОСОБЫ РАЗДАЧИ ПРИТОЧНОГО ВОЗДУХА
2.1. Значение правильной организации воздухораспределения и состояние исследований в этой области......................28
2.2. Требования к организации воздухообмена и воздухораспределения. .33
2.3. Основные способы раздачи приточного воздуха......35
2.4. Рекомендации по выбору способа воздухораспределения и типов воздухораспределительных устройств..................... 40
3. ЗАКОНОМЕРНОСТИ ПРИТОЧНЫХ И КОНВЕКТИВНЫХ СТРУИ
3.1. Краткий обзор работ по струйным течениям.........43
3.2. Классификация струй..............................52
3.3. Изотермические и слабонеизотермические струи.....54
3.4. Неизотермические струи...........................91
3.5. Конвективные струи..............................102
4. ОСНОВЫ РАСЧЕТА ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЬ1Х УСТРОЙСТВ
4.1. Выпуск из воздухораспределителей с затененными отверстиями 111
4.2. Выпуск из воздухораспределителей с закручивающими устройствами............................................. 121
4.3. Взаимодействие воздушных потоков................129
4.4. Развитие струй вдоль поверхности ограждений.....137
4.5. Развитие струй в ограниченном пространстве......139
4.6. Воз духораспределительные устройства и их характеристики 146
4.7. Влияние начальной интенсивности турбулентности на характеристики приточных насадков.............................202
б. ДВИЖЕНИЕ ВОЗДУШНЫХ ПОТОКОВ В ПОМЕЩЕНИИ
б. 1. Воздушные и тепловые нагрузки систем......... 206
6.2. Распределение скоростей и температур в рабочей зоне помещения 210
6.3. Обеспечение заданой равномерности распределения температур по площади рабочей зоны.................................216
6.4. Обеспечение расчетных схем циркуляции воздушных потоков в помещении................................................218
319
5.5. Влияние сосредоточенного удаления воздуха на формирование скоростных полей в помещении.............................223
5.6. Влияние коэффициента воздухообмена на расходы теплоты и холода в системах вентиляции и воздушного отопления.......225
5.7. Управление воздушными потоками в вентилируемом помещении...................................................229
6. СОВМЕСТНЫЙ РАСЧЕТ ВОЗДУХООБМЕНА И ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛЕНИЯ
6.1. Определение воздухообмена.........................236
6.2. Расчет коэффициента воздухообмена для основных способов пода-
чи приточного воздуха................................ 249
6.3. Сопоставление расчетных и экспериментальных данных по коэф-
фициентам воздухообмена................................262
7. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛЕНИЯ И ВОЗДУХООБ-
МЕНА...................................................264
7.1. Подача воздуха непосредственно в рабочую зону.....265
7.2. Выпуск воздуха наклонными струями............... 270
7.4. Вертикальная подача воздуха.......................274
7.5. Раздача воздуха через перфорированные потолки и пане-
ли.....................................................276
7.6. Раздача воздуха через перфорированные воздуховоды.282
7.7. Системы с направляющими соплами (струями).........289
8. РАСЧЕТ ВОЗДУХООБМЕНА И ВОЗДУХОРАСПРЕДЕЛЕНИЯ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ЭВМ
8.1. Принцип совместного расчета воздухообмена и воздухораспре-
деления.......4........................................297
Список литературы......................................303
Издательство «АВОК Северо-Запад»,
195027, Санкт-Петербург, Красногвардейская ил.. д. 2, литер *А». Подписано в печать 29.11.2004., Формат 60x90 1 /16. Объем 20 п.л.
тираж 10.000 экз. Заказ №1034 Отпечатано с готовых диапозитивов в ОАО «Техническая книга»
190005, Санкт-Петербург, Измайловский пр., 29.