Теплоснабжение и вентиляция. Курсовое и дипломное проектирование. - Кувшинов Ю.Я., Хрусталев Б.М., Копко В.М.

Автор: Кувшинов Ю.Я. Хрусталев Б.М. Копко В.М.
Теги: отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха в зданиях теплоэнергетика теплотехника вентиляция теплоснабжение
ISBN: 978-5-93093-394-9
Год: 2008
Похожие
Теплоснабжение и вентиляция
Курсовое и дипломное проектирование по вентиляции гражданских и промышленных зданий.
Теплоснабжение
Справочник по теплоснабжению и вентиляции. Книга 2-я. Вентиляция и кондиционирование воздуха
Текст
                    Б.М. Хрусталев
Ю.Я. Кувшинов
В.М. Колко
ТЕПЛОСНАБЖЕНИЕ
И ВЕНТИЛЯЦИЯ
Теплоснабжение и вентиляция
Курсовое и дипломное проектирование
Под общей редакцией профессора Б.М. Хрусталева
З-е издание исправленное и дополненное
Допущено
Министерством образования и науки Российской Федерации
в качестве учебного пособия для студентов высших учебных
заведений, обучающихся по специальности «Теплогазоснабжение
и вентиляция» направления подготовки дипломированных
специалистов «Строительство»
Допущено
Министерством образования Республики Беларусь
в качестве учебного пособия для студентов специальности
«Теплогазоснабжение, вентиляция и охрана воздушного бассейна»
учреждений, обеспечивающих получение высшего образования
Издательство Ассоциации строительных вузов
МОСКВА 2008
ББК31.38я7
Т34
УДК 697.34.001
Авторы:
Б. М. Хрусталев, Ю. Я. Кувшинов, В. М. Копко, А. А. Михалевич,
П.И. Дячек, В.В. Покотилов, Э.В. Сенькевич, Л.В. Борухова,
В. П. Пилюшенко|, Г. И. Базыленко, О. И. Юрков, В. В. Артихович,
М. Г. Пшоник
Рецензенты:
Кафедра энергетики Белорусского аграрно-технического университета,
доктор технических наук, профессор Б.В. Яковлев
Т 34 Теплоснабжение и вентиляция. Курсовое и дипломное
проектирование. /Под ред. проф. Б. М. Хрусталева - М.:
Изд-во АСВ, 2008. - 784 с., 183 ил.
3-е издание исправленное и дополненное
ISBN978-5-93093-394-9
Изложены методические указания, примеры расчетов, справочные
материалы для выполнения курсовых проектов и работ по отоплению,
вентиляции, кондиционированию воздуха, горячему водоснабжению,
теплоснабжению, газоснабжению, очистке вентиляционных выбросов.
Приведены методические указания и рекомендации по дипломному
проектированию.
Для студентов вузов и специалистов по теплоснабжению и вентиляции.
ISBN 978-5-93093-394-
jmiiiii
9«785930Н933949
© Издательство АСВ, 2008
© Коллектив авторов, 2008
3
Предисловие
Переход от экстенсивного развития нашего общества к интенсивному,
повышение качества продукции, в том числе и качества строительства, тре-
бует создания условий для высокопроизводительного труда и культуры
производства, что неразрывно связано с состоянием воздушной среды на
рабочих местах.
Поэтому основная задача специалистов в области теплоснабжения,
вентиляции и охраны воздушного бассейна - создание в помещениях раз-
ного назначения такого микроклимата, при котором обеспечиваются бла-
гоприятные условия для выполнения работ и нормальной деятельности
человека, а также решение вопросов очистки газовых выбросов, утилиза-
ции уловленных веществ и энергосбережения. Именно эти необходимые
для человека и технологических процессов условия внутренней среды на
производстве, в жилых и общественных зданиях обеспечиваются с по-
мощью систем отопления, теплоснабжения, вентиляции и кондициониро-
вания воздуха. Эффективность систем, их технико-экономические характе-
ристики во многом зависят не только от принятых схем, от правильного
монтажа, наладки и эксплуатации, но и от правильно выбранной методики
расчета и достоверности проведенных расчетов. Поэтому курсовое и ди-
пломное проектирование, включающее вопросы расчета, проектирования,
строительства и эксплуатации систем отопления, теплоснабжения, венти-
ляции и кондиционирования воздуха, очистки вентиляционных выбросов
играет важную роль в подготовке инженеров по специальности «Теплога-
зоснабжение, вентиляция и охрана воздушного бассейна».
Устройство данных систем и их отдельных элементов характеризует-
ся высокой степенью сложности: большим разнообразием схем, исполь-
зованием сложных механизмов и приборов для регулирования и контроля
их работы. Курсовое проектирование, являясь важной составной частью
учебного процесса, способствует усвоению студентами теоретических
положений, формированию практических навыков в проектно-конструк-
торской работе.
В то же время решение конкретных практических задач в курсовом и
Дипломном проектировании позволяет студентам получить более полное
представление о физической сущности протекающих процессов, теорети-
ческих положений, взаимосвязи отдельных элементов систем, числовых
значений отдельных расчетных коэффициентов и их соотношение в зави-
симостях.
Дипломное проектирование является завершающим этапом в подго-
товке студентов к самостоятельной работе и выборе правильных экономи-
чески оправданных решений.
В одиннадцати разделах данного учебного пособия приводятся мето-
дические указания и примеры расчета по основным вопросам курсового и
Дипломного проектирования. Дополнительно следует пользоваться учебни-
4
Глава I
ками, учебными пособиями, справочниками, строительными нормами и
правилами, а также санитарными нормами, конспектами лекций.
В четырех первых главах приводятся методические указания и приме-
ры расчетов по курсовому проектированию по разделам: отопление, венти-
ляция, кондиционирование воздуха, горячее водоснабжение и теплоснаб-
жение. Пятая глава посвящена вопросам дипломного проектирования по
теплоснабжению. В шестой главе изложены рекомендации к выполнению
дипломных проектов по отоплению, вентиляции и кондиционированию
воздуха в зданиях различного значения. В седьмой главе рассматривается
теплотехнический расчет наружных ограждающих конструкций отапливае-
мых зданий, в восьмой - содержатся рекомендации по энергосбережению в
зданиях и сооружениях. Девятая и десятая главы посвящены курсовому и
дипломному проектированию по газоснабжению. В одиннадцатой главе
приведены методические рекомендации и примеры расчетов тепловых се-
тей бесканальной прокладки с предварительно изолированными трубопро-
водами.
Данное учебное пособие разработано в соответствии с типовыми про-
граммами отдельных дисциплин, построено на возможности применения
нормативных требований и материалов в процессе их изменений и содер-
жит основные справочные материалы.
Авторы просят читателей присылать свои замечания, пожелания, пред-
ложения, которые помогут авторам в улучшении учебного пособия при его
переиздании.
Предисловие написано доктором технических наук, профессором
Хрусталевым Б.М.; глава 1	- канд. техн, наук, доц. Покотиловым В. В.;
глава 2 (2.1 и 2.2) - докт. техн, наук, проф. Дячеком П. И., канд. техн,
наук Боруховой Л.В., |доц. Пилюшенко В.П.|;
глава 2 (2.3)	- докт. техн, наук, проф. Дячеком П. И. и докт. техн, наук, проф. Кувшиновым Ю. Я.;
глава 3 главы 4, 5 и 11	-	канд. техн, наук, проф. Копко В. М.; -	канд. техн, наук, проф. Копко В. М. и канд. техн, наук, доц. Базыленко Г. И.;
глава 6	- докт. техн, наук, проф. Хрусталевым Б. М. и канд. техн, наук, доц. Сенькевичем Э. В.;
глава 7 глава 8 главы 9 и 10	-	канд. техн, наук, доц. Юрковым О. И.; -	докт. техн, наук, проф. Михалевичем А. А. -	канд. техн, наук, доц. Артиховичем В. В. и канд. техн, наук, доц. Пшоник М. Г.
Авторы выражают большую благодарность докт. техн, наук, профес-
сору Б.В. Яковлеву и канд. техн, наук, доценту К.Э. Гаркуше за ценные
замечания, советы и рекомендации, сделанные при рецензировании руко-
писи.
5
ГЛАВА I. Методические указания и примеры расчетов
по выполнению курсового и дипломного проек-
тов «Отопление зданий различного назначения»
1.1. Исходные данные для проектирования
Исходными данными для проектирования системы отопления здания
являются: район строительства; планы этажей, подвала, чердака; разрезы
здания; теплотехнические характеристики ограждающих конструкций
(окон, дверей, стен, пола 1-го этажа, чердачного или бесчердачного покры-
тия), полученные на основании выполненной ранее курсовой работы по
строительной теплотехнике или указанные в задании на проектирование;
источник теплоснабжения и его параметры.
В качестве исходных данных могут быть также заданы: вид системы
отопления и схема присоединения системы отопления к тепловым сетям;
вид системы отопления и ее основные исходные параметры; тип отопи-
тельных приборов. Или же эти данные могут выявляться в процессе выпол-
нения проекта.
1.2. Определение расчетных температур
в неотапливаемых помещениях
Для определения основных потерь теплоты через ограждающие конст-
рукции, разделяющие отапливаемые и неотапливаемые помещения, приме-
няют коэффициент учета положения наружной поверхности ограждения по
отношению к наружному воздуху п [3, табл. 5.3]. Произведение коэффици-
ента п на расчетную разность температур заменяет реальную разность меж-
ду температурами воздуха в отапливаемом помещении tp и неотапливаемо-
го помещения tx. Такое упрощение в расчетах приемлемо только в случае
повторяющихся конструктивных решений, например, перекрытия чердач-
ные с кровлей из рулонных материалов; перекрытия над холодными подва-
лами, сообщающимися с наружным воздухом. При современном разнооб-
разии конструктивного утепления неотапливаемых объемов необходимо
непосредственно определять температуру (г, °C, неотапливаемого помеще-
ния из анализа теплового баланса тепловых потоков через ограждения дан-
ного помещения по формуле
r ^(kA)p+'L(kA)r+^(kA)ext
где Y(kA)P, И(кА)т, £(АЛ)ег, - произведение коэффициента теплопередачи
на площадь соответственно внутреннего ограждения, теплопровода и
наружного ограждения неотапливаемого помещения, для которого рас-
считывают температуру tX9 °C;
6
Глава I
tp - расчетная температура воздуха в помещении с учетом повышения
ее в зависимости от высоты для помещений высотой более 4 м, °C;
tT - температура теплоносителя в теплопроводе, °C;
- расчетная температура наружного воздуха для холодного периода
года (параметр Б), °C [4, табл. Е. 1].
При конструировании утепления неотапливаемых объемов необходимо
обеспечить соблюдение двух основных условий:
1. Расчетная температура в неотапливаемом подвале, где расположены
большинство распределительных и сборных коллекторов сантехсистем, не
должна быть ниже 2°С;
2. Перепад Afo°C [3, табл. 5.5], между температурой внутреннего воз-
духа tp и температурой внутренней поверхности пола отапливаемого поме-
щения над неотапливаемыми подвалами и подпольями не должен превы-
шать 2°С.
Для выполнения первого условия необходимо при выполнении тепло-
технических расчетов варьировать степенью утепления различных ограж-
дений неотапливаемого помещения, либо использовать выражение (1.1),
задавая tx = 2°С и для определения величины коэффициента теплопере-
дачи внутреннего ограждения кр, Вт/(м2-°С), (кр - 1/7?р).
Проверка выполнения второго условия производится по следующему
выражению
(1.2)
где ад - коэффициент теплоотдачи внутренней поверхности, Вт/(м2-°С) [3,
табл. 5.4];
Rp - сопротивление теплопередаче конструкции перекрытия, отделяю-
щего отапливаемое помещение от неотапливаемого подвала или под-
полья, м2оС/Вт.
В случае несоблюдения условия Л/# < 2°С необходимо изменить зада-
ваемое значение £ew, определить требуемую величину кр и повторить про-
верку по выражению (1.2).
ПРИМЕР 1.1. Для трехэтажного двухсекционного жилого дома, фраг-
мент плана и разрез которого представлены на рис. 1.1, определить расчет-
ную температуру tx в неотапливаемом подвале. Исходные данные: район
строительства - Витебская область; ориентация главного фасада - на севе-
ро-запад (СЗ). Расчетная температура наружного воздуха для холодного
периода года (параметр Б) rew = -25°С [4, табл. Е.1].
Определяем дополнительные данные, необходимые для расчета. Со-
противление теплопередаче: двойное остекление в деревянных спаренных
переплетах - Rdo = 0,39 м2-°С/Вт (кдо = 1/0,39 = 2,56 Вт/(м2-°С)) [3, табл. Г.1];
наружная стена подвала, состоящая из бетонных фундаментных блоков
7
§ = 0,40 м, Л. = 1,86 Вт/(м °C) [3, табл. А.1] и наружного теплоизоляцион-
ного слоя пенополиуретана 5 = 0,07 м, Л = 0,05 Вт/(м °C) [3, табл. А.1]
RHC= 1/8,7 + 0,40/1,86 + 0,07/0,05 + 1/23 = 1,77 м2 °С/Вт (£яс= 1/1,77= 0,56
Вт/(м2-°С); неутепленные стены и полы на грунте ниже уровня земли с ко-
эффициентом теплопроводности Х= 1,2 Вт/(м2-°С) по зонам шириной 2 м,
параллельным наружным стенам равны Rc =2,1 м2-°С/Вт (кс- 1/2,1 = 0,48
Вт/(м2-°С)) - для I зоны, Rc = 4,3 м2 оС/Вт (кс= 1/4,3 = 0,23 Вт/(м2-°С)) - для
II зоны, Яс = 8,6 м2 оС/Вт (кс = 1/8,6 = 0,12 Вт/(м2 оС)) - для III зоны,
Rc= 14,2 м2-°С/Вт (кс= 1/14,2 = 0,07 Вт/(м2-°С)) - для IV зоны [4, Приложе-
ние Ж]; утепленные стены на грунте ниже уровня земли с коэффициентом
теплопроводности утепляющего слоя менее 1,2 Вт/(м2оС) Rh = 2,\ +
+ 0,07/0,05 = 3,50 м2-°С/Вт (кс = 1/3,50 = 0,29 Вт/(м2 оС)) - для I зоны.
Рис. 1.1. Фрагмент плана 1 этажа (а) и разрез (0 жилого дома
На основании плана и разреза здания определяем площади поверхно-
стей соответствующих ограждений подвала. Схема расположения огражде-
ний показана на фрагменте разреза подвала (рис. 1.2).
В результате анализа плана и разреза подвала определены соответст-
вующие площади ограждений: общая площадь окон подвала Адо = 5,2 м2;
Наружная утепленная стена подвала АНс= 61,8 м2; утепленные стены на
грунте I зоны А/, = 65,8 м2; неутепленные стены и полы на грунте I зоны
Лс= 145,6 м2; то же II зоны Ас = 173 м2; то же III зоны Ас = 92 м2; то же IV
Зоны Ас = 55 м2; перекрытие над неотапливаемым подвалом Апл = 344 м2.
8
Глава I
Сопротивление теплопередаче перекрытия над неотапливаемым под-
валом следует определять по расчету, обеспечивая перепад между тем-
пературами пола и воздуха помещения первого этажа не более 2°С [3,
табл. 5.1], при этом температура в неотапливаемом подвале не должна быть
ниже 2°С. Поэтому, задаваясь tx = 2°С, по формуле (1.1) имеем:
-344)18+(2,56-5,2+0,56-61,8+0,29-65,8+0,48-145,6+0,23-173+0,12-92+0,07-55)(-25)
кпл -344+2,56-5,2+0,56-61,8+0,29-65,8+0,48-145,6+0,23-173+0,12-92+0,07-55
откуда получаем требуемое значение кпл = 0,94 Вт/(м2-°С) Япл= 1,07
м2-°С/Вт. Таким образом, конструкция пола 1-го этажа, состоящая из плиты
перекрытия, покрытия пола и утеплителя, должна иметь Япл-1,07
м2-°С/Вт. Конкретные параметры конструкции пола (материал слоев, тол-
щина каждого слоя) необходимо определить при его конструировании, ис-
ходя из требуемого значения RTP = ЯЛл = 1,07 м2-°С/Вт.
Проверка выполнения второго условия производится по выражению (1.2):
ДГВ = 18-2 = 1,72 < 2°С,
® 8,7 1,07
т.е. принятые проектные решения удовлетворяют нормативным требованиям.
1.3.	Расчетные потери теплоты отапливаемого здания.
Расчет тепловой мощности системы отопления
Расчетные потери теплоты отапливаемого здания Q3d, Вт, определяют-
ся суммой потерь теплоты отапливаемых помещений
& =	(1-3)
где Q4 — расчетные суммарные потери теплоты отапливаемого помещения
(тепловая нагрузка помещения), Вт.
9
Для расчета суммарных потерь теплоты каждого отапливаемого поме-
щения предварительно необходимо:
1)	выявить значения сопротивления теплопередачи для всех наружных
ограждений, а также для внутренних, разделяющих помещения с разностью
расчетных температур между ними 3°С и более;
2)	вычертить планы этажей, подвала, чердака, разрезы здания в мас-
штабе 1:100;
3)	пронумеровать отапливаемые помещения. Как правило, нумерация
производится, начиная с угловых комнат по ходу часовой стрелки (для пер-
вого этажа с №101, для второго - с №201 и т.д.). Лестничные клетки обо-
значаются буквами.
Помещения, не имеющие вертикальных наружных ограждений, можно
не нумеровать, так как в таких помещениях не устанавливаются отопитель-
ные приборы. Теплопотери таких помещений (через полы или потолок) в
этом случае следует добавить к теплопотерям помещений, отопительные
приборы которых отапливают эти помещения.
Значения Q4 для каждого отапливаемого помещения определяются из те-
плового баланса отдельно рассчитываемых составляющих [4, Приложение М]
a=ze+G-a(i-n1),	а-*)
где Q - основные и добавочные потери теплоты через отдельные ограж-
дающие конструкции помещения, Вт;
Qi - расход теплоты на нагревание инфильтрующегося наружного воз-
духа через ограждающие конструкции помещения, Вт;
Qh - суммарный тепловой поток, регулярно поступающий в помещения
здания от электрических приборов, освещения, технологического обо-
рудования, коммуникаций, материалов, людей и других источников [4,
пункт 6.1, перечисление г], Вт;
Hi - коэффициент, принимаемый в зависимости от способа регулиро-
вания системы отопления по таблице 1.1.
Таблица 1.1
Коэффициент тц, принимаемый в зависимости от способа
регулирования системы отопления [4]
Система отопления и способ регулирования	П1
1. Электроотопление с индивидуальным регулированием	0,85
2. Водяное отопление с индивидуальными автоматическими терморегу-	
ляторами у отопительных приборов	0,80
3. Водяное отопление с местным регулированием по температуре внут-	
реннего воздуха помещения - представителя	0,60
4. Водяное отопление с местной системой регулирования по температуре	
наружного воздуха («следящая система регулирования»)	0,40
5- Водяное отопление без регулирования, печное отопление без регули-	
рования		0,20
10
Глава I
Каждая из составляющих теплового баланса (1.4) отапливаемого по-
мещения рассчитывается по соответствующей методике.
1.3.1. Определение основных и добавочных потерь теплоты
помещения через ограждающие конструкции
Расчетные основные и добавочные потери теплоты помещения опре-
деляются суммой потерь теплоты через отдельные ограждающие конструк-
ции Q, Вт, [4, Приложение Ж] с округлением до 10 Вт для помещений по
формуле
(1.5)
где к - MR - коэффициент теплопередачи ограждающей конструкции,
Вт/(м2°С);
R — сопротивление теплопередаче ограждающей конструкции, м • С/Вт
(сопротивление теплопередаче конструкции следует определять по [3]
(кроме полов на грунте); для полов на грунте - R = RC для неутеплен-
ных полов и R = Rh для утепленных);
А - расчетная площадь ограждающей конструкции, м2;
tp — расчетная температура воздуха в помещении с учетом повышения
ее в зависимости от высоты для помещений высотой более 4 м, °C;
text — расчетная температура наружного воздуха для холодного периода
года (параметр Б) [4, табл. Е.1] - при расчете потерь теплоты через на-
ружные ограждения, или температура воздуха более холодного поме-
щения - при расчете потерь теплоты через внутренние ограждения, °C;
п - коэффициент, принимаемый в зависимости от положения наружной
поверхности ограждающих конструкций по отношению к наружному
воздуху [3, табл. 5.3];
Р - добавочные потери теплоты в долях от основных потерь.
Сопротивление теплопередаче RCi м2-°С/Вт, для неутепленных полов на
грунте и стен ниже уровня земли с коэффициентом теплопроводности
Х> 1,2 Вт/(м2-°С) по зонам шириной 2 м, параллельным наружным стенам
принимают равным 2,1 - для 1 зоны; 4,3 - для 2 зоны; 8,6 - для 3 зоны; 14,2 -
для оставшейся площади пола.
Сопротивление теплопередаче Rh для утепленных полов на грунте и
стен ниже уровня земли (с коэффициентом теплопроводности ХА утепляю-
щего слоя толщиной 5, м, менее 1,2 Вт/(м2-°С)) равно Rh = Rc + б/ХА, а для
полов на лагах = 1,18(RC + 3/ХА).
Расчетная площадь А ограждающих конструкций рассчитывается по
наружному обмеру здания (со стороны вторичного теплоносителя — на-
ружного воздуха или со стороны более холодного помещения), при этом
вертикальные размеры наружных стен разделяются по межэтажным от-
меткам чистого пола, а горизонтальные - от средней оси стен смежных
помещений. Площадь пола и потолка определяется по общей площади
11
здания (в пределах периметра внутренней поверхности наружных ограж-
дений), разделяемой между помещениями по средней оси стен между ни-
ми. Площади окон, дверей и фонарей измеряются по наименьшему строи-
тельному проему. Линейные размеры определяются с округлением до
0,1 м.
Расчетную температуру внутреннего воздуха tp принимают мини-
мальной из допустимых температур, при этом руководствуются следующи-
ми правилами:
-	для всех ограждений помещения высотой h < 4 м, а также для части
вертикальных ограждений высотой 4 м от пола в помещении высотой
h > 4 м, расчетную температуру принимают равной нормируемой темпера-
туре воздуха в рабочей или обслуживаемой зоне tw^
-	для крыши и фонарей производственных помещений расчетная
температура принимается равной tp= tWjZ + (h - 2)ДГ, где принимают
ДГ- 0,3...0,7°С/м для помещений без значительных тепловыделений,
Д/- 0,7...2,0°С/м для помещений со значительными тепловыделениями;
-	для части вертикальных ограждений, расположенных выше 4 м от
пола (в помещении высотой h > 4 м) расчетную температуру принимают
равной средней температуре между температурами воздуха под потолком и
в,рабочей (или обслуживаемой) зоне t'pJ, =	+ tpj^!2\
—	для комнат жилых домов при наличии двух и более наружных верти-
кальных ограждений в комнате принимают tp на 2°С больше.
Значение р принимают равным:
а)	в помещениях любого назначения для наружных вертикальных и на-
клонных (вертикальная проекция) стен, дверей и окон, ориентированных на
север, восток, северо-восток и северо-запад - в размере 0,1, на юго-восток и
запад - в размере 0,05;
в общественных, административных, бытовых и производственных
помещениях через две наружные стены и более - 0,15 (если одно из ограж-
дений обращено на север, восток, северо-восток и северо-запад), и 0,1 - в
Других случаях;
в угловых помещениях — дополнительно по 0,05 на каждую стену,
ДВерь и окно;
б)	для наружных дверей, не оборудованных воздушными или воз-
душно-тепловыми завесами, при высоте зданий Н, м (от средней плани-
ровочной отметки земли до верха карниза, центра вытяжных отверстий
фонаря или устья шахты) в размере: 0,2// - для тройных дверей с двумя
тамбурами между ними; 0,27Н - для двойных дверей с тамбуром между
Ними; 0,347/ - для двойных дверей без тамбура; 0,227/ - для одинарных
Дверей;
в)	для наружных ворот, не оборудованных воздушными и воздушно-
тепловыми завесами, - в размере 3,00 при отсутствии тамбура и в размере
1,00 - при наличии тамбура у ворот.
12
Глава I
ПРИМЕР 1.2. Определить расчетные основные и добавочные потери
теплоты помещениями трехэтажного жилого дома, представленного в при-
мере 1.1 на рис. 1.1. Исходные данные: район строительства - Витебская
область; ориентация главного фасада - на северо-запад (СЗ). Расчетная
температура наружного воздуха для холодного периода года (параметр Б)
U = -25°C [4, табл. Е.1].
Определяем дополнительные данные, необходимые для расчета. Мето-
дика и расчет сопротивления теплопередаче окон, балконных дверей, на-
ружных стен, чердачного покрытия показаны в соответствующих разделах
курсовой работы по строительной теплофизике. Поэтому в рассматривае-
мом примере примем за исходные, например, следующие значения, соот-
ветствующие требованиям [3]: тройное остекление (ТО) в деревянных
раздельно-спаренных переплетах, балконные двери (БД) - Рто~^бд =
= 0,55 м2-°С/Вт (кто = кБД= 1/0,55 = 1,82 Вт/(м2 °С)) [3, табл. Г.1]; наруж-
ная стена (НС) - Rhc- 2,3 м2-°С/Вт {кис = 1/2,3 = 0,43 Вт/(м2 °С)); покры-
тие чердачное (Пт) - RnT- 3,2 м2-°С/Вт (кпт~ 1/3,2 = 0,31 Вт/(м2-°С)); пе-
рекрытие над неотапливаемым подвалом (Пл) - (см. пример 1.1.) -
7?пл=1,07м2-°С/Вт (кпл= 1/1,07 =0,94 Вт/(м2-°С)); стенка внутренняя
между лестничной клеткой и помещениями (ВС) - Rbc- 0,8 м2-°С/Вт
(квс-1/0,8 = 1,24 Вт/(м2-°С)); стенка тамбура в лестничной клетке
(СТ.Т) - RCTT = 0,38 м2-°С/Вт (кстт~ 1/0,38 = 2,63 Вт/(м2 °С)); лестнич-
ная площадка, перекрывающая тамбур (Л.Пл) - Рл.пл = 0,44 м2-°С/Вт
(кл.пл = 1/0,44 = 2,27 Вт/(м2-°С)); одинарные входные двери (Вх.Д) -
РВхд = 0,22 м2-°С/Вт (кВхД = 1/0,22 = 4,55 Вт/(м2-°С)).
Решение. Результаты расчета основных и добавочных потерь тепло-
ты Q записываем в виде табл. 1.2.
1.3.2.	Определение расхода теплоты на нагревание
инфильтрующегося наружного воздуха через ограждающие
конструкции
Наружный воздух поступает в помещения под действием разности
давлений наружного и внутреннего воздуха. Наружный воздух без его
предварительного нагревания может непосредственно поступать в поме-
щения через специальные приточные устройства, и в этом случае ин-
фильтрация является организованной. В случае его поступления через
существующие неплотности и щели в стенах, воротах, окнах, фонарях ин-
фильтрация носит неорганизованный характер.
При естественной вытяжной вентиляции в помещениях жилых и обще-
ственных зданий приточный нормируемый расход воздуха может поступать
в помещения либо в виде суммарного потока, состоящего из приточного на-
гретого в приточных установках, и инфильтрационного потока (без предва-
рительного нагревания). В этом случаем инфильтрационный поток является
Расчет основных и добавочных теплопотерь помещений
Таблица 1.2
Номер, назначение помещения	Ъ°с, площадь помещения F, м2	Наиме- нование ограж- дения	Ори- ента- ция	Размеры, м	А, м2	Вт/(м2 °C)	°C	1+SZ?	С. Вт	Примеча- ния
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11
109 кухня	20 8,25	ТО	ЮВ	1,4x1,5	2,1	1,82	45	1,05	181	
		НС	ЮВ	3,5x3,1-2,1	8,8	0,43	45	1,05	178	
		НС	ЮЗ	1,1x3,1	3.4	0,43	45	1	66	
		ВС	—	4,0x3,1	12,4	0,43	4	1	62	
		Пл	—	2,7x3,4	9,2	0,94	18	1	156	
		XQ = 650Вт								
ПО жилая	20 14,19	ТО	ЮВ	1,4x1,5	2,1	1,82	45	1,05	181	
		БД	ЮВ	0,7x2,1	1,5	1,82	45	1,05	126	
		НС	ЮВ	3,2x3,1- -2,1-1,5	6,4	0,43	45	1,05	129	
		ТО	юз	1,4x1,5	2,1	1,82	‘	45	1	172	
		НС	юз	5,0x3,1-2,1	13,4	0,43	45	1	259	
		Пл	—	3,4x4,5+ +2,5x2,5	21,2	0,94	18	1	359	в т.ч. часть пола 111
		zg- 1230Вт								
Продолжение таблицы 1.2
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	И
112 жилая	20 7,92	ТО	ЮЗ	1,4x1,5	2Д	1,82	45	1	172	
		НС	ЮЗ	3,0x3,1-2,1	7,2	0,43	45	1	139	
		НС	сз	1,5x3,1	4,7	0,43	45	и	99	
		Пл		3,4x2,8+7,6	17,1	0,94	18	1	290	в т.ч. часть пола 111
		£0 = 700Вт								
ИЗ жилая	20 11,88	ТО	юз	1,4x1,5	2,1	1,82	45	1	172	
		БД	юз	0,7x2,1	1,5	1,82	45	1	120	
		НС	юз	3,1x3,1- -2,1-1,5	6,0	0,43	45	1	117	
		ТО	сз	1,4x1,5	2,1	1,82	45	1,1	189	
		НС	сз	5,2x3,1-2,1	14,0	0,43	45	1,1	298	
		Пл	—	4,6x2,8+12	24,9	0,94	18	1	421	в т.ч. часть пола 115
		1320Вт								
114 кухня	18 5,00	ТО	сз	1,4x1,5	2,1	1,82	43	1,1	189	
		НС	сз	3,2x3,1-2,1	7,8	0,43	43	1,1	159	
		Пл		3,2x1,7	5,4	0,94	16	1	82	
		YQ = 430Вт								
Аналогичным образом выполняется расчет для помещений 101... 108 и 116... 124. В примере отражен расчет только помеще-
ний, показанных на рис. 1.1, т.е. помещений 109... 114.
Итого по 1 этажу: 12990 Вт
Глава I
Окончание таблицы 1.2
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11
Для помещений 2-го и 3-го этажей размеры окон (ТО), балконных дверей (БД), горизонтальные размеры наружных стен (НС) повторяются. Вертикальные размеры НС в настоящем примере (рис. 1.1) равны для 1-го этажа 3,10м, для 2-го - 2,80м, для 3-го - 2,95м. Размеры и площади пола 1-го этажа (Пл) и площади потолка верхнего(Пт)являются идентичными.										
Итого по 2 этажу: 9190Вт										
Итого по 3 этажу: 13040Вт										
А, лестничная клетка	16	2ТО	юв	2х(1,4х1,5)	4,2	1,82	41	1,05	329	
		НС	юв	3,2x7,3	23,4	0,43	41	1,05	432	
		Пт	1 1	4,8x3,2	15,4	0,31	41x0,9	1	176	
		Пл	—	(4,8-0,95)хЗ,2	12,3	0,94	16-2	1	162	
		ВС		(2х(4,8-0,95)+ +3,2)х1,0	10,9	1,24	16-2	1	190	
		Л.Пл	—	0,95x3,2	3,1	2,27	14,3	1	101	
		Вх.Д	11 1	1,3x2,1	2,7	4,55	14,3	4,67	820	
		ст.т	—	3,2x2,3- -1,3x2,1	4,6	2,63	14,3	1	173	
		££>=2390Вт								
Итого две лестничные клетки’: 4780Вт										
Всего по жилому дому: 35220Вт										
16
Глава I
организованным, задаваемым в исходных условиях параметром Лл, величи-
на которого формируется в результате дисбаланса между задаваемыми вен-
тиляционными вытяжным и приточным воздухообменами. Расход теплоты
Qi, Вт, в выражении (1.4) на нагревание этого организованного инфильтра-
ционного потока определяется: по формуле [4,5]:
Qi = 0,28£лрс (tp - Zm),	(1.6)
где Ln - расход приточного, предварительно не подогреваемого, инфильт-
рующегося воздуха, м3/ч;
р - плотность воздуха в помещении, кг/м3;
с - удельная теплоемкость воздуха (с = 1), кДж/(кг-°С).
Для жилых зданий приточный воздухообмен нормируется удельным
расходом 3 м3/ч на 1 м2 площади жилых помещений, что соответствует при-
мерно однократному воздухообмену. В этом случае выражение (1.6) преоб-
разуется [5] в виде
Qi=F(tP-t,^-	(1-7)
При неорганизованной инфильтрации через существующие неплотно-
сти и щели в стенах, воротах, окнах, фонарях зданий различного назначения
расход теплоты Qh Вт, определяется по формуле [4,5]:
(2,= 0,28cZ[G^p-U)X],	(1.8)
где Gi - расход инфильтрующегося воздуха через отдельные ограждающие
конструкции, кг/ч;
К - коэффициент, учитывающий нагревание инфильтрующегося воз-
духа встречным тепловым потоком, равный: для окон и дверей (в т.ч.
балконных) с раздельными переплетами - 0,8; при спаренных перепле-
тах и одинарных окнах, дверях и воротах - 1,0.
При естественной вытяжной вентиляции в помещениях общественных
зданий расчет Qt, Вт, выполняется по выражениям (1.6) и (1.8), принимая за
расчетное значение большую из величин [4, 5].
В помещениях жилых зданий при естественной вытяжной вентиляции
расчет Qi выполняется только по выражению (1.7), так как, согласно [3],
конструкция уплотнения притворов окон подбирается из условия обеспече-
ния через них нормируемого воздухообмена. Таким же образом Qt опреде-
ляется и в случае применения специальных приточных устройств - приточ-
ных управляемых клапанов в оконной коробке или в стене.
Расход инфильтрующегося воздуха через отдельные ограждающие
конструкции определяется по выражению (К.3) [4], которое учитывает воз-
духопроницаемость стен, стыков стеновых панелей, неплотностей окон,
дверей, ворот и фонарей. Ввиду незначительности инфильтрационных по-
17
токов через стены и стыки стеновых панелей современных зданий (кроме
деревянных щитовых, рубленных и т.п.) выражение (К.3) [4] для определе-
ния расхода инфильтрующегося воздуха в помещении G,, кг/ч, можно огра-
ничить только двумя его членами
G, = ^2Ся(Др;/Др1)0,67 + 345бЫ3Д/>,0-67,	(2.9)
где Л2 - площадь световых проемов (окон, балконных дверей, фонарей);
Л3 - площадь щелей, неплотностей и проемов в наружных ограждаю-
2
щих конструкциях, м ;
Др» Д/?1 - расчетная разность между давлениями на наружной и внут-
ренней поверхностях ограждающих конструкций соответственно на
расчетном этаже при Api = 10 Па;
Gh - нормативная воздухопроницаемость наружных ограждающих
конструкций, кг/(м2 ч), [3].
Расчетная разность давлений Др, определяется по формуле
Др г ~ ^jg^Pext ~ Рр)	(се.л — Се^)к{ ~ Pint,	(1-10)
где hj - расчетная высота от верха окон, балконных дверей, дверей, ворот,
проемов, оси горизонтальных или середины вертикальных стыков сте-
новых панелей до отметки карниза, центра вытяжных отверстий фона-
ря или устья шахты, м;
g - ускорение свободного падения, м/с2;
р£„, Рр - плотность соответственно наружного воздуха и воздуха в по-
мещении, кг/м3;
v- скорость ветра, м/с [4, Приложение Е];
сеп, се.р ~ аэродинамические коэффициенты соответственно для навет-
ренной и подветренной поверхностей ограждений здания, принимае-
мые по СНиП 2.01.07;
к\ - коэффициент учета изменения скоростного давления ветра в зави-
симости от высоты здания, принимаемый по СНиП 2.01.07;
PiM - давление воздуха в помещении, Па. Для помещений жилых и об-
щественных зданий, оборудованных только естественной вытяжной
вентиляцией, давление pint можно принять равным потере давления в
вытяжной системе
Pint = hg(p+5°c~PpY	(1.И)
где h - расстояние по вертикали от центра вытяжной решетки до верх-
ней кромки вытяжного канала или шахты, м;
Р+5°с - плотность наружного воздуха при 4rf = +5°С, кг/м3.
При наличии в помещении дисбаланса механического воздухообмена
значение ргпг определяется из уравнения воздушного баланса помещения.
18
Глава I
1.3.3.	Определение суммарного теплового потока, регулярно
поступающего в помещения здания от различных источников;
затраты теплоты на нагревание холодных материалов
Теплопоступления в помещения производственного здания задаются
технологией производства и являются исходными данными, выдаваемыми
технологами, для выполнения расчетов теплового баланса помещений. Ис-
точниками могут быть непосредственно технологическое оборудование,
экзотермические технологические процессы, поступающие в помещения
нагретые материалы и изделия, электрооборудование, электроосвещение,
люди, теплота фазового перехода расплавленных материалов при их пере-
ходе в твердое состояние и др. В помещениях животноводческих основным
источником являются теплопоступления от животных.
В тепловом балансе помещения учитываются только регулярно повто-
ряющиеся теплопоступления, поэтому для определения расчетного тепло-
вого потока теплопоступлений необходимо учитывать ряд факторов: сте-
пень загрузки и одновременности работы электрооборудования, количество
отводимой теплоты системой вентиляции, время нахождения нагретых ма-
териалов в помещении и другие параметры.
От людей учитываются только явные тепловыделения, величина кото-
рых зависит от интенсивности их физической деятельности, параметров
воздуха в рабочей зоне и теплозащитных свойств одежды. Если на одного
работающего приходится более 50 м3 объема помещения, то тепловыделе-
ния от людей не учитываются.
Нерегулярные теплопоступления в тепловом балансе помещения не
учитывают, но для обеспечения энергоэффективности здания в этом случае
необходимо предусматривать в помещении терморегулятор, уменьшающий
тепловой поток отопительного прибора. К нерегулярным теплопоступлени-
ям относится солнечная радиация, поступающая через окна и покрытия.
Теплопоступления в жилых зданиях учитывают в тепловом балансе
помещения в виде общих бытовых тепловыделений, которые принимают
для жилой комнаты из расчета 21 Вт на 1 м2 ее жилой площади.
Дополнительные затраты теплоты расходуются на нагревание холод-
ных материалов, поступающих в помещение, на нагревание транспортных
средств, въезжающих с улицы, на испарение воды в мокрых цехах и др.
Данные затраты включают в тепловой баланс помещения с учетом перио-
дичности и интенсивности необходимого дополнительного теплового пото-
ка. Основные исходные данные по расчету затрат теплоты на нагревание
холодных материалов задаются технологами.
1.3.4.	Тепловой баланс помещений и здания
Тепловой баланс здания Q3d рассчитывается по выражениям (1.3) и (1.4).
Для определения расчетных суммарных потерь теплоты отапливаемых поме-
19
щений Q4 необходимо предварительно выбрать тип системы отопления, а
также уровень и способ регулирования системы отопления, что позволит
задаться значением коэффициента т]ь входящего в выражение (1.4).
Тепловая расчетная нагрузка помещения соответствует величине рас-
четных суммарных потерь теплоты помещения Q4.
ПРИМЕР 1.3. Определить тепловые расчетные нагрузки помещений
трехэтажного жилого дома, представленного в примере 1.1 на рис. 1.1. Рас-
четная температура наружного воздуха для холодного периода года /сг/ =
= -25°С. Исходными данными приняты результаты расчета примера 1.2.
К проектированию задана система водяного отопления с индивидуальны-
ми автоматическими терморегуляторами у отопительных приборов, из
табл. 1.1 - гц = 0,80.
Решение. Расчетную тепловую нагрузку помещений (£4 определяем
по выражению (1.4). Расчетные основные и добавочные потери теплоты Y.Q
принимаем из примера 1.2. Расход теплоты на нагревание инфильтрующе-
гося наружного воздуха Qi определяем по выражению (1.7) - для жилых
помещений (см. раздел 1.3.2); по выражению (1.8) - для кухонь и санитар-
ных узлов. Бытовые тепловыделения £>a = 21F. Результаты расчета Qt,
Qh, Qa записываем в виде табл. 1.3.
Таблица 1.3
Расчет тепловой нагрузки помещений
Номер, назначение помещения	°C	Площадь помещения F, м2	Вт	Qb Вт	Qh, Вт	Вт	Qa, Вт
109,кухня	20	8,25	650	160	170	35	775
110, жилая	20	14,19	1230	640	300	60	1810
112, жилая	20	7,92	700	360	170	35	1030
113, жилая	20	11,88	1320	540	250	50	1810
114, кухня	18	5,00	430	160	100	20	570
Аналогичным образом выполняется расчет для помещений 101...108и116...124. В примере отражен расчет только помещений, показанных на рис. 1.1, т.е. поме- щений 109... 114.							
Итого по 1 этажу			12990	6940	3720	750	19180
Аналогичным образом выполняется расчет для помещений 2-го и 3-го этажей, _поэтому приведем только итоговые результаты расчета							
__	Итого по 2 этажу			9190	6860	3720	750	15300
Итого по 3 этажу			13040	6770	3720	750	19060
Две лестничные клетки			2390x2	—	—	—	4780
Всего по жилому дому			35220	20570	11160	2250	53540
20
Глава I
1.4. Выбор и конструирование системы отопления
Системы отопления, тип отопительных приборов, вид и параметры те-
плоносителя принимаются по приложению Л [4] в соответствии с назначе-
нием и видом здания.
Как правило, для систем отопления следует применять в качестве теп-
лоносителя воду; другие теплоносители допускается применять при техни-
ко-экономическом обосновании. Системы отопления следует проектиро-
вать, как правило, с насосной циркуляцией теплоносителя.
При проектировании отопления необходимо предусматривать автома-
тическое регулирование и учет количества потребляемой теплоты, а также
применять энергоэффективные решения и оборудование. Для зданий с рас-
четным значением теплового потока 50 кВт и менее автоматическое регу-
лирование допускается не предусматривать.
В зданиях с квартирными системами отопления необходимо преду-
сматривать возможность установки приборов учета расхода теплоты для
каждой квартиры, в таких зданиях можно не предусматривать отопление
лестничных клеток.
В производственных помещениях, в которых на одного работающего
приходится более 50 м2 пола, отопление проектируется только на постоян-
ных рабочих местах для обеспечения расчетной температуры воздуха, а на
остальной площади помещения проектируется отопление с более низкой
температурой, но не ниже 10°С.
Системы напольного отопления применяют трех типов, в зависимости
от вида подогрева: электричеством; горячей водой; горячим воздухом.
Системы парового отопления, ввиду повышенного эксплуатационного
шума и высокой температуры поверхности отопительных приборов, приме-
няют для помещений коммунальных зданий (бани, прачечные), для производ-
ственных помещений [4, Приложение Л], лестничных клеток, пешеходных
переходов и вестибюлей, для отопления тепловых пунктов, для теплоснабже-
ния воздухонагревателей (калориферов) систем воздушного отопления и сис-
тем приточной вентиляции. Целесообразность использования систем парово-
го отопления определяется, как правило, наличием технологического паро-
снабжения в отапливаемом здании. Следует помнить, что по сравнению с
другими системами системы парового отопления обладают высокой степе-
нью гидравлического саморегулирования, обусловленного теплоотдачей ото-
пительных приборов за счет теплоты фазового перехода.
Отопительные приборы газового отопления (за исключением горелок
инфракрасного излучения) допускается применять при условии закрытого
удаления продуктов сгорания непосредственно от газовых горелок наружу,
Температуру теплоносителя следует принимать не менее чем на 20% ниже
температуры самовоспламенения веществ, находящихся в помещении.
Воздушное отопление помещений здания, как правило, устраивается с
принудительной подачей смеси наружного и рециркуляционного воздуха в
21
отапливаемое помещение. Такая система должна обеспечивать в помеще-
ниях оптимальные значения параметров микроклимата: температуру и ско-
рость движения воздуха, результирующую температуру помещения и ее
локальную асимметрию. В помещениях категорий А и Б следует проекти-
ровать, как правило, воздушное отопление.
Воздушное отопление одноэтажных складских, общественных и опре-
деленных категорий производственных помещений рекомендуется решать с
помощью модульных газовых воздухонагревателей, устанавливаемых как
правило на крыше и включающих в себя полный комплекс автоматизиро-
ванных газогорелочных, теплообменных, вентиляторных и дымососных
устройств.
Электрическое отопление с непосредственной трансформацией элек-
трической энергии в тепловую или с помощью тепловых насосов допуска-
ется применять при технико-экономическом обосновании.
1.4.1.	Выбор и размещение отопительных приборов и
элементов системы отопления в помещениях здания
При проектировании отопления необходимо последовательно, и в то
же время комплексно решать следующие задачи:
1)	индивидуальный выбор для каждого помещения или зоны помеще-
ния оптимального варианта вида отопления и вида отопительного прибора,
обеспечивающих условия комфорта;
2)	определение местоположения отопительных приборов и их требуе-
мых размеров для обеспечения условий комфорта;
3)	индивидуальный выбор для каждого отопительного прибора вида
регулирования и местоположения датчиков в зависимости от назначения
помещения и его тепловой инерционности, от величины возможных внеш-
них и внутренних тепловых возмущений, от вида отопительного прибора и
от его тепловой инерционности и др., например, двухпозиционное, пропор-
циональное, программируемое регулирование и т.п.;
4)	выбор вида подсоединения отопительного прибора к теплопроводам
системы отопления;
5)	решение схемы размещения трубопроводов, выбор вида труб в за-
висимости от требуемых стоимостных, эстетических и потребительских
качеств;
6)	выбор схемы присоединения системы отопления к тепловым сетям.
При проектировании выполняются соответствующие тепловые и гидравли-
ческие расчеты, позволяющие подобрать материалы и оборудование систе-
мы отопления и теплового пункта.
Оптимальные комфортные условия достигаются правильным выбором
вида отопления и вида отопительного прибора. Отопительные приборы
следует размещать, как правило, под световыми проемами, обеспечивая
Доступ для осмотра, ремонта и очистки (рис. 1.3 а). В качестве отопитель-
22
Глава I
ных приборов рекомендуется использовать радиаторы или конвекторы.
Размещать отопительные приборы рекомендуется у каждой наружной сте-
ны помещения (при наличии в помещении двух и более наружных стен) с
целью ликвидации нисходящего на пол холодного потока воздуха. В силу
тех же обстоятельств длина отопительного прибора должна составлять не
менее 0,9-0,7 ширины оконных проемов отапливаемых помещений
(рис. 1.3 я). Полная высота отопительного прибора должна быть меньше
расстояния от чистого пола до низа подоконной доски (или низа оконного
проема при ее отсутствии) на величину не менее 110 мм.
Рис. 1.3. Примеры размещения отопительных приборов в помещениях
а - в жилых и административных помещениях высотой до 4 м; б - в помещениях
различного назначения высотой более 5 м; в - в помещениях с верхними световыми
проемами
В помещениях различного назначения высотой более 5 м при наличии
вертикальных световых проемов следует под ними размещать отопитель-
ные приборы для защиты работающих от холодных нисходящих потоков
23
воздуха. В то же время такое решение создает непосредственно у пола по-
вышенную скорость холодного настилающегося вдоль пола потока воздуха,
скорость которого зачастую превышает 0,2...0,4 м/с (рис. 1.36). С увеличе-
нием мощности прибора дискомфортные явления усиливаются. Кроме того,
из-за увеличения температуры воздуха в верхней зоне значительно возрас-
тают теплопотери помещения.
В таких случаях для обеспечения теплового комфорта в рабочей зоне и
снижения теплопотерь рекомендуется применять напольное отопление или
лучистое отопление с помощью радиационных нагревательных приборов,
располагаемых в верхней зоне на высоте 2,5...3,5 м (рис. 1.36). Дополни-
тельно следует под световыми проемами размещать отопительные приборы
с тепловой нагрузкой на возмещение теплопотерь данного светового про-
ема. При наличии в таких помещениях постоянных рабочих мест рекомен-
дуется применять локальное отопление в зонах рабочих мест для обеспече-
ния в них теплового комфорта с помощью либо систем воздушного отопле-
ния, либо с помощью локальных радиационных приборов над рабочими
местами, либо с помощью радиационных вертикальных отопительных па-
нелей со встроенными нагревательными элементами. В остальной зоне по-
мещения в пределах высоты 2 м обеспечивается температура воздуха не
менее 10°С желательно теми же отопительными средствами. При этом под
световыми проемами (окнами) для защиты работающих от холодных нис-
ходящих потоков воздуха следует размещать отопительные приборы с теп-
ловой нагрузкой на возмещение теплопотерь данного светового проема.
При наличии в перекрытии верхних световых проемов в виде фона-
рей, куполов и т.п. (рис. 1.3в) отопительные приборы также следует распо-
лагать непосредственно под ними, устанавливая их на полу или стене. При
этом расчетную тепловую нагрузку прибора следует принимать равной рас-
четным тепловым потерям данного верхнего светового проема с запасом
10-20%. В противном случае на поверхности остекления произойдет кон-
денсатообразование.
В одной системе отопления допускается использование отопительных
приборов различных типов.
Встроенные нагревательные элементы не допускается размещать в од-
нослойных наружных или внутренних стенах, а также в перегородках, за
исключением нагревательных элементов, встроенных во внутренние стены
и в перегородки палат, операционных и других помещений лечебного на-
значения больниц.
Допускается предусматривать в многослойных наружных стенах, пере-
крытиях и полах нагревательные элементы водяного отопления, замоноли-
ченные в бетон.
В лестничных клетках зданий до 12 этажей отопительные приборы
можно размещать только на первом этаже на уровне входных дверей; уста-
новка отопительных приборов и прокладка теплопроводов в объеме тамбу-
ра не допускается.
24
Глава I
В зданиях лечебных учреждений отопительные приборы на лестнич-
ных клетках рекомендуется устанавливать на каждом этаже.
Отопительные приборы не следует размещать в отсеках тамбуров,
имеющих наружные двери.
Отопительные приборы на лестничной клетке следует присоединять к
отдельным ветвям или стоякам систем отопления.
Трубопроводы систем отопления следует проектировать из стальных
(кроме оцинкованных), медных, латунных труб, а также термостойких ме-
таллополимерных и полимерных труб.
Прокладка стальных, медных (латунных) трубопроводов систем ото-
пления должна предусматриваться открытой. При обосновании допуска-
ется скрытая прокладка медных (латунных) трубопроводов. Трубы из по-
лимерных материалов прокладываются скрыто: в конструкции пола, за
экранами, в штрабах, шахтах и каналах. Открытая прокладка этих трубо-
проводов допускается только в пределах пожарной секций здания в мес-
тах, где исключается их механическое повреждение, внешний нагрев на-
ружной поверхности труб более 90°С и прямое воздействие ультрафиоле-
тового излучения. В комплекте с трубами из полимерных материалов
следует применять соединительные детали и изделия, соответствующие
применяемому типу труб.
Уклоны трубопроводов воды, пара и конденсата следует принимать не
менее 0,002, а уклон паропроводов против движения пара - не менее 0,006.
Трубопроводы воды допускается прокладывать без уклона при скорости
движения воды в них 0,25 м/с и более.
Тепловую изоляцию следует предусматривать для трубопроводов,
прокладываемых в неотапливаемых помещениях, в местах, где возможно
замерзание теплоносителя, а также в искусственно охлаждаемых помеще-
ниях.
Запорную арматуру следует предусматривать: для отключения и спуска
воды от отдельных колец, ветвей и стояков систем отопления; для конден-
сатоотводчиков и автоматически или дистанционно управляемых клапанов;
для отключения части или всех отопительных приборов в помещениях, в
которых отопление используется периодически или частично.
Запорную арматуру допускается не предусматривать на стояках в зда-
ниях с числом этажей три и менее. В подпольных каналах не рекомендуется
размещать арматуру и дренажные устройства. Запорную арматуру следует
предусматривать со штуцерами для присоединения шлангов
В системах отопления следует предусматривать устройства для их
опорожнения и заполнения теплоносителем. В горизонтальных системах
отопления следует предусматривать устройства для их опорожнения на ка-
ждом этаже здания с любым числом этажей. Можно не предусматривать
дренаж трубопроводов квартирного отопления и систем обогрева пола.
На рис. 1.4 показаны некоторые примеры конструкции систем водяно-
го отопления зданий.
25
Рис. 1.4. Некоторые элементы конструкции систем водяного отопления:
а - подсоединение стояка к подающему магистральному теплопроводу на чердаке с
двухскатной кровлей; б - то же на чердаке с плоской кровлей; в - подсоединение
стояка к обратному магистральному теплопроводу в подвале; г - при нижней развод-
ке магистральных теплопроводов
1 - кран шаровой (пробочный) или задвижка с краном для впуска-выпуска воздуха в
стояк; 2 - клапан балансовый (с фиксируемой гидравлической преднастройкой) с
краном для слива теплоносителя из стояка; 3 - кран шаровой (пробочный) или за-
движка с краном для слива теплоносителя из стояка; 4 - варианты: - для однотруб-
ной системы отопления - клапан балансовый (с фиксируемой гидравлической пред-
настройкой) с краном для слива теплоносителя из стояка; — для двухтрубной систе-
мы отопления - кран шаровой (пробочный) или регулятор перепада давления на
стояке; 5 - гильза из негорючего материала с заполнением кольцевого зазора несго-
раемым упругим теплоизоляционным материалом
Удаление воздуха из систем отопления при теплоносителе воде и из
конденсатопроводов, заполненных водой, следует предусматривать в верх-
них точках, при теплоносителе паре - в нижних точках конденсатного са-
мотечного трубопровода.
В насосных системах водяного отопления следует предусматривать,
как правило, проточные воздухосборники, краны или автоматические воз-
духоотводчики, в системах с естественным побуждением воздух удаляется
через расширительный бак, размещаемый в верхней части.системы. Непро-
точные воздухосборники допускается предусматривать при скорости дви-
жения воды в трубопроводе менее 0,1 м/с. При использовании незамер-
зающей жидкости желательно использовать для отвода воздуха автомати-
ческие воздухоотводчики-сепараторы, устанавливаемые, как правило в
тепловом пункте «до насоса».
26
Глава I
Рис. 1.5. Распределительный узел
двухтрубной системы отопления,
встраиваемый в монтажном шкафу
1	- подающая гребенка системы отопления;
2	— обратная гребенка системы отоплении;
3	- шаровой кран; 4 - штуцер для присое-
динения подающих трубопроводов поквар-
тирной системы отопления; 5 — штуцер
для присоединения обратных трубопро-
водов поквартирной системы отопления;
6	- устройство для автоматического выпус-
ка воздуха; 7 — устройство для спуска воды;
8 - термометр
В системах отопления с
нижней разводкой магистралей
для удаления воздуха предусмат-
ривается установка воздуховы-
пускных кранов на нагреватель-
ных приборах верхних этажей
(в горизонтальных системах -
на каждом нагревательном при-
боре).
При проектировании систем
центрального водяного отопле-
ния из полимерных труб следует
предусматривать приборы авто-
матического регулирования (ог-
раничитель температуры) с це-
лью защиты трубопроводов от
превышения параметров тепло-
носителя. На каждом этаже уст-
раиваются встроенные монтаж-
ные шкафы (рис. 1.5), в которых
должны размещаться распреде-
лительные коллекторы с отво-
дящими трубопроводами, запорная арматура, фильтры, балансовые клапа-
ны, а также счетчики учета тепла.
Трубы между гребенками и отопительными приборами прокладывают-
ся у наружных стен в специальной защитной гофрированной трубе, в кон-
струкции пола или в специальных плинтусах-коробах.
1.4.2.	Способы присоединений различного типа отопительных
приборов к трубопроводам системы отопления и устройства
для регулирования теплоотдачи отопительного прибора
Для регулирования температуры воздуха в помещениях у отопитель-
ных приборов следует устанавливать регулирующую арматуру. В помеще-
ниях с постоянным пребыванием людей, как правило, устанавливаются ав-
томатические терморегуляторы (с встроенными или выносными термостати-
ческими элементами), обеспечивающие поддержание заданной температуры
в каждом помещении и экономию подачи тепла за счет использования внут-
ренних теплоизбытков (бытовые тепловыделения, солнечная радиация).
Не менее чем у 50% отопительных приборов, устанавливаемых в одном
помещении, следует устанавливать регулирующую арматуру, за исключением
приборов в помещениях, где имеется опасность замерзания теплоносителя.
На рис. 1.6 показаны варианты наиболее распространенных присоеди-
нений различного типа отопительных приборов к двухтрубным и однотруб-
ным системам отопления, к системам парового отопления.
27
Рис. 1.6. Схемы наиболее распространенных присоединений отопительных
приборов различного типа к системам отопления
а - к двухтрубным системам отопления; б-к однотрубным системам отопления;
в - к системам парового отопления
1 - клапан проходной универсальный регулирующий для двухтрубных систем; 2 -
клапан проходной регулирующий для однотрубных систем; 3 - то же для двухтруб-
ных; 4 - вентиль балансовый с задаваемой настройкой пропускной способности; 5 -
клапан балансовый радиаторный с задаваемой настройкой пропускной способности;
6 - радиаторы стальные с встроенным регулирующим клапаном, с нижней подвод-
кой; 7 - радиатор секционный алюминиевый или чугунный; 8 - радиатор стальной с
боковой подводкой; 9 - клапан универсальный с возможностью его установки для
двухтрубных систем и для однотрубных (с задаваемым коэффициентом затекания);
10 - клапан четырехходовой одноточечного присоединения радиатора по одно-
трубной схеме; 11 - то же по двухтрубной схеме с задаваемой настройкой пропуск-
ной способности; 12 - комплект для двухточечного присоединения радиатора по
однотрубной схеме; 13 - то же по двухтрубной схеме с задаваемой настройкой про-
пускной способности; 14 - трехходовой регулирующий клапан для присоединения
радиатора по однотрубной схеме; 15 - регулятор расхода автоматический прямого
действия с задаваемым значением расхода теплоносителя; 16 - регулятор перепада
Давления и расхода автоматический прямого действия; 17 — головка термостатиче-
ская прямого действия, или электронная термостатическая головка программируе-
мая; 18 - вентиль; 19 - термопривод двухпозиционный (220 В, 3 Вт), время закры-
вания или открывания - 3 минуты; 20 - комнатный электронный двухпозиционный
регулятор температуры
28
Глава I
Соединение отопительных приборов «на сцепке» допускается преду-
сматривать в пределах одного помещения. Отопительные приборы гарде-
робных, коридоров, уборных, умывальных, кладовых допускается при-
соединять «на сцепке» к приборам соседних помещений. Для небольших
отдельных помещений для мастеров, кладовых, ОТК и т.п. в производст-
венных зданиях отопительные приборы допускается присоединять к тран-
зитным трубопроводам по однотрубной схеме.
Разностороннее присоединение трубопроводов к отопительному при-
бору следует предусматривать при его длине 2,2 м и более (более 1,5 м в
системах с естественной циркуляцией), а также к приборам, соединенным
«на сцепке», при числе их более двух.
1.4.3.	Выбор схемы присоединения системы водяного
отопления к тепловым сетям
В тепловом пункте здания присоединение системы водяного отопления к
централизованным тепловым сетям может осуществляться по зависимой или
независимой схемам. При зависимой схеме присоединения теплоноситель
централизованных тепловых сетей используется непосредственно в системе
отопления. При независимой схеме присоединения применяется теплообмен-
ник, разделяющий теплоносители системы отопления и тепловых сетей. При-
оритетной является зависимая схема, как наиболее дешевая и простая в мон-
таже и эксплуатации. Независимая схема присоединения используется при
недостаточном или высоком для эксплуатируемой системы отопления гидро-
статическом давлении на вводе тепловой сети в тепловой пункт здания.
Зависимая схема присоединения может быть непосредственной
(рис. 1.7 а) или с применением узла смешения (рис. 1.76).
Оптимальным является вариант схемы присоединения, показанный на
рис. 1.7 а, при которой обеспечивается непосредственная обратная связь
между пользователем тепловой энергии и теплопроизводителем при регу-
лировании производства теплоты. Однако такое прямое присоединение
возможно только при использовании низкотемпературных тепловых сетей с
постоянными в течение года параметрами теплоносителя, например 80-
60°С, и только для двухтрубных систем отопления с радиаторными дроссе-
лирующими термостатами. Тепловые сети в данном случае реагируют на
изменение спроса потребителя в теплоте через датчики перепада давления
на вводах, с помощью которых электронными регуляторами изменяется
подача сетевых насосов тепловых сетей (количественное регулирование).
Схема, приведенная на рис. 1.76 применяется для подсоединения к те-
пловым сетям, расчетные температурные параметры которых выше пара-
метров системы отопления.
Водоструйный элеватор на рис. 1.7 в сочетает в себе функции смесите-
ля и циркуляционного насоса, но с низким КПД. Данная схема широко
применяется для нерегулируемых систем отопления, так как является про-
стой и надежной в эксплуатации, не нуждается в электроэнергии. В практи-
29
ке автоматизации и переоборудования тепловых узлов имело место исполь-
зование схемы рис. 1.7г с установкой клапана 2 перед элеватором 1. Такой
подход является неверным, так как при дросселировании потока клапаном 2
резко падают насосные качества элеватора. Поэтому разработчики обычно
дополнительно устанавливают в эту схему насос и обратный клапан, для
которых элеватор становится только помехой. При его устранении имеет
место схема рис. 1.7е. При наличии достаточного для работы элеватора пе-
репада давления на вводе хорошие характеристики имеет узел смешения в
виде регулируемого водоструйного элеватора (рис. 1.7д), в котором с по-
мощью сервомотора изменяется сечение сопла элеватора.
Рис. 1.7. Зависимая схема присоединения системы водяного отопления
к тепловым сетям
а - схема непосредственного присоединения; б - схема присоединения с уз-
лом смешения; в - узел смешения в виде нерегулируемого водоструйного
элеватора; г - то же с регулирующим клапаном (неправильное решение);
д - то же в виде регулируемого водоструйного элеватора; е - то же с регули-
рующим двухходовым (дросселирующим) клапаном и подмешивающим I или
циркуляционным II насосом; ж - то же с регулирующим смесительным трех-
ходовым клапаном и подмешивающим I или циркуляционным II насосом; з -
то же в виде гидравлического разделителя с регулирующим двухходовым
(дросселирующим) клапаном и циркуляционным насосом III; и - то же в виде
четырехходового регулирующего клапана и циркуляционного насоса III;
1 - водоструйный нерегулируемый элеватор; 2 - регулирующий двухходо-
вой (дросселирующий) клапан; 3 - водоструйный регулируемый элеватор;
4 - регулирующий смесительный трехходовой клапан; 5 - обратный клапан;
6 — гидравлический разделитель; 7 - четырехходовой регулирующий клапан
30
Глава I
Схемы смешения, показанные на рис. 1.7е, 1.7тл? наиболее распростра-
нены при присоединении к централизованным тепловым сетям. Схема с
использованием трехходового клапана 4 (рис. 1 Лж) отличается значитель-
но более широким диапазоном коэффициента смешения по сравнению со
схемой на рис. 1.7 е. Подмешивающий насос I используется при наличии
достаточного для работы системы отопления перепада давления на вводе теп-
ловых сетей. В противном случае устанавливается циркуляционный насос II.
Смесительные узлы с использованием гидравлического разделителя 6
(рис. 1.7з) и четырехходового клапана 7 (рис. 1.7w) применяются в основ-
ном при присоединении к местным тепловым сетям от ведомственной, ин-
дивидуальной или т.п. котельной. Такой способ присоединения благоприя-
тен для устойчивой работы котлов, особенно при использовании котлов на
твердом топливе. Применяются разделители вертикальные соосные, верти-
кальные со сдвигом подсоединенных к нему трубопроводов отопления от-
носительно трубопроводов тепловых сетей (показан на рис. 1.7з), а также
горизонтальные. Конструкция гидравлического разделителя проста и пред-
ставляет собой трубу круглого или прямоугольного сечения, площадь попе-
речного сечения которой примерно в 10...20 раз больше суммарного попе-
речного сечения подсоединяемых к ней 4-х трубопроводов.
На рис. 1.7 условно не показано оборудование, приборы и арматура,
обязательно монтируемые в тепловом пункте: счетчик коммерческого учета
теплоты, сетчатые и осадочные фильтры, регулятор перепада давления,
регулятор-ограничитель температуры обратной воды (может не устанавли-
ваться), датчики регуляторов и дистанционных контрольных приборов,
термометры, манометры, запорная арматура и арматура для слива опорож-
нения оборудования теплового пункта.
При независимой схеме присоединения применяются скоростные теп-
лообменники различного типа: гладкотрубные, спиральнотрубные, пла-
стинчатые (как правило, одноходовые разборные или полуразборные).
Один из вариантов схемы независимого присоединения системы отопления
к тепловым сетям показан в примере раздела 1.7.
1.4.4.	Конструирование и некоторые положения по
выполнению чертежей систем отопления
В процессе проектирования и конструирования системы отопления
выполняются чертежи систем, которые включают в себя планы, разрезы и
схемы систем отопления, а также планы, разрезы и схемы установок (теп-
ловых пунктов) систем отопления. Системы и ее элементы выполняются в
условных обозначениях, состоящих из графических обозначений и буквен-
ных кодов к ним.
Буквенные коды могут состоять из непосредственно кода (марки) и по-
рядкового номера элемента в пределах марки (табл. 1.4), например Ст1,
Ст2.
31
Таблица 1.4
Буквенные коды некоторых условных обозначений
Наименование	Код (марка)
Стояк системы отопления	Ст
Главный стояк системы отопления	ГСт
Компенсатор	К
Теплопровод (общее обозначение)	ТО
Подающий теплопровод	Т1
Обратный теплопровод	Т2
Подающий теплопровод	Т11
Обратный теплопровод	Т21
Паропровод	Т7
Конденсатопровод	Т8
Диаметр трубопровода условный	025
Диаметр трубопровода реальный с указанием толщины стенки	022x1
Графические условные обозначения применяются совместно с буквен-
но-цифровыми кодами (табл. 1.5).
Таблица 1.5
Некоторые графические условные обозначения
Наименование	Обозначение
1	2
Варианты обозначения теплопроводов с нанесением его диаметров Обозначения теплопроводов с нанесением диаметров труб при плотном графическом исполнении чертежа Направление движения жидкости Направление движения пара, воздуха Местоположение изменения диаметра трубопровода Обозначение направления и величины ук- лона трубопровода относительно горизонта Обозначение на плане подъема или спуска (по направлению движения теплоносителя) теплопровода	Т1025 /В 025 025 	Т1_ ДТ21025 \T11025 \T2025 \T1025 03^025 ^/-0,005 Подъем	Опуск 	j Т1025		f Т2025
32
Глава I
Продолжение таблицы 1.5
1	2	
Обозначение радиатора на плане, на схеме Обозначение конвектора или ребристой трубы на плане и схеме Насос для перекачивания жидкости (капельной) Насос для перекачивания газа, воздуха, например вентилятор, компрессор Клапан предохранительный Клапан балансовый радиаторный, устанав- ливаемый на обратной подводке	1 1 п - фф^-^ Т	
Вентиль балансовый со сливным краном Кран шаровой или пробковый Кран шаровой или пробковый со сливным краном Вентиль Задвижка Клапан обратный (направление потока - в сторону заштрихованного треугольника) Клапан регулирующий с приводом		
Конструирование системы отопления производится в определенной
последовательности после выбора вида системы отопления, решения общей
(структурной) схемы отопления, выбора вида отопительных приборов, вы-
бора мест теплового зонирования и уровня автоматизации системы и ее
отдельных отопительных приборов или веток.
Планы и разрезы выполняются в масштабе 1:100 или 1:200, фрагменты
планов и разрезов - в масштабе 1:20 или 1:50, а при детальном изображе-
нии узлов - в масштабе 1:2, 1:5 или 1:10. При небольших зданиях для пла-
нов и разрезов можно принимать масштаб 1:50. На планах указывают от-
метки чистых полов и основных площадок. В наименованиях планов указы-
вают отметку чистого пола или номер этажа, например, «План на отм.
0,000», «План 1 этажа», а в наименовании разрезов - номер разреза, напри-
мер, «Разрез 1 — 1». При выполнении части плана систем или фрагмента
плана систем указывают, например, «План на отм. 0,000 между осями 1-6 и
А-Г» или «Фрагмент плана на отм. 0,000 между осями 2-3 и В—Д».
На планах этажей, наносятся места установки отопительных прибо-
ров. Затем на планах обозначается местоположение стояков (для верти-
33
кальных систем), местоположение монтажных шкафов с распределитель-
ными узлами (для горизонтальных систем при скрытой прокладке трубо-
проводов), наносится разводка распределительных теплопроводов с соот-
ветствующей маркировкой и, при необходимости, с обозначением укло-
нов трубопроводов.
Назначается местоположение помещения теплового пункта. Как пра-
вило, тепловой пункт располагают в подвале в помещении, прилегающем к
месту ввода тепловых сетей в здание.
При проектировании вертикальных систем отопления на планах подва-
ла и чердака обозначают местоположение стояков (в соответствии с плана-
ми этажей), а затем наносят магистральные теплопроводы, формирующие и
соединяющие отдельные ветки и стояки с тепловым пунктом. Трубопрово-
ды, располагаемые друг над другом, условно на планах изображают парал-
лельными линиями. При этом размерными линиями на планах можно обо-
значить расстояние каждого из трубопроводов от стены, от оси или другой
определяющий монтажный размер.
Схемы систем показывают условными обозначениями в осях косо-
угольной диметрии в масштабе 1:100 или 1:200 (для небольших зданий - в
масштабе 1:50), а схемы узлов управления теплового пункта в осях косо-
угольной диметрии или изометрии в масштабе 1:10, 1:20 или 1:50. Места
разрывов воздуховодов и трубопроводов обозначают строчными буквами, а
точки разрывов соединяют пунктирной линией (в т.ч. ломаной). Частично в
схемах допускается искажение горизонтального масштаба по соображени-
ям сохранения зрительного восприятия схемы. В наименованиях схем сис-
темы отопления и теплоснабжения установок указывают полное наимено-
вание, например, «Схема системы отопления», «Схема системы теплоснаб-
жения установок П1, П2, ПЗ, П4».
На схемах указывают: диаметры, отметки осей и уклоны трубопрово-
дов; размеры горизонтальных участков трубопроводов (при наличии разры-
вов и на схемах узлов управления); неподвижные опоры, компенсаторы;
отопительные приборы, стояки и их обозначения; контрольно-измеритель-
ные приборы и другие элементы систем. Для жилых зданий допускается
выполнять схемы систем отопления только для магистральных теплопрово-
дов, проложенных в подвале (на чердаке) в виде аксонометрической или
плоской схемы (с указанием мест отводов и углов поворота) с отдельным
представлением схем типовых элементов: стояков и узлов системы отопле-
ния. При наличии повторяющихся узлов на схеме системы обозначаются
местоположения этих узлов с выполнением отдельных деталировочных
чертежей узлов в масштабе 1:10, 1:20 или 1:50.
1.4.5.	Конструирование систем напольного отопления
Системы напольного отопления применяют трех типов в зависимости
от вида подогрева: электричеством; горячей водой; горячим воздухом.
34
Глава I
Устройство водообогреваемых полов выполняют следующим образом.
На ровное основание пола (черный пол) укладывают гидро- и теплоизоли-
рующий слои, а сверху - трубы для подачи горячей воды. Их заливают бе-
тонной стяжкой с пластификатором, поверх которой настилают покрытие
чистого пола (рис. 1.8). В качестве покрытия пола может применяться: ке-
рамическая плитка, синтетические рулонные материалы, ковровое покры-
тие и др.
Рис. 1.8. Конструкция устройства системы подогрева пола
1 - перекрытие; 2 - тепловая изоляция; 3 - усадочный шов; 4 - гидроизоляция;
5 - греющий контур; 6 - стяжка из цементно-песчаного раствора; 7 — напольное
покрытие
Трубы укладывают в виде змеевика той или иной конфигурации. Необ-
ходимые параметры системы определяют на основании теплотехнических
расчетов, а температуру регулируют с помощью автоматических термоста-
тов, получающих команды от датчиков температуры теплоносителя или
воздуха в помещении. Подводящие и отводящие трубы контуров и вся ар-
матура выводятся в распределительный шкаф.
Для водообогреваемых полов желательно применять металлополимер-
ные или медные трубы. Различают два способа укладки труб в греющем
контуре: зигзагообразный и с двойной проводкой. На рис. 1.9а представлен
зигзагообразный способ укладки труб, а на рис. 1.96 - способ укладки труб
с двойной проводкой. Контур с двойной проводкой отличается более рав-
номерным распределением температуры на поверхности пола. Вблизи на-
ружных стен помещений в зонах максимальных теплопотерь целесообразно
либо уменьшать шаг укладки труб (рис. 1.9 в), либо применять отдельный
греющий контур (рис. 1.9г).
Расстояние между соседними трубами греющего контура (шаг уклад-
ки труб) следует принимать равным от 0,10 до 0,35 м. Расстояние от на-
ружных стен до труб греющего контура должно быть равно шагу укладки
труб.
Среднюю температуру пола помещений следует принимать не выше: —
с постоянным пребывание людей 26°С; - с временным пребыванием людей
и для обходных дорожек крытых плавательных бассейнов 31 °C; — для дет-
ских дошкольных учреждений 23°C. Рекомендуемые температуры теплоно-
сителя составляют: 55-45°С; 50-40°С; 45-35°С; 40-30°С.
35
Рис. 1.9. Способы укладки труб системы напольного отопления
а - зигзагообразный; б - с двойной проводкой; в - с переменным шагом укладки
труб, г - с дополнительным греющим контуром
В контуре допускается потеря давления до 20 кПа. Поэтому общую
длину труб контура не следует принимать более 100 м, а одним контуром
обогревают, как правило, не более 40 м2 площади пола с максимальным
размером стороны 8 м. Для отопления больших помещений используют
несколько контуров.
1.4.6.	Конструирование систем электрического отопления
Системы электрического отопления подразделяются по режимам по-
требления электроэнергии и конструктивному исполнению на системы:
свободного (круглосуточного) потребления электроэнергии; периодические
или теплоаккумуляционные с основным потреблением энергии в часы
«провалов» графика нагрузки энергосистем; комбинированные, представ-
ляющие собой различные варианты сочетаний перечисленных систем; ком-
плексные, представляющие собой различные варианты сочетаний систем
электроотопления с системами отопления других типов.
Теплоаккумуляционные системы электрического отопления целесооб-
разно использовать при наличии двух-, многоставочных тарифов на элек-
троэнергию. При этом различие в тарифах на «пиковую» и «провальную»
электроэнергию может компенсировать удорожание отопительной системы.
При отсутствии двухставочного тарифа следует применять систему
электрического отопления со свободным графиком потребления электро-
энергии. В этом случае во всех отапливаемых помещениях устанавливаются
электроотопительные приборы, подключаемые к электросети с защитными
Устройствами и отдельным электросчетчиком.
При наличии двухставочного тарифа рекомендуется предусматривать
комбинированную систему электроотопления с аккумуляцией теплоты в
36
Глава I
ограждающих конструкциях (преимущественно пола) путем закладки в них
базовой группы нагревательных кабелей, или в электроаккумуляционных
печах. При этом аккумуляционная система должна рассматриваться в каче-
стве «фоновой», обеспечивающей 70-75% суточной отопительной нагрузки
дома. В качестве доводчиков, устраняющих колебания температур воздуха
в течении суток, следует предусматривать установку в отапливаемых по-
мещениях электрических радиаторов, конвекторов или доводочной группы
нагревательных кабелей, рассчитанных на 25-30% теплопотерь соответст-
вующих помещений.
Температура поверхности электрорадиаторов прямого обогрева не
должна превышать 95 °C.
Кабельные системы обогрева должны включать: кабельные нагрева-
тельные секции, состоящие из нагревательного экранированного кабеля,
соединенного с двух сторон с монтажными концами для подвода напряже-
ния и заземления (зануления), терморегулятор и аппаратуру защиты.
Нагревательный кабель целесообразно укладывать в монолитную це-
ментно-песчаную стяжку или в воздушной прослойке строительной конст-
рукции.
Элекгрообогреваемые полы предпочтительнее там, где есть опасность
промерзания трубопроводов: цокольные этажи, подвалы, гаражи и др. Ка-
бельные системы можно применять во всех без исключения жилых поме-
щениях, а также использовать для обогрева кровли, водостоков, тротуаров
и уличных ступеней. Толщину монолитного слоя и воздушной прослойки
не рекомендуется принимать менее 40 мм.
Применение электрокотлов для нагрева теплоносителя водяных систем
отопления требует обоснования и, как правило, может предусматриваться
при наличии двухставочных тарифов на электроэнергию с использованием
бака-аккумулятора.
1.4.7.	Конструирование систем воздушного отопления
Системы воздушного отопления следует проектировать с механиче-
ским побуждением движения воздуха. Установка для подготовки воздуха в
системе воздушного отопления должна включать воздухонагреватель, воз-
душный фильтр и систему клапанов для распределения воздушных потоков
по отапливаемым помещениям. Температура подаваемого воздуха в рас-
четном зимнем режиме, не должна превышать 45°С. Воздушно-отопитель-
ный агрегат рекомендуется размещать в подвале дома. При отсутствии под-
вала - в одном из подсобных помещений первого этажа или на чердаке.
В тех случаях, когда система воздушного отопления совмещена с сис-
темой вентиляции, рекомендуется применять тепловые насосы для охлаж-
дения воздуха в теплое время года, либо для круглогодичного кондициони-
рования. В системах воздушного отопления, совмещенных с приточной
вентиляцией, забор наружного воздуха следует предусматривать через воз-
37
духозаборное отверстие, размещенное на одном из дворовых фасадов дома
на высоте не менее 2 м от планировочной отметки земли. Воздухозаборное
отверстие должно быть защищено решеткой, москитной сеткой и, при не-
обходимости, снабжено закрывающимся утепленным клапаном.
Квартирные системы воздушного отопления рекомендуется применять
преимущественно в домах с повышенными требованиями к воздушно-
тепловому комфорту. Системы воздушного отопления могут обеспечивать
охлаждение воздуха в летний период. Системы воздушного отопления мо-
гут использоваться в режиме рециркуляции воздуха из жилых помещений и
совмещаться с вентиляцией, при этом они должны позволять работать в
режиме полной рециркуляции, если люди в квартире отсутствуют.
Дополнительный энергосберегающий эффект в воздушных системах
отопления, совмещенных с вентиляцией достигается путем дополнения их
установками утилизации теплоты вытяжного воздуха. Вторичные энергети-
ческие ресурсы (ВЭР) имеет воздух, удаляемый системами общеобменной
вентиляции и местными отсосами, а также различные технологические ус-
тановки, передающие теплоту в виде теплоносителей, пригодных для ото-
пления и вентиляции. Целесообразность использования ВЭР, выбор схем
утилизации теплоты (холода), теплоутилизационного оборудования и теп-
лонасосных установок должна быть обоснована технико-экономическим
расчетом с учетом неравномерности поступления ВЭР и неравномерности
теплопотребления в системах.
В воздухо-воздушных или газовоздушных теплоутилизаторах необхо-
димо учитывать вероятность переноса вредных веществ за счет неверных
конструктивных решений теплообменника. Допускается использовать ВЭР
вредных и горючих жидкостей и газов при условии, если они являются
промежуточным теплоносителем, циркулирующим в герметизированных
трубопроводах.
1.5.	Определение расчетного теплового потока и расхода
теплоносителя для расчетного участка системы отопления,
расчетной мощности системы водяного отопления
Значение расчетных теплопотерь здания Q3d, полученное в результате
расчета теплового баланса помещений здания, определяет общую тепловую
нагрузку системы отопления. Однако следует помнить, что в зависимости
от конструкции системы отопления имеют место дополнительные потери
теплоты, которые необходимо учесть при определении окончательной
мощности системы отопления Y,Qt- Например, если проектируется система
водяного отопления, то дополнительные потери теплоты возникают через
Участки наружных ограждений, у которых установлены отопительные при-
боры, а также за счет теплопотерь от теплопроводов системы отопления,
Расположенных в неотапливаемых помещениях - подвале и чердаке. При
воздушном отоплении дополнительные потери теплоты возникают через
38
Глава I
участки наружных ограждений, на которые могут настилаться приточные
струи с повышенной температурой воздуха. При электрическом отоплении
дополнительные потери теплоты практически отсутствуют. Нормами [4,
Приложение М] допускается проектирование систем отопления с величи-
ной дополнительных потерь теплоты не более 7% тепловой мощности сис-
темы отопления, то есть проектируемая тепловая мощность системы ото-
пления должна быть не более YQt £W0,93. Проверка этого условия мо-
жет быть выполнена только после конструирования и выполнения
гидравлического и теплового расчетов системы топления здания.
Тепловая расчетная нагрузка расчетного участка или стояка Qt системы
отопления включает в себя дополнительные потери теплоты, которые зада-
ются повышающими коэффициентами 01 и 02 на расчетный тепловой поток
Qi отопительного прибора [4, Приложение М]. Расчетная тепловая нагрузка
Qt участка теплопровода, подводящего теплоноситель к отопительному
прибору системы водяного отопления, будет равна
& = 01р1₽2 + О,9е3,	(1.12)
где Q3 — часть расчетных потерь теплоты, возмещаемых поступлением те-
плоты от трубопроводов, проходящих в отапливаемом помещении, Вт;
Qi - расчетный тепловой поток отопительного прибора, Вт;
Pi — коэффициент учета дополнительного теплового потока устанавли-
ваемых отопительных приборов за счет округления сверх расчетной
величины [4, табл. М.1];
р2 - коэффициент учета дополнительных потерь теплоты отопительными
приборами, расположенными у наружных ограждений [4, табл. М.2].
Расчетный тепловой поток отопительного прибора
& = (64-0,903).	(1.13)
Если значениями pi и р2 можно предварительно задаться для большин-
ства проектируемых типов систем водяного отопления, то значение Q3 за-
висит от ряда конструктивных и геометрических параметров проектируе-
мой системы отопления. Из практики проектирования можно отметить, что
при скрытой прокладке в помещении теплопроводов насосной системы
отопления (в штрабах, в полу) можно принять Qt, = 0, а при открытой вели-
чина Q3 составляет 0,1...0,15Q4, что позволяет задаться С?з —0,15(?4, ис-
ключая таким образом вероятность необоснованного завышения расчетной
нагрузки участка теплопровода. Тогда, с учетом вышеизложенного, выра-
жение (1.12) преобразуется к расчетному виду:
-	при скрытой прокладке в помещении теплопроводов
Qf = 24 0102,	(1-14)
которое для наиболее распространенных проектных вариантов равно: при
использовании радиаторов МС-140 (185 Вт/секц.) - 01 = 1,04, при их уста-
39
новке у стены - р2 = 1,02, тогда Qt- 1,О604; при использовании стальных
современных панельных радиаторов, установленных у стены (Pi = 1,02;
р2= 1,04), Qt= 1,О604; при использовании конвекторов с кожухом, установ-
ленных у стены (pi = 1,04; р2 = 1,02), Q, = 1,О604.
-	при открытой прокладке в помещении теплопроводов
0,-(О,85Д/72 + 0,15)С4,	(1.15)
которое равно: при использовании радиаторов МС-140 (185 Вт/секц.), уста-
новленных у стены (Pi = 1,04; р2 = 1,02), тогда 0, = 1,0504; при использова-
нии стальных современных панельных радиаторов, установленных у стены
(Р[“1,02; р2 = 1,04) 0, = 1,О5 04; при использовании конвекторов с кожу-
хом, установленных у стены (pi = 1,04; р2 = 1,02) Qt = 1,05 04.
Таким образом, для наиболее распространенных проектных вариантов
при установке отопительных приборов у стены расчетную нагрузку участка
теплопровода, подводящего теплоноситель к отопительному прибору, при-
нимаем:
-	при скрытой прокладке теплопроводов Qt = 1,06 04,	(1 16)
—	при открытой прокладке теплопроводов Qt = 1,05 04.	(1.17)
Дополнительные потери теплоты от теплопроводов системы отопле-
ния, расположенных в неотапливаемых помещениях, невозможно задать до
выполнения гидравлического расчета системы отопления. Поэтому приме-
няют косвенный способ учета данного фактора путем определения падения
температуры в подающем магистральном теплопроводе. Учитывая послед-
нее обстоятельство, а также соотношения (1.16), (1.17) и нормативное тре-
бование £0, < 0з<)/О,93 [4], расчетная мощность системы отопления опре-
делится из выражения:
Z& = ad/0,93.	(1.18)
Расход теплоносителя G, кг/ч, в расчетном участке или в стояке систе-
мы отопления следует определять по формуле
G = 3,6Qt /(cAt) или G = 0,860, /Д/,	(1.19)
где с - удельная теплоемкость воды, с = 4,2 кДж/(кг-°С);
At - расчетная разность температур теплоносителя, °C.
Порядок выполнения расчетов отражен в последующих примерах рас-
чета.
1.6.	Гидравлический расчет системы водяного отопления
1.6.1. Исходные данные
Исходными данными к гидравлическому расчету являются: результаты
расчета теплового баланса помещений и здания; расчетные параметры теп-
лоносителя Z, и /О,°С; схема проектируемой системы отопления; принципи-
40
Глава I
альные решения узлов системы отопления; типы принятых к установке ото-
пительных приборов и способ их присоединения к системе отопления; схе-
ма теплового узла; гидравлические характеристики оборудования теплового
узла (теплообменника, фильтров, регулирующих клапанов, запорной арма-
туры и др.), необходимые для определения гидравлического сопротивления
расчетных циркуляционных колец системы отопления.
При местном теплоснабжении от индивидуальной котельной (или то-
почной) предварительно необходимо подобрать котлы, выявить расчетный
гидравлический режим их работы, а также требуемые характеристики регу-
лирующих клапанов и фильтров, составить схему теплопроводов котель-
ной. При использовании гидравлического разделителя достаточно знать
только его сопротивление, состоящее из суммы потерь на местные сопро-
тивления внезапного сужения и расширения, а также характеристики тех
регулирующих клапанов и фильтров теплового пункта, которые входят в
расчетное циркуляционное кольцо системы отопления.
При зависимой схеме присоединения системы отопления к тепловым
сетям централизованного теплоснабжения необходимо предварительно вы-
брать тип узла смешения, выполнить схему теплового узла, подобрать его
оборудование и выявить гидравлические характеристики всех элементов.
При независимой схеме присоединения системы отопления к тепло-
вым сетям централизованного теплоснабжения предварительно необходимо
выполнить схему теплового узла и подобрать основные элементы оборудо-
вания, для которых выявить их гидравлические характеристики, а также
подобрать теплообменник для определения его гидравлического сопротив-
ления. Применяют гладкотрубные, спиральнотрубные, пластинчатые ско-
ростные теплообменники производства отечественных и зарубежных фирм.
Фирмы-производители теплообменников сопровождают свою продукцию
соответствующим программным обеспечением для подбора теплообменни-
ка и определения его тепловых и гидравлических характеристик.
Исходными сведениями для заполнения базы данных программы под-
бора теплообменника, как правило, являются: расчетная тепловая мощность
теплообменника, равная расчетной мощности системы отопления T.Qt, оп-
ределяемой по выражению (1.18); расчетные температуры первичного теп-
лоносителя Тг и То, °C; расчетные температуры вторичного теплоносителя
(системы отопления) t? и ZW,°C; располагаемый перепад давления на вводе
тепловых сетей в тепловой пункт здания &Ртс, МПа или бар. Последний
параметр является контрольным при выборе варианта теплообменника, т.к.
суммарные потери давления циркуляционного кольца первичного теплоно-
сителя - на вводе тепловых сетей (теплообменника АРто, расходомера счет-
чика теплоты, регулятора перепада давления или регулятора давления,
фильтров, арматуры и трубопроводов) должны быть на 5—10% меньше рас-
полагаемого перепада Пример подбора теплообменника приведен в
разделе 1.7.1.
41
1.6.2. Основные принципы и последовательность
гидравлического расчета системы отопления и подбора
регулирующих клапанов
Целью гидравлического расчета при условии использования распола-
гаемого перепада давления на вводе и обеспечения бесшумности работы
системы отопления является: определение диаметров участков системы
отопления; подбор регулирующих клапанов, устанавливаемых на ветках,
стояках и подводках отопительных приборов; подбор перепускных, разде-
лительных и смесительных клапанов; подбор балансовых клапанов и опре-
деление устанавливаемых при пуске системы гидравлических параметров
этих клапанов; подбор типа и типоразмера циркуляционных насосов.
После выполнения гидравлического расчета необходимо составить
«Задание на разработку проекта автоматизации системы отопления».
Прежде, чем приступить к гидравлическому расчету, необходимо на
схеме системы отопления указать расчетную тепловую нагрузку отопитель-
ных приборах, равную тепловой расчетной нагрузке помещения @4, кото-
рую при наличии двух и более отопительных приборов в помещении необ-
ходимо разделить между ними.
Затем следует выбрать основное циркуляционное кольцо. Циркуляци-
онное кольцо представляет собой замкнутый контур последовательных уча-
стков системы отопления. В однотрубной системе отопления количество
циркуляционных колец равно числу стояков или горизонтальных веток, а в
двухтрубной - количеству отопительных приборов. Из них в качестве ос-
новного расчетного циркуляционного кольца принимают:
-	в системах с попутным движением теплоносителя в магистральных
теплопроводах: для однотрубных систем — кольцо через наиболее нагру-
женный стояк, для двухтрубных систем - кольцо через нижний отопитель-
ный прибор наиболее нагруженного стояка. Затем выполняется расчет цир-
куляционных колец через крайние стояки (ближний и дальний);
-	в системах с тупиковым движением теплоносителя в магистральных
теплопроводах: для однотрубных систем — кольцо через наиболее нагружен-
ный из самых удаленных стояков, для двухтрубных систем - кольцо через
нижний отопительный прибор наиболее нагруженного из самых удаленных
стояков. Затем выполняется расчет остальных циркуляционных колец;
-	в горизонтальных системах отопления - кольцо через ветвь нижнего
этажа здания.
Следует выбрать одно из двух направлений гидравлического расчета
основного циркуляционного кольца.
Первое направление расчета основного циркуляционного кольца выпол-
няется по задаваемой оптимальной скорости движения теплоносителя на ка-
ждом участке циркуляционного кольца с последующим определением потери
Давления в нем и подбором циркуляционного насоса, напор которого обеспе-
чивает преодоление этих потерь. Скорость теплоносителя в горизонтально
42
Глава I
проложенных трубах следует принимать не ниже 0,25 м/с для удаления воз-
духа из них. Рекомендуется принимать оптимальную расчетную скорость
движения теплоносителя до 0,5...0,7 м/с, но не более максимально допусти-
мой для бесшумности работы системы [4, Приложение П]. Расчет остальных
циркуляционных колец проводится на основании результатов расчета основ-
ного кольца путем определения располагаемого давления в них и подбора
диаметров по ориентировочной величине удельных потерь давления Rcp (ме-
тодом удельных потерь давления) либо по величине удельной характеристики
сопротивления Sva [5, табл. 10.7], определяемой по [5, форм.( 10.43)]. По тако-
му принципу проводится расчет для систем с местным теплоснабжением, для
систем при независимом присоединении к тепловым сетям, для систем при
зависимом присоединении к тепловым сетям, но недостаточном располагае-
мом давлении на вводе тепловых сетей (кроме узлов смешения с элеватором).
Требуемый напор циркуляционного насоса Рн, Па, необходимый для
подбора типоразмера циркуляционного насоса, следует определять в зави-
симости от вида системы отопления:
-	для вертикальных однотрубных и бифилярных систем по формуле:
Рн = ЛРа0-Ре	(1.20)
-	для горизонтальных однотрубных и бифилярных, двухтрубных сис-
тем по формуле:
Рн = ЛРс.о-()АРе,	(1-21)
где ДРС О - потери давления в основном расчетном циркуляционном коль-
це, Па;
Ре — естественное циркуляционное давление, возникающее вследствие
охлаждения воды в отопительных приборах и трубах циркуляционного
кольца, Па.
Второе направление расчета основного циркуляционного кольца про-
водится по задаваемой величине располагаемого расчетного циркуляцион-
ного давления системы отопления. В данном случае диаметры участков
всех циркуляционных колец назначаются по ориентировочной величине
удельных потерь давления Rcp (методом удельных потерь давления) либо по
величине удельной характеристики сопротивления Sv^ [5, табл. 10.7], опре-
деляемой по [5, форм.( 10.43)]. По такому принципу проводится расчет для
систем отопления с естественной циркуляцией, для систем отопления при
зависимом присоединении к тепловым сетям: со смешением в элеваторе;
при достаточном располагаемом давлении на вводе тепловых сетей со сме-
сительным насосом на перемычке; без смешения при достаточном распола-
гаемом давлении на вводе тепловых сетей.
В этом случае в качестве исходного параметра необходимо определить
величину располагаемого циркуляционного перепада давления АРр, которое
в системах естественной циркуляцией равно
ДРр=Л,	(1-22)
43
а в насосных системах определяется в зависимости от вида системы ото-
пления:
-	для вертикальных однотрубных и бифилярных систем по формуле:
ЬРр = Рн + Ре,	(1.23)
-	для горизонтальных однотрубных и бифилярных, двухтрубных сис-
тем по формуле:
ДРр = Р„ + 0,4Ре.	(1.24)
Рекомендуется следующая последовательность выполнения расчета
основного циркуляционного кольца:
1)	Кольцо разбивают на последовательные участки. Участком называ-
ют часть трубопровода циркуляционного кольца постоянного диаметра с
постоянным расходом теплоносителя. Участки нумеруют, определяют их
длину с точностью 0,1 м, по выражениям (1.12), (1.16), (1.17) вычисляют
расчетную тепловую нагрузку участков Qb по формуле (1.19) вычисляют
расчетный расход теплоносителя G в расчетном участке.
2)	Если выбрано первое направление расчета, то диаметры участков
подбираются, задавшись оптимальной скоростью движения теплоносителя,
с помощью таблиц гидравлического расчета [5, Приложение II].
3)	Если выбрано второе направление расчета, то при использовании ме-
тода удельных потерь давления диаметры участков подбираются на основа-
нии расчетного расхода G на участке и ориентировочной величине удельных
потерь давления Rcp по таблицам гидравлического расчета [5, Приложение II].
При этом величина Rcp является одинаковой для всех участков расчетного
кольца. При использовании метода характеристик сопротивления диаметры
участков подбираются по величине удельной характеристики сопротивления
Svd [5, табл. 10.7], определяемой по [5, формула (10.43)] для каждого участка.
4)	Определяют потери давления на отдельных участках APW основного
циркуляционного кольца и суммарные потери ДРСО в нем по формуле:
^Рс.о ^,ДРоборуд + £ A/JV4 + ЬРрег.уч	(1.25)
где ^ЛРоборуд - сумма потерь давления в котле (теплообменнике), регули-
рующих клапанах теплового узла (в открытом состоянии), расходоме-
рах теплового узла и др. оборудовании, Па;
- сумма потерь давления в последовательных расчетных участ-
ках расчетного циркуляционного кольца, Па;
&РреглП{ ~ потери давления на «регулируемом участке» расчетного цир-
куляционного кольца, Па.
«Регулируемым участком» является участок, на котором изменяется
(регулируется) расход теплоносителя в циркуляционном кольце с помощью
Дросселирующих клапанов (балансовых, термостатических, регулирующих
и Др.). В двухтрубных системах отопления таким участком является отопи-
тельный прибор с подводками и арматурой и т.п. В однотрубных системах
отопления в качестве такого участка может рассматриваться стояк (или од-
44
Глава I
нотрубная ветвь горизонтальной системы отопления), если на нем преду-
сматривается установка балансового клапана. Потери давления в стояках
должны составлять не менее 70-80% для ближнего стояка и 60% для уда-
ленного стояка от общих потерь давления в циркуляционном кольце за вы-
четом оборудования теплового пункта и трубопроводов участков, общих для
всех циркуляционных колец. Потери давления на «регулируемом участке»,
(ДРреглч) Па, расчетного циркуляционного кольца определяются по формуле:
^Ррег.уч ^Ррег. уч + (Ел^,) рег.уч^	(1-26)
где крреглч - потеря давления в трубопроводе «регулируемого участка», Па;
^Ркл ~ расчетная потеря давления в клапане (термостатическом, балан-
совом и др.), Па.
Выбор типоразмера дросселирующего (регулирующего) клапана следует
производить по величине его пропускной способности kv, м3/ч. Величина
выражает объемный расход протекающей через клапан воды плотностью
1000 кг/м3 при создании перепада давления на клапане 1 бар (100 кПа или
0,1 МПа) и является технической характеристикой клапана, по которой
производится выбор клапана. Значение kv запорных клапанов в открытом
состоянии, смесительных и разделительных клапанов в открытом состоя-
нии, фильтров, термостатических клапанов в максимально открытом регу-
лирующем положении приводится в справочных и паспортных данных, а
также в виде расчетных номограмм, общий вид которых показан на рис. 1.10.
Рис. 1.10. Определение гидравлических характеристик клапанов
а — схема определения расчетного (в открытом состоянии) сопротивления универ-
сального клапана термостатического по заданному расходу воды на участке; б — схема
подбора балансового клапана и определения его гидравлической настройки по зада-
ваемым потерям давления в нем и расходу воды на участке
45
Потеря давления , Па, в универсальном термостатическом клапа-
не, в разделительном или смесительном клапане, фильтре, в запорном кла-
пане в открытом состоянии и др. определяется по таблицам гидравлической
настройки, по номограмме клапана (рис. 1.10л) или по формуле:
Д/>„=0,1(С/7„)2,	(1.27)
где G - расчетный расход теплоносителя на участке, кг/ч.
Расчетное требуемое значение пропускной способности kv м3/ч, балан-
совых и т.п. клапанов следует определять по формуле:
7vsG/(lO-A/J„)0'5,	(1.28)
Полученное по формуле (1.28) значение kv уже является достаточным про-
ектным решением без последующего подбора типоразмера клапана, но если
по проектному заданию известна фирма-поставщик, то с помощью номо-
граммы, схема которой показана на рис. 1.106, определяется значение п
гидравлической настройки клапана, устанавливаемое при пусковой наладке
системы отопления.
Суммарную потерю давления дросселирующих устройств (ЕД^^ег.уч
«регулируемого участка» основного циркуляционного кольца рекомендует-
ся задавать в размерах (0,3...0,5)ДРреггч. Для всех остальных циркуляцион-
ных колец значения (ЕДР^^.уч вычисляются при гидравлической увязке
параллельных колец после определения располагаемого давления в них и
составляют как правило (0,5...0,8)ДРрег w.
Суммарные расчетные потери давления основного циркуляционного
кольца могут быть меньше располагаемого циркуляционного перепада дав-
ления не более чем на 5... 10%.
1.6.3.	Методы гидравлического расчета трубопроводов
Для гидравлического расчета трубопроводов систем отопления приме-
няют два основных метода гидравлического расчета: метод удельных по-
терь давления и метод характеристик сопротивлений.
Метод удельных потерь давления применяется для расчета систем с
естественной циркуляцией, для двухтрубных систем, для нетиповых одно-
трубных систем с использованием медных и пластиковых труб.
Потери давления на участке ДРГ,Ч расчетного циркуляционного кольца
определяются суммой потерь давления на преодоление сил трения и инер-
ции по формуле:
№уч =	+ Z= ty4R + Pa-ZC	(1.29)
где £уч - длина участка, м;
R ~ удельная потеря давления на трение, Па/м [5, Приложение II - для
стальных труб];
Рд - динамическое давление, Па [5, Приложение II];
-	сумма коэффициентов местных сопротивлений [5, Приложение II].
46
Глава I
Значения R для медных и полимерных труб следует определять по
справочным приложениям производителей. Для металлополимерных труб
значения R приведены в приложении 1.1.
Местное сопротивление, находящееся между смежными расчетными уча-
стками (тройник, крестовина), относят к участку с меньшим расходом воды.
Метод характеристик сопротивлений отражает гидравлический ре-
жим только в зоне квадратичного турбулентного течения жидкости, поэто-
му его нельзя применять для расчета систем отопления с естественной цир-
куляцией. По этому методу потеря давления на участке трубопровода, в узле,
в стояке, в ветке, в системе отопления может определяться по формулам:
APV3-Sy3G2y3, АРст- ScmG2cm, APCO = SCOG2CO, (130)
где GV4, Gy3, Gcm, Gco - соответственно расход воды в участке трубопровода,
в узле, в стояке, в системе отопления, кг/ч;
SV4, 5у?, Scm, Sco - соответственно характеристика сопротивления участка
трубопровода, узла, стояка, системы отопления, Па/(кг/ч)2.
В отечественной отопительной практике наибольшее распространение
получили однотрубные системы отопления, в которых стояк или горизон-
тальная ветвь представляет собой ряд последовательно соединенных узлов
обвязки отопительных приборов с постоянным расходом теплоносителя в
них. Такой стояк (или ветвь) обычно рассматривают как единый участок,
характеристика сопротивления которого равна сумме характеристик сопро-
тивления составляющих его последовательных узлов Scm = Величина
Sy3 каждого вида узла зависит от его геометрической конфигурации, диа-
метров и вида применяемых в нем труб. Для унифицированных узлов,
распространенных в практике проектирования и монтажа однотрубных
систем из стальных труб, приводятся справочные значения в [5,
табл. 10.18..10.20]. Для нетиповых узлов SY3 можно вычислить по соот-
ветствующим методикам [1,2,5]. Например, для участка трубопровода зна-
чение 5уч можно вычислить по формуле:
5уч = Я«уч - Md + ZQ = A-	(131)
где А и Md - соответственно удельное динамическое давление, Па/(кг/ч)2,
и приведенный коэффициент трения, м”1, указанные для стальных труб
в табл. 10.7 [5];
1уч - длина участка, м;
-	сумма коэффициентов местных сопротивлений.
1.6.4.	Гидравлический расчет однотрубной системы водяного
отопления методом характеристик сопротивления. Определение
характеристик и подбор балансовых клапанов
При гидравлическом расчете однотрубных систем отопления необхо-
димо учитывать следующие рекомендации:
47
-	потери давления в стояках должны составлять не менее 70% общих
потерь давления в циркуляционном кольце за вычетом потерь давления
оборудования теплового узла;
-	рекомендуется применять верхнюю разводку магистральных тепло-
проводов, при которой обеспечивается движение воды к отопительному
прибору «сверху-вниз»;
—	для устойчивой работы П-образных стояков в опускной его части
(при движении воды «снизу-вверх») расход воды в нем должен быть более
минимально допустимого значения, определяемого по [5, табл. 10.10];
-	для многоэтажных зданий при нижней разводке магистральных те-
плопроводов рекомендуется применять П-образные стояки с транзитным
подъемным участком и отопительным опускным, а также Т-образные
стояки с транзитным подъемным участком и двумя отопительными опу-
скными;
-	стояк проектируется неизменного диаметра с использованием после-
довательно соединенных унифицированных узлов, при расчете стояк рас-
сматривают как один участок;
-	расчет рекомендуется проводить при одинаковых (постоянных) или
различных (переменных) перепадах температуры воды в стояках методом
характеристик сопротивления.
Рассмотрим на примере порядок и последовательность расчета. Для
расчета приняты исходные данные предыдущих примеров 1.1... 1.3.
ПРИМЕР 1.4. В качестве примера выполним гидравлический расчет
однотрубной вертикальной тупиковой системы водяного отопления с цен-
трализованным теплоснабжением от тепловых сетей при независимой схе-
ме присоединения системы отопления к ним. Заданы следующие расчетные
параметры тепловых сетей и системы отопления: Тг=120°С, То = 70°С,
4 = 85°С, to = 65°С. Тепловые нагрузки помещений Q4 и здания Q3d =
= 53540 Вт принимаем из табл. 1.3. Следует помнить исходное, заданное в
примере 1.2 условие индивидуального регулирования в системе отопления
(т]1 =0,8), что соответствующим образом отразилось на величине расчет-
ных тепловых нагрузок помещений и здания.
По выражению (1.18) определяем расчетную мощность системы ото-
пления:
ZQ = 53540/0,93 = 57570 Вт.
Затем на планах и разрезах этажей, подвала и чердака (рис. 1.11... 1.13)
указываем в условных обозначениях отопительные приборы, стояки, маги-
стральные теплопроводы, трубопроводы ввода тепловых сетей в тепловой
пункт и трубопроводы ввода системы отопления в тепловой пункт. На пла-
нах и разрезах теплового пункта (в примере не показаны) указываем место-
положение основного оборудования с привязкой его размерными линиями
к осям или стенам теплового пункта.
48
Глава I
Рис. 1.11. План типового этажа с указанием отопительных приборов
и стояков системы отопления
Рис. 1.12. План подвала с указанием стояков, обратной магистрали системы
отопления, ввода тепловых сетей, местоположения теплового пункта
49
Рис. 1.13. План чердака с указанием стояков, подающей магистрали системы
отопления, воздухосборников
На основании указанных выше чертежей выполняем аксонометриче-
ские (в данном случае в косоугольной диметрии) схемы системы отопления
(рис. 1.14, 1.15). На схеме системы отопления распределяем тепловые на-
грузки помещений Q4 по отопительным приборам в виде нагрузки отопи-
тельного прибора, суммируем по стоякам и указываем на схеме.
Определяем основное расчетное циркуляционное кольцо - через наи-
более нагруженный из удаленных стояков наиболее нагруженной ветки
системы, т.е. через стояк №24 ветки Б. Разбиваем основное циркуляцион-
ное кольцо на расчетные последовательные участки, нумеруем их и указы-
ваем на схеме. Определяем их длины и тепловые нагрузки Qt. Расчет
тепловых нагрузок участков выполняем по выражению (1-17), начиная от
Ст.24 и суммируя с нарастающим итогом в сторону теплового пункта. На-
пример, для участков №13 и №13' Qt = 1,05-3030 = 3180 Вт.
50
Глава I
Схема системы отопления
Рис. 1.14. Схема вертикальной однотрубной системы водяного отопления с
тупиковым движением воды в магистралях с указанием нумерации участков
основного расчетного циркуляционного кольца, указанием узла управления
теплового пункта и повторяющихся узлов «А», «Б», «В»
51
015
01/2" Stromax-M
Вентиль балансовый
со сливным краном
Кран шаровой
со сливным краном
Рис. 1.15. Схемы узлов «А», «Б», «В» вертикальной однотрубной системы
водяного отопления (к рис. 1.14)
Исходные данные и результаты гидравлического расчета рекомендует-
ся вносить в ведомость гидравлического расчета, например в виде табл. 1.6.
Расход воды определяем по выражению (1.19): G = 0,86^z/(85 - 65) = 0,043
Qt и заносим в графу 3. Диаметры участков подбираем, задаваясь опти-
мальной скоростью движения теплоносителя не более 0,4...0,5 м/с, с помо-
щью таблиц гидравлического расчета [5, Приложение П]. Учитывая вероят-
ность образования отложений в магистралях, принимаем диаметры некото-
рых участков, например №11... 13, на типоразмер выше. На основании
принятых диаметров заполняем графы 7 и 10 из табл. 10.7 [5].
Значения Svd (графа 5), необходимые при выполнении расчета по зада-
ваемому циркуляционному давлению, в данном случае не вычисляется, т.к.
расчет ведем по задаваемой скорости воды на участке. Расчет проводится
по выражению (1.31), т.е. значение графы 8 получаем перемножением ве-
личин в графах 4 и 7, значение графы 10 - сложением величин в графах 8 и
9, значение графы 12 - перемножением величин в графах 10 и 11. И окон-
чательно, потерю давления на участке - по выражению (1.30).
Коэффициенты местных сопротивлений (графа 9) отдельных участков:
№1 - две задвижки и восемь отводов 2x0,5 + 8x0,3 = 3,4; №2 - задвижка и
тройник на разделении потоков 0,5 + 1,5 =2,0; №3, 4, 5, 8, 9,11, 12, 13, 12',
Ч', 8', 5', 4' - тройник проходной £ = 1,0; №6, 7 - тройник проходной и от-
вод 1,0 + 0,5 = 1,5; №10, №13' тройник проходной и два отвода
1,0 + 2х 1,0 = 3,0; №10' - тройник проходной и отвод 1,0 + 1,0 = 2,0 и т.д. по
схеме.
Таблица 1.6
Гидравлический расчет однотрубной системы отопления
№ уч.	Qt, Вт	кг/ч	уч, м	Syd х 104	D„ мм	м-1	byjd		Сф	А хЮ4	хЮ4	^Руч, Па
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13
Основное циркуляционное кольцо ветки «Б» через стояк 24												
1	57570	2476	18,3		40	0,8	14,6	3,4	18,0	0,23	4,2	2574
2	30260	1300	1,6		32	1,0	1,6	2,0	3,6	0,39	1,4	237
3	26760	1150	2,4		32	1,0	2,4	1,0	3,4	0,39	1,3	172
4	24690	1060	5,6		32	1,0	5,6	1,0	6,6	0,39	2,6	292
5	22710	977	3,1		32	1,0	3,1	1,0	4,1	0,39	1,6	153
6	20620	887	2,5		25	1,4	3,5	1,5	5,0	1,23	6,2	488
7	17530	754	2,6		25	1,4	3,6	1,5	5,1	1,23	6,3	358
8	15460	665	2,6		25	1,4	3,6	1,0	4,6	1,23	5,7	252
9	12680	545	0,8		25	1,4	1,1	1,0	2,1	1,23	2,6	77
10	9510	409	3,3		25	1,4	4,6	3,0	7,6	1,23	9,3	156
11	7420	320	3,2		20	1,8	5,8	1,0	6,8	3,21	21,7	222
12	5860	252	4,9		20	1,8	8,8	1,0	9,8	3,21	31,5	200
13	3180	137	3,7		20	1,8	6,7	1,0	7,7	3,21	24,6	46
Ст24	3180	137	—	15	_____	_	925	1736 Сопротивление балансового клапана	7764 Общее сопротивление Ст24	9500										
Глава I
Продолжение таблицы 1.6
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	И	12	13
13'	3180	137	5,2		20	1,8	9,4	3,0	12,4	3,21	39,8	75
12'	5860	252	4,9		20	1,8	8,8	1,0	9,8	3,21	31,5	200
11'	7420	320	3,2		20	1,8	5,8	1,0	6,8	3,21	21,7	222
10'	9510	409	4,3		25	1,4	6,0	2,0	8,0	1,23	9,8	164
9'	12680	545	2,2		25	1,4	3,1	4,0	7,1	1,23	8,7	258
8'	15460	665	2,6		25	1,4	3,6	1,0	4,6	1,23	5,7	252
7'	17530	754	3,8		25	1,4	5,3	2,5	7,8	1,23	9,6	545
6'	20620	887	4,3		25	1,4	6,0	3,0	9,0	1,23	Н,1	873
5'	22710	977	3,1		32	1,0	3,1	1,0	4,1	0,39	1,6	153
4'	24690	1060	5,4		32	1,0	5,4	1,0	6,4	0,39	2,5	280
3'	26760	1150	4,2		32	1,0	4,2	3,0	7,2	0,39	2,8	370
2'	30260	1300	U		32	1,0	1,1	3,0	4,1	0,39	1,6	270
1'	57570	2476	3,6		40	0,8	2,9	3,5	6,4	0,23	1,5	918
ТДРуч =19307												
54
Глава 1
Характеристика сопротивления стояка определяется суммой характе-
ристик сопротивления трубных узлов [5, табл. 10.19]. Для Ст.24 и других
стояков диаметром Dv = 15 мм:
-	узел присоединения к подающей магистрали S- 133-10~4 Па/(кг/ч)2,
-	три этажестояка с односторонним присоединением
5 = 3-133-10“4 = 399-10’4 Па/(кг/ч)2,
-	узел присоединения к обратной магистрали S - 96-10-4 Па/(кг/ч)2.
Итого характеристика сопротивления стояка
Scm = (133 + 399 + 96)-10‘4 = 925-10'4 Па/(кг/ч)2.
Таким же образом определяем характеристику сопротивления стояка
лестничной клетки, состоящего из трубы длиной 8 м, узлов присоедине-
ния к подающей и обратной магистралям и радиаторного узла:
Scm = (8-28,6 +133 + 96+119)- 1СГ4 = 577-10'4 Па/(кг/ч)2.
Для устойчивой гидравлической работы системы принимаем сопро-
тивление удаленного стояка равным примерно 60% от сопротивления цир-
куляционного кольца за исключением оборудования теплового пункта и
трубопроводов участков, общих для всех циркуляционных колец. Тогда для
данного примера можно записать:
= 0>6(ДРуч2...13 + ДРуч2'...13'+ &РСГ24-)',	СТ2А = 0,6(2653 + 3662 + Д^сш)»
откуда получаем, что сопротивление Ст.24 должно быть около 9500 Па, в
том числе непосредственно стояка крст = 1736 Па (табл. 1.6), а сопротив-
ление балансового клапана Ст.24 (см. узел «Б» рис. 1.15) должно быть
ДРад = 9500 - 1736 = 7764 Па.
Гидравлический расчет ветки «Б» завершается определением распола-
гаемых давлений для стояков №13...23 и подбором балансовых клапанов.
Располагаемое давление рассчитывается по результатам расчета основного
кольца (табл. 1.6). Например,
Ppacn.Cmli = Ст24 + Д^учВ + АРуч13'= 9500+46 + 75 — 9621 Па.
Требуемая потеря давления в балансовом клапане определяется по вы-
ражению:
^Ркл ~ Ррасп.Ст ^РСпн	(1.32)
где Дрст - потеря давления в трубопроводах и узлах стояка, определяемая
по выражению (1.30), Па.
Требуемое значение пропускной способности балансового клапана опре-
деляем по формуле (1.28), а также с помощью номограммы, аналогичная
схема которой показана на рис. 1.106, для определения значения п гидрав-
лической настройки клапана.
В настоящем примере использованы номограммы фирмы Herz для балансо-
вых клапанов Stromax-r 01/2". Расчет гидравлических параметров и его
результаты выполняем в ведомости в виде табл. 1.7.
Расчет гидравлических характеристик балансовых клапанов ветки «Б»
Таблица 1.7
№ Ст	Qt, Вт	GCm, кг/ч	sCm •ю4	&РСт, Па	Ррасп.С.т, Па	Характеристики клапана		
						АРы, Па	м3/ч	п
1	2	3	4	5	6	7	8	9
Ст13	3510	151	925	2109	15308	13199	0,42	1,0
Ст14	2070	89	925	733	14766	14033	0,24	0,5
Ст15	1980	85	577	416	14194	13778	0,23	0,5
Ст16	2090	90	925	750	13888	13138	0,25	0,5
Ст17	3100	133	925	1636	12527	10891	0,41	1,0
Ст18	2070	90	925	750	11624	10874	0,27	0,6
Ст19	2800	120	925	1332	11126	9794	0,38	0,75
Ст20	3140	135	925	1686	10785	9099	0,45	1,1
Ст21	2090	90	925	750	10465	9715	0,29	0,6
Ст22	1560	67	925	415	10021	9606	0,22	0,4
Ст23	2680	115	925	1223	9621	8398	0,40	0,8
Ст24	3180	137	925	1736	9500	7764	0,50	1,2
56
Глава I
Результаты расчета позволяют определить располагаемое давления для
ветки «А»:
Ррасп. «а» = ЛРуч2..лз + ЛРспа + ^Руч2'..лз,= 2653 + 9500 + 3662 = 15815 Па.
Циркуляционное кольцо ветки «А» рассчитывается путем выбора диамет-
ров участков по Svd, вычисляемой для каждого участка в графе 5.
1.6.5. Гидравлический расчет двухтрубной системы водяного
отопления методом удельных потерь давления. Определение
характеристик и подбор клапанов отопительных приборов
При гидравлическом расчете двухтрубных систем используют как пра-
вило метод удельных потерь давления. Основные методические рекоменда-
ции по выполнению гидравлического расчета даны в разделах 1.6.1... 1.6.3.
Рассмотрим последовательность и методику расчета на решении примера, в
котором в качестве основных исходных данных приняты параметры преды-
дущих примеров.
ПРИМЕР 1.5. В примере рассмотрим двухтрубную систему отопления
с верхней разводкой подающей магистрали. Разводка и конструкция маги-
стралей приняты из примера 1.4 с теми же тепловыми нагрузками стояков и
участков. Двухтрубная конструкция стояков и обвязки радиаторов показана
на рис. 1.16.
Клапаны 1 и 2 (рис. 1.16) создают суммарное сопротивление (см. фор-
мулу (1.26)) на «регулируемом участке» (ZAPK/) pe2V4 =	В дан-
ном случае сопротивление универсального термостатического клапана 1
Ст.24
Рис. 1.16. Часть схемы вертикальной двухтрубной
системы водяного отопления с тупиковым движе-
нием воды в магистралях с указанием нумерации
участков основного циркуляционного кольца через
отопительный прибор 1 зтажа, а также циркуляци-
онных колец через прибор 2 зтажа и прибор 3 этажа
1 - клапан проходной универсальный регулирующий для
двухтрубных систем; 2 - клапан балансовый радиаторный
с задаваемой настройкой пропускной способности; 3 - го-
ловка регулирующая термостатическая прямого действия
57
определяется по его технической характеристике в зависимости от расхода
воды G на участке, а сопротивление балансового радиаторного клапана 2
задается исходя из задаваемой величины (ЕЛРк;) рег.уч- По соображениям
бесшумности работы клапанов 1 и 2 рекомендуется задавать значение
(Ъ^Рк^рег.уч не более 20...25 кПа. С другой стороны, для эффективного ре-
гулирования расходов в параллельных кольцах двухтрубной системы отопле-
ния, не рекомендуется задаваться значением (ЕАДс?)^^ менее 4...6 кПа.
При определении располагаемого давления на параллельных кольцах
следует учитывать дополнительное давление Ре от охлаждения воды в при-
борах и трубопроводах по формуле (1.24). Для циркуляционных колец че-
рез приборы 1-го этажа значение Ре можно не учитывать, принимая его в
запас на непредвиденные потери давления.
Выбираем основное расчетное циркуляционное кольцо - через прибор
1-го этажа Ст24 ветки «Б». Нумерацию участков кольца на магистральных
теплопроводах принимаем из примера 1.4. С целью сокращения объема
расчетов в настоящем примере, принимаем результаты расчета магистраль-
ных участков кольца из примера 1.4. Результаты гидравлического расчета
вносим в ведомость в виде табл. 1.8. Коэффициенты местных сопротивле-
ний на участках основного циркуляционного кольца: №14 - два отвода и
кран шаровой ЕС = 7,0; №16 - тройник проходной С = 1Д №18 - тройник
проходной, отвод, отопительный прибор и тройник на схождении потоков
ЕС =	№14' — отвод и кран шаровой ЕС = 5,5.
Далее следует рассчитать циркуляционное кольцо через прибор 2-го
этажа Ст24 ветки «Б». Для основной части участков этого кольца, являю-
щихся общими с основным кольцом, уже были определены диаметры труб
и потери давления в них. Необходимо определить потери и гидравлические
характеристики только цепи из участков №17 и №15', для которой распола-
гаемое давление будет равно потерям в параллельном участке №18 с уче-
том дополнительного влияния Ре. Тогда, с учетом (1.24), располагаемое
Циркуляционное давление для цепи из участков №17 и №15'равно:
Ррасп.уч. 17,15' ^Руч1% ^,4Ре,
где Ре = gAMp(4 - to) = 9,81-2,8-0,60(85 - 65) = 330 Па.
Выполним подбор клапанов 1 и 2 (рис. 1.16) отопительных приборов. В
качестве клапана 1 примем термостатический клапан типа TS-90 01/2"
(фирмы Herz) и его сопротивление AP^p определяем по номограмме, ана-
логичной схеме на рис. 1.10а. Требуемое сопротивление балансового кла-
пана 2 определяем по выражению:
АРад2 = (Е APJ рег.уч - АЛся-	(1.33)
Требуемое значение пропускной способности kv балансового клапана 2 оп-
ределяем по формуле (1.28), а также с помощью номограммы, аналогичная
схема которой показана на рис. 1.106, для определения значения п гидрав-
Таблица 1.8
Гидравлический расчет 2-х трубной системы отопления
№ уч.	Qb Вт	Gyv, кг/ч	Р <-учъ м	Dy, мм	V, м/с	Л, Па/м	R£yy Па	ЕС	Ра, Па	Z, Па	&РуЧ> Па	Приме- чание
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13
Основное циркуляционное кольцо через прибор 1 -го этажа Ст24 ветки «Б»												
EAT’vw/. н (из результатов примера 2.4 ) =											5227	
14	3180	137	2,6	15	0,18	50	130	7,0	15,8	111	241	
16	2055	88	2,8	15	0,11	20	56	1,0	5,9	6	62	
18	1125	48	4,8	15	0,05	7	34	7,5	1,2	9 Задаемся (ЕАР^,) рег^									43 6000 6043	
		Общее сопротивление участка №								8 равно		
14'	3180	137	2,0	15	0,18	50	100	5,5	15,8	87	187	
£APW/ '„.13' (из результатов примера 2.4) =											4580	
Общее сопротивление циркуляционного кольца ZAPV4 ==											16340	
												
Циркуляционное кольцо через прибор 2-го эт Ррасп.уч.17.15' ~ 6043 + 0,4-330 = 6								ажа Ст24 ветки «Б» 75 Па				
17	925	39	2,0	15	0,05	5	10	6,5	1,2	8	18	
15'	2050	87	2,8	15	0,10	18	50,4	1,0	4,9	5	55	
потери давления в трубопроводах £Ар>ч =											73	
Требуемое значение (ЕАР^) ^.^17-6175 - 73 = 6102 Па												
												
Циркуляционное кольцо через прибор 3-го этажа Ст24 ветки «Б» Pvacn.n..i5= НАРуч/б 17 + 0,4 Ре = (62 + 18 + 6102) + 0,4-330 = 6314 Па												
15	1135	48	4,8	15	0,06	7	33,6	6	1,8	И	44	
потери давления в трубопроводах Ц^руч =											44	
Требуемое значение (ЕАР^)	= 6314-4 = 6270 Па												
Глава I
59
лической настройки клапана. В настоящем примере использованы номо-
граммы фирмы Herz для балансовых радиаторных клапанов RL-5 01/2".
расчет гидравлических параметров и его результаты выполняем в ведомо-
сти в виде табл. 1.9.
Таблица 1.9
Подбор клапанов обвязки отопительных приборов Ст24
№Ст/№эт.	<7, кг/ч	(^^Ркд)рег. учу Па	АДслЬ Па	Характеристики балансового клапана 2		
				Па	Лр, м3/ч	п
Ст24/1 эт	48	6000	400	5600	0,20	1,0
Ст24/2 эт	39	6102	180	5922	0,16	0,75
Ст24/3 эт	48	6270	400	5870	0,19	0,9
1.6.6. Конструирование и подбор оборудования теплового
пункта системы водяного отопления
Основные элементы и оборудование теплового пункта составляют гид-
равлическую цепочку как со стороны первичного теплоносителя теплооб-
менника, так и со стороны вторичного теплоносителя, где элементы тепло-
вого узла являются звеньями основного циркуляционного кольца системы
отопления.
Прежде, чем приступить к конструированию теплового пункта, необ-
ходимо подобрать теплообменник. Методику подбора теплообменника и
другого оборудования теплового пункта объясним на примере.
ПРИМЕР 1.6. В примере используем исходные данные ранее приве-
денных примеров расчета.
Расчетную мощность теплообменника принимаем равной расчетной
мощности системы отопления или с запасом 10-15%:
Qmo = MSG = 1,1x57570 = 63330 Вт.
Для выбора теплообменника заносим в базу данных программы подбо-
ра теплообменника следующие данные: одноходовой пластинчатый полу-
разборный теплообменник; тепловая мощность теплообменника Qmo —
~ 64 кВт; параметры вторичного теплоносителя: температура на выходе
= 85°С, температура на входе to = 65°С; параметры первичного теплоноси-
теля: температура на входе Тг - 120°С. Из предложенных программой вари-
антов принимаем к установке пластинчатый теплообменник РС-0.20-0.80-
1х (ТЕРМОБЛОК), основные характеристики которого следующие:
~ количество пластин в теплообменнике — 6 шт.;
-	поверхность теплообмена - 0,8 м2, коэффициент теплопередачи
4702 Вт/(м2-°С);
60
Глава I
-	температура первичного теплоносителя на выходе То = 71,2°С;
-	расход теплосетевой воды - 1,22 м3/ч;
—	потери давления со стороны первичного теплоносителя 0,048 бар
(4,8 кПа);
-	расход нагреваемой воды системы отопления — 2,60 м3/ч;
-	потери давления со стороны вторичного теплоносителя &Рто =
= 0,219 бар (21,9 кПа).
На планах и разрезах теплового пункта (в примере не показаны) указы-
ваем местоположение основного оборудования с привязкой его размерны-
ми линиями к осям или стенам теплового пункта. На основании указанных
чертежей выполняем аксонометрическую (в данном случае в косоугольной
диметрии) схему теплового пункта (рис. 1.17).
Схема теплового пункта
Рис. 1.17. Схема трубопроводов теплового пункта
1 - электронный блок счетчика коммерческого учета теплоты; 2 -электронный
«следящий» регулятор температуры; 3 - регулирующий клапан с сервомото-
ром; 4 - регулятор перепада давления; 5 -ультразвуковой расходомер счетчика
коммерческого учета теплоты; 6 - клапан автоматической подпитки системы
отопления водой тепловых сетей; 7 - расходомер подпиточной воды; 8 - мем-
бранный расширительный бак; 9 — фильтр сетчатый осадочный; 10 - клапан
предохранительный; 11 - кран шаровой запорный; 12 - клапан обратный; 13 —
манометр показывающий; 14 - термометр показывающий
61
Со стороны первичного теплоносителя основными элементами явля-
ются регулирующий клапан 3 с сервомотором, регулятор перепада давле-
ния 4 и ультразвуковой расходомер 5 счетчика коммерческого учета тепло-
ты. Подбор элементов 3 и 4 зависит от исходных данных на вводе тепловых
сетей.
Счетчик коммерческого учета теплоты выбираем по расчетному рас-
ходу теплосетевой воды Vmc - 1,22 м3/ч. Принимаем к установке ультразву-
ковой расходомер Dv = 20 мм со следующими характеристиками: пропуск-
ная способность &v = 4,2 м3/ч; номинальный расход 1,5 м3/ч; максимальный
расход 3 м3/ч; минимальный расход 0,015 м3/ч; порог срабатывания 0,003
м3/ч; монтажная длина 190 мм. Падение давления в нем АР, МПа, опреде-
ляем по выражению (1.27):
А/\. = 0,l(rwc/Z:v)2 = 0,1(1,22/4,2)2 = 0,00844 МПа = 8,44 кПа.
Выбираем к нему электронный теплосчетчик марки «Струмень ТС-05»,
предназначенный для обработки, преобразования и регистрации информа-
ции: количество потребляемой тепловой энергии, расход воды, а также па-
раметры температуры и давления.
Со стороны вторичного теплоносителя основными элементами явля-
ются фильтр, шаровые краны, обратный клапан, сопротивление которых
определяем по соответствующим номограммам, аналогичным схеме на
рис. 1.10«. Т.о. сопротивление фильтра Dv - 40 мм при Vco = 2,60 м3/ч равно
А/^. = 0,9 кПа; сопротивление обратного клапана Dv = 40 мм при
VOK - 2,60 м3/ч равно &РОК_ = 2,0 кПа.
1.6.7. Подбор циркуляционного насоса системы
водяного отопления
Для подбора циркуляционного насоса необходимо определить тре-
буемые его подачу Ун, м3/ч и напор Рн, кПа (или м.вод.ст.). Подача насоса
соответствует расчетному расходу в системе отопления = Vco. Требуемый
напор определяется суммой составляющих потерь давления в циркуляци-
онном кольце - потерь давления участков основного циркуляционного
кольца ХАРГЧ, потерь в теплообменнике со стороны вторичного тепло-
носителя АРто, сопротивления фильтра и сопротивления обратного
клапана АРОЛ:
Рн = Е ^Руч + кРто + кРф + АРОК.	(1.35)
В существующей практике применяются как правило циркуляцион-
ные насосы с «мокрым ротором» с постоянной скоростью вращения (3..4
ступени скоростей), а также с электронным управление скорости враще-
ния по перепаду давления на насосе. Наиболее широко применяют пер-
вый вид насосов. Второй вид применяют при необходимости регулирова-
ния перепада давления в системе отопления. Для однотрубной системы
62
Глава I
отопления, в которой индивидуальное регулирование осуществляется пе-
рераспределением потоков в обвязке отопительного прибора с помощью
трехходового термостатического клапана без изменения расхода в стояке
и в системе отопления (рис. 1.15, узел «А»), рекомендуется принимать
насос с постоянной скоростью вращения. Для двухтрубной системы ото-
пления, в которой индивидуальное регулирование осуществляется дрос-
селированием потока с помощью двухходового термостатического радиа-
торного клапана с изменения расхода в стояке и в системе отопления
(рис. 1.16), рекомендуется принимать насос с электронным управлением
скорости вращения. Для систем небольшой мощности можно также при-
менять насос с постоянной скоростью вращения с перепускным клапаном
на байпасе.
Выбор насоса осуществляют графически по его характеристике либо с
помощью электронных программ производителя. Схема характеристики
насоса с постоянной скоростью вращения показана на рис. 1.18 а, а с элек-
тронным управлением скоростью вращения - на рис. 1.186.
Ри, кПа	^) Рцг кПа
J I 2	‘ I
Рис. 1.18. Схема характеристики насоса
а - с постоянной скоростью вращения; б — с электронным управлением
скоростью вращения
В первом случае (рис. 1.18 а) выбор насоса осуществляют по расчет-
ным величинам Рр и Vp, полученным в результате гидравлического расчета
системы отопления и подбора оборудования теплового пункта. Графически
определяют расчетную точку и характеристику системы, затем по направ-
лению характеристики системы определяют ступень вращения насоса и его
проектные характеристики Рн и VH.
Во втором случае (рис. 1.186) при выборе насоса достаточно по рас-
четным величинам Рр и Vp, полученным в результате гидравлического рас-
чета системы отопления, подобрать такой насос, чтобы рабочая расчетная
точка находилась где-то в середине рабочего диапазона характеристики
подачи насоса.
63
ПРИМЕР 1.7. Подберем циркуляционные насосы для однотрубной и
двухтрубной систем отопления на основании результатов предыдущих при-
меров.
Расчетная подача насоса = Ксо = 2,60 м3/ч.
Расчетный напор насоса определяем по выражению (1.35):
-	для однотрубной системы Рн = 19,31 + 21,9 + 0,9 + 2,0 = 44,1 кПа;
-	для двухтрубной системы Рн = 16,34 + 21,9 + 0,9 + 2,0 - 41,1 кПа;
При подборе насоса по схеме рис. 1.18а принимаем насос фирмы
«Grundfos» UPS 32-60FB, ступень скорости вращения №3 с проектными
характеристиками Рн = 48 кПа и VH - 2,7 м3/ч.
При подборе насоса по схеме рис. 1.186 принимаем насос UPE 32-
80FB с проектными характеристиками, соответствующими расчетным
Рн = 41,1 кПа и Рн = 2,60 м3/ч.
1.6.8. Выбор типа и подбор расширительного бака
В настоящее время преимущественно применяют закрытые расшири-
тельные баки, однако в определенных случаях следует использовать откры-
тый расширительный бак. На рис. 1.19а и 1.196 показаны распространен-
ные схемы подсоединения открытого расширительного бака.
Рис. 1.19. Схемы открытого расширительного бака и его подсоединения
к системам
а ~ с естественной циркуляцией теплоносителя; б — с насосной циркуляцией тепло-
носителя; в — с насосной циркуляцией теплоносителя при использовании в системе
основного или дополнительного теплогенератора на твердом топливе
К - контрольная труба; П - переливная; Р — расширительная; Ц - циркуляцион-
ная; С - свечная для выброса пара; 1 - циркуляционный насос; 2 - теплогенератор
на твердом топливе; 3 - предохранительный клапан; 4 - клапан с термотором 3 Вт
открытый в обесточенном состоянии
64
Глава I
Схема рис. 1.19а применяются при использовании в гравитационной
системе отопления теплогенератора на твердом топливе. В насосных сис-
темах с теплогенератором на твердом топливе следует устанавливать рас-
ширительный бак по схеме рис. 1.19в. В данном случае объем значительно
превышает требуемый объем что позволяет при аварийном отключе-
нии электроэнергии «сбросить» теплоту из теплогенератора на нагревание
воды в расширительном баке за счет открывания клапана 4 и появляющейся
при этом естественной циркуляции по трубам «Ц» и «Р». В случае закипа-
ния воды происходит сброс пароводяной смеси по тубе «С» в верхнюю
часть расширительного бака, ее сепарирование и сброс пара в атмосферу.
Рабочий расчетный объем открытого расширительного бака, Урб, л,
определяется по формуле
Гм= 0,045 Л.о,	(1.36)
где Vc о - расчетный объем воды в системе отопления, л.
Закрытый (мембранный) расширительный бак устанавливается как
правило в тепловом пункте при теплоснабжении от тепловых сетей или ме-
стного автоматизированного источника теплоты. Наиболее распространей
мембранный бак, работающий под давлением (рис. 1.20а).
б)
Рис. 1.20. Схемы закрытого расширительного бака
а — работающего под давлением системы отопления; б — под атмосферным давлением
1 - корпус бака под атмосферным давлением; 2 - подпиточный насос; 3 - обратный
клапан; 4 - клапан-редуктор
Требуемый объем такого бака Узб зависит от гидростатического давления и
давления срабатывания предохранительного клапана. Схема его установки
представлена на рис. 1.21.
65
Рис. 1.21. Схема установки закрытого (мембранного) расширительного бака
и устройств безопасности в системе отопления
1 - генератор теплоты или теплообменник; 2 - циркуляционный насос; 3 - радиаторы
системы отопления; 4 - закрытый (мембранный) расширительный бак; 5 - манометр;
6 - предохранительный клапан
Требуемый минимальный объем л, закрытого (мембранного) рас-
ширительного бака, работающего под давлением, определяется по формуле
где Vp- рабочий расчетный объем открытого расширительного бака, оп-
ределяемый по формуле (1.36), л;
Рг — расчетная величина гидростатического давления в точке подклю-
чения закрытого (мембранного) расширительного бака к системе ото-
пления, бар;
Р„ к - значение давления срабатывания предохранительного клапана,
бар.
Расчетная величина гидростатического давления Рг, бар, в точке под-
ключения закрытого (мембранного) расширительного бака к системе ото-
пления определяется по формуле
Рг=рЛг10Л	(1.38)
где hr - высота столба жидкости над точкой подключения закрытого (мем-
бранного) расширительного бака к системе отопления, м;
р - плотность воды, кг/м3.
66
Глава I
Давление в закрытой системе водяного отопления следует принимать
не менее 1 бар. Перед заполнением системы водой закрытый (мембранный)
расширительный бак должен быть отрегулирован на величину давления
воды в системе. Предварительно необходимо при атмосферном давлении в
присоединительном штуцере бака установить давление азота в нем на 15-
20% более проектного значения давления в системе в точке присоединения
расширительного бака.
Для систем отопления большой емкости, для высотных зданий, а также
для тепловых сетей используется расширительный мембранный бак, рабо-
тающий под атмосферным давлением (рис. 1.206). Клапан 4 перепускает
воду из системы отопления при повышении ее давления выше заданного, а
при падении давления в системе включается подпиточный насос 2. Объем
такого бака определяется также, как и открытого расширительного бака по
формуле (1.36).
ПРИМЕР 1.8. Подберем мембранный расширительный бак для систе-
мы отопления емкостью Усо = 900 л. По формуле (1.36) находим объем от-
крытого расширительного бака Ур,б = 0,045-900 = 41 л.
Гидростатическое давление Рг определяем по формуле (1.38) и для
примера 1.4 получаем: Рг= 998-11,1-10'4 = 1,11 бар. Принимаем к уста-
новке предохранительный клапан Рп.к = 3,0 бар. По формуле (1.37) требует-
ся следующий минимальный объем Уз6 закрытого (мембранного) расшири-
41
тельного бака: =-----—- = 65 л.
1-iH
3,0
1.6.9. Особенности теплового и гидравлического расчета
систем напольного отопления
Особенности конструирования напольного отопления частично описа-
ны в разделе 1.4.5. Ввиду большой тепловой инерционности напольного
отопления и связанного с этим значительного запаздывания в регулирова-
нии температуры воздуха в помещении, рекомендуем применять напольное
отопление комплексно с конвективным, разделяя между ними тепловую
нагрузку помещения.
На рис. 1.22 приведены номограммы теплового расчета напольного
отопления с различным покрытием пола.
Средняя разность температур определяется из выражения:
Д/q,	(1-39)
где 4, to - соответственно температуры воды на входе и выходе воды кон-
тура напольного отопления, °C;
tp - расчетная температура воздуха в помещении, °C.
67
Рис. 1.22. Номограммы определения удельной теплоотдачи q, Вт/м2 напольного
отопления в зависимости от средней разности температур ЫС1> для различного
шага укладки Ь, м (0,1 м, 0,15 м, 0,2 м, 0,25 м, 0,3 м, 0,35 м)
° ~ для керамического пола (Ят = 0,02 м2 °С/Вт); б - для пола с синтетическим по-
крытием (Лт = 0,075 м2 °С/Вт); в - для пола с паркетом или с ковровым покрытием
(Лт = 0,1 м2оС/Вт)
68
Глава I
Рекомендуется принимать следующие расчетные параметры tzlto-.
55/45, 50/40, 45/35, 40/30°С. Тепловой поток Q, Вт, контура напольного
отопления определится из выражения:

(1.40)
где q - удельная теплоотдача контура, определяемая по номограмме
рис. 1.22, Вт/м2;
Ft - площадь, занимаемая контуром напольного отопления, м2.
Длина трубопровода контура £, м.п., определяется по формуле:
L = Ft/b,	(1.41)
где b - шаг укладки трубопроводов контура напольного отопления, м.
Гидравлическое сопротивление контура Па, определяется по фор-
муле:
АР,= 1,3-£Я,	(1.42)
где R - удельная потеря давления на трение трубопровода контура наполь-
ного отопления, определяемая по приложению 1.1, Па/м.
Практически невозможно предусмотреть какую-либо универсальную
методику расчета напольного отопления, которая могла бы учесть самые
разнообразные варианты сочетания контуров покрытия, с различными ва-
риантами комплексного применения конвективного отопления, с различ-
ными вариантами автоматизации.
Рассмотрим пример совместного расчета всех контуров единой систе-
мы напольного отопления жилого дома. В данном примере показана после-
довательность расчета параметров теплоносителя, теплового и гидравличе-
ского совместного расчетов всех контуров системы.
ПРИМЕР 1.9. Для индивидуального жилого дома требуется рассчи-
тать систему напольного отопления для 4-х помещений, в которых необхо-
димо поддерживать расчетную температуру воздуха tp = 20°С.
Исходные данные для расчета напольного отопления приведены в таб-
лице 1.10.
Таблица 1.10
Исходные данные для расчета контуров напольного отопления
№ поме- щения	Расчетные теплопотери помещения Q* Вт	Площадь пола, выде- ленная для контура напольного отопления Л,м2	Обозна- чение контура	Материал покрытия пола
1	3140	32	«А»	керамическая плитка
2	660	13	«Б»	керамическая плитка
3	1450	12	«В»	ковровое покрытие
4	2310	16	«Г»	ковровое покрытие
69
Принимаем максимальную расчетную температуру поверхности пола в
помещениях 26°С.
Необходимо принять расчетные температуры теплоносителя. Рекомен-
дуем для этого выбрать контур с наиболее теплопроводным покрытием по-
ла. В данном случае к таковым относятся контуры «А» и «Б». Из них следу-
ет выбрать контур с наиболее высокой требуемой удельной теплоотдачей,
которая составляет для контура «А» q = 3140/32 = 98,1 Вт/м2 3, а для контура
«Б» q = 660/13 = 50,8 Вт/м2.
На рис. 1.23 графически показана последовательность решения задачи:
1. По номограмме рис. 1.22а определяем требуемую температуру пола
для создания требуемой теплоотдачи 98,1 Вт/м2. Получили значение 28,8°С,
что значительно выше допустимого 26°С.
Рис. 1.23. Пример графических построений для контура «А» по
номограмме рис. 1.22а для определения удельной теплоотдачи q, Вт/м2
керамического пола (RT = 0,02 м2 °С/Вт).
2. Для заданной температуры пола 26°С определяем для принимаемого
нами шага укладки труб b - 0,3 м требуемую величину средней разности
температур А/ср = 19,5 °C и соответствующую удельную теплоотдачу по-
верхности пола q - 68 Вт/м2.
3. Определяем на основании формулы (1.39) требуемую среднюю рас-
четную температуру теплоносителя
tcp =‘-^- = ^ср +tP = 19,5 + 20 = 39,5°С.
Исходя из этого, принимаем в качестве расчетной температуры тепло-
носителя для проектируемой системы напольного отопления 4 = 45°С,
= 35°C. Поэтому при tp = 20°С принимаем расчетное значение
70
Глава I
Д/_	= 45t--20^20"С.
ср 2 р 2
Расчетная величина удельной теплоотдачи контура «А» (рис. 1.23) со-
ставляет q = 68 Вт/м2.
4. По формуле (1.40) определяем расчетную теплоотдачу контура «А»
Q = q-Ft = 68-32 = 2176 Вт.
Следовательно, в помещении №1 требуется дополнительно предусмот-
реть конвективное отопление с тепловой нагрузкой
Q\ = & - Q = 3140 - 2176 = 964 Вт.
Для контура «Б» расчет выполняем также с помощью номограммы
рис. 1.22а. На рис. 1.24 графически показана последовательность решения:
1. Определяем требуемую расчетную удельную теплоотдачу контура
«Б» q = 660/13 = 50,8 Вт/м2. При задаваемом значении &tcp = 20°С и вели-
чине <7 = 50,8 Вт/м2 определяем, что шаг укладки b должен быть более
0,35 м, что является нежелательным. Поэтому принимаем шаг укладки
b = 0,35 м, чему соответствует удельная теплоотдача q = 60 Вт/м2.
2. Определяем требуемую площадь контура «Б» Ft = Q/q = 660/60 =
= 10м2.
Рис. 1.24. Пример графических построений для контура «Б»
по номограмме рис. 1.22а для определения удельной теплоот-
отдачи q, Вт/м2 керамического пола (Ят = 0,02 м2 °С/Вт).
Для контура «В» расчет выполняем с помощью номограммы рис. 1.22в.
На рис. 1.25 графически показана последовательность решения:
1. Определяем требуемую расчетную удельную теплоотдачу контура
«В» q = 1450/12 = 120,8 Вт/м2. При данном значении q температура поверх-
ности пола будет значительно выше допустимой величины 26°С. Поэтому
71
определим при температуре поверхности пола 26°С и задаваемом значении
&tcp = 20°С величину удельной теплоотдачи, которая равна q = 67 Вт/м2 при
шаге укладки b - 0,10 м.
2. По формуле (1.40) определяем расчетную теплоотдачу контура «В»
Q = ^Г, = 67-12 = 804 Вт.
Таким образом, в помещении №3 требуется предусмотреть дополни-
тельно конвективное отопление с тепловой нагрузкой
Рис. 1.25. Пример графических построений для контура «В» по номограмме
рис. 1.22в для определения удельной теплоотдачи q, Вт/м2 напольного отопле-
ния с паркетом или с ковровым покрытием (Лт = 0,1 м2 °С/Вт).
Для контура «Г» расчет выполняем также с помощью номограммы
рис. 1.22в для коврового покрытия. Последовательность решения:
1. Определяем требуемую расчетную удельную теплоотдачу контура
«Г» q = 2310/16 - 144 Вт/м2. При данном значении q температура поверх-
ности пола будет значительно выше допустимой величины 26°С. Поэтому
определим при температуре поверхности пола 26°С и задаваемом значении
= 20°С величину удельной теплоотдачи, которая равна q - 67 Вт/м2 при
шаге укладки b = 0,10 м (см. рис. 1.25).
2. По формуле (1.40) определяем расчетную теплоотдачу контура «Г»
Q = q-Ft = 6116 = 1072 Вт.
Таким образом, в помещении №4 требуется установить дополнительно
конвективное отопление с тепловой нагрузкой
Ci = & - Q = 2310 - 1072 = 1238 Вт.
Результаты теплового расчета приведены в таблице 1.11.
72
Глава I
Таблица 1.11
Результаты предварительного теплового расчета контуров
напольного отопления
№ поме- щения	(?4> Вт	Характеристики контура напольного отопления					Тепловой поток кон- вективного отопления Qi, Вт
		обозна- чение контура	материал покрытия пола	площадь контура FoM2	шаг уклад- ки Ь, м	тепловой поток контура Q, Вт	
1	3140	«А»	плитка	32	0,30	2176	964
2	660	«Б»	плитка	10	0,35	660	—
3	1450	«В»	ковер	12	0,10	804	646
4	2310	«Г»	ковер	16	0,10	1072	1238
Выполним гидравлический расчет контуров, принимая за исходные
приведенные в табл. 1.11 значения требуемых характеристик контуров на-
польного отопления.
Выполним предварительный расчет необходимой длины трубопрово-
дов по формуле (1.41). Для контура «А» длина трубопроводов равна:
L = 32/0,30 = 107 м.п.
(без учета трубопроводов для подключения к распределителю).
Для контура «Б» длина трубопроводов равна
£= 10/0,35=29 м.п.
Для контура «В» длина трубопроводов равна
L = 12/0,10= 120 м.п.
Для контура «Г» длина трубопроводов равна
£=16/0,1 = 160 м.п.
Вычислим расчетный расход теплоносителя через каждый контур по
формуле (1.19)
б = О,86-% = О,86--Д- = О,О860.
Д/ 45—35
Для контура «А» расчетный расход равен
G = 0,086-2176 = 187 кг/ч.
Для контура «Б» расчетный расход равен
G = 0,086 -660 = 57 кг/ч.
Для контура «В» расчетный расход равен
G = 0,086 -806 = 70 кг/ч.
73
Для контура «Г» расчетный расход равен
6 = 0,086-1072 = 92 кг/ч.
По приложению 1.1 определим значения удельной потери давления на
трение R, Па/м.
По формуле (1.42) определяем гидравлическое сопротивление контуров:
•	для контура «А» &Pt- [^L-R= 1,3-107-250 = 34775 Па,
•	для контура «Б» ДР/ = 1,3 • 29 • 33 = 1244 Па,
•	для контура «В» ДР/ = 1,3  120 -47 = 7332 Па,
•	для контура «Г» ДР/ = 1,3-160-75 = 15600 Па.
Из вышеприведенного предварительного расчета следует, что ввиду вы-
сокого гидравлического сопротивления контур «А» следует разделить на два
контура «А1» и «А2» и, соответственно, в два раза уменьшить характери-
стики каждого контура Ft = 32/2 = 16 м2, Q = 2176/2 = 1088 Вт, G - 187/2 =
- 94 кг/ч, L = 16/0,30 = 54 м.п., R = 77 Па/м.
Тогда для каждого из контуров «А1» и «А2» гидравлическое сопротив-
ление
ДР,= 1,3-54-77 = 5405 Па.
Следует также разбить контур «Г» на два контура «Г1» и «Г2» из-за
значительной длины трубопровода контура и соответственно в два раза
уменьшить характеристики каждого контура Ft = 16/2 = 8 м2, Q~ 1072/2 =
= 536 Вт, G = 92/2 = 46 кг/ч, L = 8/0,10 = 80 м.п., R = 22 Па/м.
Тогда для каждого из контуров «ГТ» и «Г2» гидравлическое сопротив-
ление
ДР,= 1,3-80-22 = 2288 Па.
Результаты окончательного теплового и гидравлического расчета сво-
дим в таблицу 1.12.
Таблица 1.12
Результаты расчета контуров напольного отопления
№ помещения	Обозначение контура	Материал покрытия пола	Площадь кон- тура Fh м2	Тепловой поток контура Q, Вт	Расход 6, кг/ч	Диаметр труб, мм	Шаг Ь, м	Длина труб Г, м.п.	Потери давле- ния ДР,, кПа
1	«А1»	плитка	16	1088	94	16x2	0,30	54	5,41
	«А2»	плитка	16	1088	94	16x2	0,30	54	5,41
2	«Б»	плитка	10	660	57	16x2	0,35	29	12,44
	«В»	ковер	12	804	70	16x2	0,10	120	7,33
4	«Г1»	ковер	8	536	46	16x2	0,10	80	2,29
	«Г2»	ковер	8	536	46	16x2	0,10	80	2,29
74
Глава I
В настоящем примере расчета не учтены длины подводящих трубопро-
водов между контрами и распределителем. Длина этих труб определяется
из реальной планировочной структуры помещений и прибавляется к рас-
четной длине труб контура напольного отопления.
1.7.	Тепловой расчет системы отопления
Цель расчета состоит в выборе типа и размера (или количества секций)
отопительного прибора при заданных исходных условиях для запроектиро-
ванной системы отопления.
Рекомендуется следующая последовательность выполнения расчетов.
1.	Определяется суммарное понижение температуры воды ЕА(М на уча-
стках подающей магистрали от теплового пункта до рассматриваемого
стояка или ветви [5, раздел 9.4].
Определяется температура подающей воды на входе в рассматрива-
емый стояк
Z1 = tz —
2.	Для однотрубного стояка вычисляются расчетные температуры на
стояке между узлами отопительных приборов, являющиеся в дальнейшем
расчете температурами входа воды в отопительный прибор tm. Вычисления
производят по принципу пропорциональности потери температуры на узле
отопительного прибора его тепловой нагрузке Qnp, рассчитывая «по ходу
движения воды», начиная от например
h = ‘1 - Qnpi 77^-; h = h -Qnpi 77^ и Т.Д.
\icm	\icm
Следует помнить, что значение тепловой нагрузки отопительного прибора
(или сумма тепловых нагрузок отопительных приборов помещения) соот-
ветствует расчетной тепловой нагрузке данного помещения (?4.
3.	Определяется средняя температура отопительного прибора:
- двухтрубной системы отопления
tcp - Gi +
- однотрубной системы отопления
t =t -0 50 •0,86'ft-А
lcp fa \Znpi
ст
где pi и p2 — соответственно коэффициент учета дополнительного теплово-
го потока за счет округления сверх расчетной величины [4, табл. М.1]
и коэффициент учета дополнительных потерь через наружные ограж-
дения [4, табл. М.2];
а - коэффициент затекания воды в отопительный прибор [5, табл. 9.3];
Gcm - расчетный расход воды в стояке, принимаемый из гидравличе-
ского расчета системы отопления, кг/ч;
75
- системы парового отопления
^ср 1цас.п->
где tHaan - температура насыщенного пара.
Для отопительного прибора определяется средняя расчетная разность
температур Мср = tcp - tp.
4.	Вычисляется тепловой поток Qy от трубопроводов, проходящих в
рассматриваемом помещении
бз = Е(?Х)+ £(??€),
где qen qz- соответственно теплоотдача 1 м.п. вертикального и горизон-
тального неизолированного теплопровода [5, табл. 11.22].
5.	Расчетный требуемый тепловой поток отопительного прибора вы-
числяется по выражению (1.13):
0i — (Qa ~ 0>9(?з), Вт.
6.	Номинальный требуемый тепловой поток отопительного прибора
вычисляется по формуле [5, ф-ла(9.12)]:
0яг=01/ф,Вт.
где коэффициент ф определяется по выражениям:
-	при теплоносителе паре ф = (Д/ср/Д/я)1+и;
-	при теплоносителе воде ф = (Atcp/AtH)x+n -(G^/ЗбОУ,
где пир - эмпирические коэффициенты, принимаемые по каталогам про-
изводителей или по табл. 9.2 [5];
Д/я - номинальная средняя разность температур, равная 70°С для при-
боров отечественного производства, или 60°С - для большинства им-
портных приборов (см. каталог производителя).
7.	По требуемой величине Qht подбирается по каталогам производите-
лей отопительный прибор, номинальный тепловой поток которого Qu мо-
жет быть меньше требуемого не более, чем на 5% или на 60 Вт.
Для секционных отопительных приборов требуемое минимальное чис-
ло секций определяется по формуле [5, ф-ла (9.14)]:
ъ]  0Я Гр4
MUH ’
где р4 - коэффициент учета способа установки прибора [5, табл. 9.12];
Рз - коэффициент учета числа секций в приборе [5, раздел 9.5];
qH - номинальный тепловой поток одной секции радиатора, принимае-
мый по каталогу производителя или по прил. X [5].
ПРИМЕР 1.10. Для однотрубной системы отопления определить тре-
буемое минимальное число секций радиаторов МС-140 отопительных при-
боров Ст24 из примера 1.4.
76
Глава I
Суммарное понижение температуры воды ZA/^ на участках №1...13
подающей магистрали от теплового пункта до Ст24 составляет:
ZA/JM = 0,4-0,l(18,3+l,6+2,4+5,6+3,l+2,5+2,6+2,6+0,83,3 + 3,2 +
+4,9 + 3,7) = 2,2°С.
Температура подающей воды на входе в рассматриваемый Ст24
ц = 85 - 2,2 = 82,8°С.
Определяем расчетные температуры на стояке между узлами отопи-
тельных приборов:
-	между узлами 3-го и 2-го этажей
h = 82,8 - 1080[(82,8 - 65)/3030] = 76,5°С;
-	между узлами 2-го и 1-го этажей
6 = 76,5 - 880[(82,8 - 65)/3030] = 71,3°С;
-	на выходе из стояка
Го = 71,3 - 1070[(82,8 - 65)/3030] = 65,0°С.
Последнее вычисление выполняется в качестве проверки достоверности
ранее выполненных расчетов.
Среднюю температуру отопительных приборов вычисляем, принимая
0! = 1,04, р2= 1,02, а= 1,0 (при использовании регулирующего 3-х ходово-
го разделительного клапана):
-	прибора 3-го этажа
tcp = 82,8 - 0,5 -1080-[(0,86’ 1,04-1,02)7(1,0-137)] = 79,2°С;
-	прибора 2-го этажа
tcp = 76,5 -0,5- 880-[(0,86-1,04-1,02)7(1,0-137)] = 73,6°С;
-	прибора 1-го этажа
tcp = 71,3 - 0,5-1070 -[(0,86-1,04-1,02)7(1,0-137)] = 67,7°С;
Вычисляем тепловой поток Q3 от трубопроводов, открыто проходящих
в рассматриваемом помещении:
-	3-го этажа
ёз = Z(53 • 2,35 + 46 • 0,15) + £(70 • 0,4 + 61 • 0,4) = 165 Вт;
—	2-го этажа
бз = 1(46 - 2,35 + 41  0,15) + Z(61 • 0,4 + 53 • 0,4) = 144 Вт;
-	1-го этажа
бз = 1(41 • 2,35 + 35 • 0,15) + 1(53 • 0,4 + 46 - 0,4) = 127 Вт.
Определяем расчетный требуемый тепловой поток отопительного при-
бора и среднюю расчетную разность температур:
-	3-го этажа
Q} = 1080 - 0,9-165 = 932 Вт; = 79,2 - 18 = 61,2°С;
77
-	2-го этажа
От = 880 - 0,9-144 = 750 Вт;	= 73,6 - 18 = 55,6°С;
-	1-го этажа
21 = Ю70 - 0,9-127 = 956 Вт; Ыср = 67,7 - 18 = 49,7°С.
Определяем требуемый номинальный тепловой поток отопительного
прибора:
-	3-го этажа
<р = (61,2/7О),’о'3 (137/36О)о’<><, = О,84О; &г= 932/0,840= 1109Вт;
-	2-го этажа
<	p = (55,6/70),t0J-(137/360)<>TO = 0,741; £>нг=750/0,741 = 1012Вт;
-	1-го этажа
<	p = (49>7/70)l+w (137/360)000 = 0,641; QHT= 956/0,641 = 1491 Вт.
Определяем требуемое минимальное число секций отопительных при-
боров, принимая р4 = 1,03 (у стены без ниши) и 03 = 1,0 (до 15 секций):
-	3-го этажа
NMUH = (1109 • 1,03)/(185 -. 1,0) = 6,17 сек.,
принимаем 6 секц., т.к. 0,17 секц. составляют 32 Вт <60 Вт или
2,9% < 5%;
-	2-го этажа
NMUH = (1012-1,03)/( 185-1,0) = 5,63 сек.,
принимаем 6 секц.;
-	1 -го этажа
Nmuh = (1491 • 1,03)/( 185 • 1,0) = 8,30 сек.,
принимаем 8 секц., т.к. 0,30 секц. составляют 56 Вт < 60 Вт или
3,8% < 5%.
ПРИМЕР 1.11. Для двухтрубной системы отопления определить тре-
буемое минимальное число секций радиаторов МС-140 отопительных при-
боров Ст24 из примера 2.5.
Определяем среднюю температуру отопительных приборов и среднюю
расчетную разность температур:
tcp = (82,8 + 65)/2 = 73,5°С; Мср = 73,5 - 18 = 55,5°С.
Вычисляем тепловой поток 2з от трубопроводов, открыто проходящих
в рассматриваемом помещении:
-	3-го этажа
2з = 2(55 • 2,50 + 35  0,15) +1(73 - 0,5 + 46 - 0,4) = 178 Вт;
-	2-го этажа
2з = 2(55-2,50 + 35-2,50) +1(73 -0,5 + 46-0,4) = 252 Вт;
-	1-го этажа
2з = 2(55 • 1,85 + 35 - 2,50) + 2(73 - 0,5 + 46 - 0,4) = 220 Вт.
78
Глава I
Определяем расчетный требуемый тепловой поток и требуемый но-
минальный тепловой поток отопительного прибора при значении
<р = (55,5/70)1 *ад (48/36O)0’00 = 0,740 (для всех приборов):
-	3-го этажа
Qi = 1080 - 0,9-178 = 919 Вт; &r= 919/0,740 = 1242 Вт;
-	2-го этажа
Qi = 880 - 0,9-252 = 653 Вт; QHT= 653/0,740 = 882 Вт;
-	1-го этажа
Qi = 1070 - 0,9-220 = 872 Вт; Qh.t= 872/0,740 = 1178 Вт.
Определяем требуемое минимальное число секций отопительных при-
боров, принимая р4 = 1,03 (у стены без ниши) и р3 = 1,0 (до 15 секций):
-	3-го этажа
NMUH ~ (1242- 1,03)/(185 -Д,0) = 6,92 сек., принимаем 7 секц.;
-	2-го этажа
Ммин = (882 • 1,03)/( 185 -.1,0) = 4,91 сек., принимаем 5 секц.;
-	1-го этажа
NMUH = (1178 • 1,03)/( 185 -.1,0) = 6,56 сек., принимаем 7 секц., т.к.
0,56 секц. составляют 104 Вт > 60 Вт или 8,8% > 5%.
1.8.	Особенности конструирования и расчета системы
теплоснабжения калориферов
Гидравлический расчет системы теплоснабжения калориферов выпол-
няется исходя из суммарной расчетной тепловой нагрузки всех калорифе-
ров вентиляционных установок. Реальный же гидравлический режим рабо-
ты системы непредсказуем, т.к. зависит от режимов автоматического регу-
лирования каждой установки, в результате чего на теплопроводах и
распределительных гребенках возникают значительные колебания перепада
давления. Возможны различные конструктивные решения, учитывающие
указанные явления. На рис. 1.26 показан вариант конструктивного решения
системы теплоснабжения, обеспечивающий гидравлически независимый
режим работы калориферов с различными вариантами решения узла регули-
рования «А». При расположении установок в едином помещении венткамеры
следует совмещать гребенки, располагая их друг над другом, что упрощает их
обслуживание, позволяет при необходимости встроить индивидуальные счет-
чики коммерческого учета теплоты как обязательный элемент формирования
систем воздушного отопления, обслуживающих различных пользователей в
пределах одного здания. При такой конструкции гребенок проще монтируется
автоматизация ввода, например регулятор перепада давления 10.
Из двух вариантов узла регулирования «А» рекомендуем применять
вариант II, обеспечивающий «качественное регулирование» мощности
калорифера без изменения расхода воды через калорифер. При варианте I
79
Рис. 1.26. Схема теплоснабжения калориферов при расположении
распределительных гребенок в помещении приточной камеры
«А» - узел регулирования приточной установки; 1 - гребенка подающего тепло-
носителя; 2 - гребенка обратного теплоносителя; 3 - калорифер; 4 - двухходовой
регулирующий дросселирующий клапан; 5 - балансовый клапан; 6 - циркуля-
ционный насос калорифера; 7 — обратный клапан; 8 - трехходовой регулирую-
щий распределительный клапан; 9 - задвижки; 10 - регулятор перепада давления
осуществляется «количественное регулирование» путем дросселирования
расхода теплоносителя. При этом в условиях отрицательных температур
наружного воздуха в случае значительного снижения скорости теплоноси-
теля в калорифере может произойти его «замораживание».
Комплектация узлов «А» может производится при проектировании пу-
тем подбора клапанов по их требуемой пропускной способности kv, либо
путем использования готовых унифицированных узлов, которыми изгото-
витель-поставщик может укомплектовать приточную установку.
1.9.	Расчет систем парового отопления
Прежде, чем приступить к расчету системы парового отопления, необ-
ходимо сформировать исходные данные, перечень которых может быть
следующего порядка:
-	технико-экономическое обоснование принятого решения по выбору в
качестве отопительной системы именно системы парового отопления с обо-
значением источника пара — индивидуальная котельная, местная котельная,
технологический паропровод, пар вторичного вскипания;
-	выбор способа и уровня автоматизации управления микроклиматом
Для отдельных помещений, зон помещений и системы в целом;
80
Глава I
-	результаты расчета тепловых нагрузок помещений и здания в целом с
учетом принятых принципов автоматизации микроклиматом, определение
требуемых расчетных расходов пара;
-	выбор вида отопительных приборов и схемы присоединения отопи-
тельных приборов к системе отопления (рис. 1.6 в), при этом следует помнить,
что при регулировании теплоотдачи путем изменения уровня конденсата в
отопительном приборе необходимо принимать к установке отопительный
прибор с поверхностью нагрева в 1,2... 1,3 раза больше требуемой расчетной;
-	гарантированные теплопроизводителем параметры пара (в том числе
расход пара) на вводе в тепловой узел управления, в т.ч. возможные изме-
нения параметров пара по времени года и суток.
При конструировании системы указываются места установки отопи-
тельных приборов, размещается сеть теплопроводов и намечаются на ней
места установки вспомогательного оборудования. Затем выполняется схема
системы парового отопления.
Расчет может начинаться либо с расчета паропроводов, либо с расчета
конденсатопроводов в зависимости от исходных данных. Если в исходных
данных задано давление пара на вводе, то расчет начинают с сети паропро-
водов. Если эти данные отсутствуют, а задано давление в сборном баке
конденсата (равное атмосферному для разомкнутых систем низкого давления
или избыточному для замкнутых систем высокого давления), начинается рас-
чет с сети конденсатопроводов и завершается расчетом паропроводов с выяв-
лением требуемого давления пара на вводе в систему парового отопления.
Паропроводы низкого давления рассчитывают методом удельных по-
терь давления. Расчетная сеть паропровода разбивается на участки, опреде-
ляются тепловые нагрузки и длины участков. Гидравлический расчет по-
зволяет определить диаметры труб на участках, при которых суммарные
потери давления в сети паропровода соответствуют располагаемой разно-
сти между давлением вначале паропровода и давлением перед отопитель-
ным прибором с невязкой не более 15%.
Паропроводы высокого давления рассчитывают как правило методом
приведенных длин. Для участков сети определяют расчетный расход пара с
последующей коррекцией этого значения и результатов гидравлического
расчета по величине изменяющейся плотности пара, зависящей от давления
пара на различных участках рассчитываемого паропровода.
Гидравлическая увязка ответвлений производится за счет установки
дросселирующих шайб.
При расчете конденсатопроводов расчетный расход конденсата на от-
дельных участках принимают в 1,25 раза больше соответствующего массо-
вого расхода пара. Для самотечного конденсатопровода производится под-
бор его диаметров по соответствующим таблицам, а напорный конденсато-
провод рассчитывается методом удельных потерь давления по заданной
разности давлений вначале конденсатопровода и перед конденсатоотводчи-
81
ком. Поэтому, для определения этой'расчетной располагаемой разности
давлений предварительно необходимо выбрать тип и подобрать типоразмер
конденсатоотводчика, а затем определить его гидравлическое сопротивле-
ние по значению пропускной способности kv, м3/ч, являющейся техниче-
ской паспортной характеристикой конденсатоотводчика.
1.10.	Определение годового расхода энергии
на отопление и вентиляцию здания
Суммарный годовой расход тепловой энергии на отопление и вентиля-
цию здания QSt кВт ч [4], следует определять по формуле
Qs = (Qts + Qis) + Qhin~ Qhs'^lb	0-43)
где (Qts + Qis) - основные, добавочные годовые потери теплоты здания и
годовой расход теплоты на нагревание инфильтрующегося воздуха,
кВт-ч;
Qhin - годовой расход теплоты на нагревание в воздухонагревателях
наружного воздуха, подаваемого системами вентиляции с искусствен-
ным побуждением, кВт-ч;
Qhs ~ годовые поступления теплоты от электрических приборов, осве-
щения, технологического оборудования, коммуникаций, материалов,
людей и других источников, кВт-ч;
тр - коэффициент, принимаемый по таблице 1.1 в зависимости от спо-
соба регулирования системы отопления здания.
Основные, добавочные годовые потери теплоты здания и годовой рас-
ход теплоты на нагревание инфильтрующегося воздуха (Qts + Qis), кВт-ч [4],
следует определять по формуле
<е..е.)-ода4,ев4£в)д^ <1«>
‘’р ч
где EQ - сумма основных и добавочных потерь теплоты зданием (см. раз-
дел 1.3.1), Вт;
ХС, - сумма расходов теплоты на нагревание наружного воздуха, ин-
фильтрующегося в помещения здания (см. раздел 1.3.2), Вт;
tp - средневзвешенная по объему здания расчетная температура внут-
реннего воздуха, °C;
ti - средняя температура наиболее холодной пятидневки обеспеченно-
стью 0,92, °C, [3].
Количество градусо-суток отопительного периода D, °С-сут. [4], следу-
ет определять по формуле
D = {tp-thi)Zhii	(1.45)
гДе thi и Zhl - средняя за отопительный период температура наружного воз-
духа, °C, и продолжительность отопительного периода, сут. [3].
82
Глава I
Годовые поступления теплоты от электрических приборов, освещения
технологического оборудования, коммуникаций, материалов, людей и дру-
гих источников Qhs, кВт ч, следует определять по формуле
& = 0,024-^Qh-ZhL,	(1.46)
где ~ суммарный тепловой поток, регулярно поступающий в помеще-
ния здания от электрических приборов, освещения, технологического
оборудования, коммуникаций, материалов, людей и других источников
(см. раздел 1.3.3), Вт, определяемый согласно 6.1, перечисление г [4].
Годовой расход теплоты на нагревание в воздухонагревателях наруж-
ного воздуха, подаваемого системами вентиляции с искусственным побуж-
дением, Qh in, кВт ч[4], следует определять по формуле
Qkm = z(o,	7^] • IO’3,	(1.47)
\ Чл ~Ч J
где Qin - расход теплоты на нагревание в воздухонагревателе наружного
воздуха, подаваемого системой вентиляции с искусственным побужде-
нием, Вт, определяемый расчетом;
zh - продолжительность работы системы приточной вентиляции с ис-
кусственным побуждением за отопительный период, ч, определяемая
расчетом;
tin ~ температура воздуха, подаваемого в помещения системой приточ-
ной вентиляции с искусственным побуждением, °C.
Характеристикой тепловой эффективности здания и его теплопотреб-
ляющих инженерных систем является удельный расход энергии на отопле-
ние и вентиляцию здания, приведенный либо к отапливаемой площади зда-
ния qA, Втч/(м2-°С сут.), либо к отапливаемому объему здания qy,
Вт-ч/(м3-°С-сут.) [4], который следует определять по формулам:
Ял = [6s/(^ •£>)]• 10-’	(1.48)
9г=[а/(^ £>)]• IO'3	(1.49)
где Аьи ~ отапливаемая площадь здания, определяемая по внутреннему пе-
риметру наружных вертикальных ограждений, м2;
Vbu - отапливаемый объём здания, м3;
Расчетная величина qA или qv, вычисленная по формулам (1.48) и
(1.49), не должна превышать нормативные удельные расходы тепловой
энергии на отопление и вентиляцию жилых и общественных зданий, приве-
деные в приложении 1.2.
ПРИМЕР 1.12. Определить суммарный годовой расход тепловой
энергии на отопление и вентиляцию трехэтажного жилого дома, принимая в
качестве исходных данных результаты расчетов из примеров 1.2 и 1.3:
-	отапливаемая площадь здания АЬи = 1032 м2;
83
-	отапливаемый объём здания Vbu = 2940 м3;
-	сумма основных и добавочных потерь теплоты зданием =
= 35220 Вт;
-	сумма расходов теплоты на нагревание наружного воздуха, инфильт-
рующегося в помещения здания Х0 = 20570 Вт;
-	суммарные бытовые теплопоступления £ Qh = 11160 Вт;
-	система водяного отопления с индивидуальными автоматическими
терморегуляторами у отопительных приборов тр = 0,80.
Для Витебской области по табл. 4.4 [3] принимаем:
-	средняя за отопительный период температура наружного воздуха
4/ = -2°С;
-	продолжительность отопительного периода Zhi = 202 сут.
Определяем количество градусо-суток отопительного периода
D = (18 + 2)202 = 4040°С-сут.
Основные, добавочные годовые потери теплоты здания и годовой рас-
ход теплоты на нагревание инфильтрующегося воздуха:
ч 0,024-(35220+20570)
(Qts +	) = ——. 	-- 4040 = 125800 кВт-ч
18 + 25
Годовые бытовые теплопоступления:
Qhs = 0,024 -11160-202 = 54103 кВт-ч
Суммарный годовой расход тепловой энергии на отопление и вентиля-
цию здания:
Qs = 125800 - 54103 • 0,8 = 82517 кВт-ч
Суммарный годовой расход тепловой энергии на отопление и вентиля-
цию здания, приведенный к 1 м2 отапливаемой площади здания:
qs = 82517/1032 = 79,96 кВт-ч/м2.
Удельный расход энергии на отопление и вентиляцию здания:
qA = [82517 /(1032- 4040)] • 10~3 = 19,79<29,6 Втч/(м2оСсуг.),
qv= [82517 /(2940- 4040)]• 1СГ3 = 6,95<10,6 Втч/(м2 °С сут.).
1.11. Определение величины экономии энергии
за счет программируемого снижения температуры
воздуха в помещениях в нерабочие дни
Для снижения расхода тепловой энергии следует снижать температуру
воздуха в здании или в отдельных помещениях до 6... 10°С в нерабочие дни
и в периоды, когда помещение не эксплуатируется. Такой режим обеспечи-
вается с помощью электронных программируемых регуляторов или тайме-
ров. Следует учитывать тепловую инерцию здания, поэтому «команда» на
84
Глава I
понижение температуры должна быть на несколько часов раньше реального
требуемого времени, а «команда на натоп» должна поступать заранее, что-
бы к началу рабочего времени помещение уже имело условия комфортной
эксплуатации. Тепловая инерция внутреннего объема здания и его конст-
рукций является определяющим фактором в скорости снижения температу-
ры после «команды» на понижение температуры. Скорость подъема темпе-
ратуры зависит не только от инерционных свойств здания, но и от вида сис-
темы отопления и ее потенциального запаса мощности. Например, при
воздушной системе отопления скорость подъема температуры выше, чем
при водяной. Точный расчет экономии теплоты является достаточно трудо-
емким. Однако максимально возможную величину годового снижения рас-
хода тепловой энергии &QomH, %, можно определить по формуле:
^QomH = (D3/D)100%,	(1.50)
где D3 - количество «сэкономленных» градусо-суток за отопительный пе-
риод, °C • сут.
Значение D3 определяется по выражению:
D^X(tP~tP3)Z3i	(1.51)
где 1рЭ - значение, до которого снижается температура воздуха в помеще-
нии (как правило, принимают от 6°С до 10°С):
Z3 — период, в течение которого в году снижают температуру воздуха, сут.
В абсолютном выражении величина ожидаемого годового снижения
расхода тепловой энергии, кВт-ч, может быть определена по формуле:
A0=a(Aa-/lOO).	(L52)
ПРИМЕР 1.13. Определить экономию тепловой энергии на отопле-
ние и вентиляцию общественного здания, расположенного в Витебской
области, если программируется снижение температуры воздуха в поме-
щениях до tp3 — 10°С по 2 дня в неделю в течение 6-ти месяцев отопи-
тельного периода. Суммарный годовой расход тепловой энергии на ото-
пление и вентиляцию здания без снижения температуры воздуха состав-
ляет Qs - 250000 кВт-ч.
Количество «сэкономленных» градусо-суток за отопительный период
составляет:
Д, = (18- 10)-2-6-4 = 384 °С-сут.
Относительная величина ожидаемого годового снижения расхода теп-
ловой энергии составляет:
bQomH = (384/4040)-100 = 9,5%.
Максимально возможная величина ожидаемого годового снижения
расхода тепловой энергии составляет:
&Q = 250000 (9,5/100) = 23750 кВт-ч.
85
1.12. Определение показателей экономической
эффективности энергосберегающих мероприятий
При переходе к рыночным отношениям приоритет, как правило, отда-
ется малозатратным энергосберегающим мероприятиям (ЭСМ), срок оку-
паемости которых не более 3-4 лет [7-9]. Технико-экономическое обосно-
вание (ТЭО) многочисленных ЭСМ выполняют технические специалисты, в
отличие от бизнес-плана крупных инвестиционных проектов, который раз-
рабатывается экспертами-экономистами.
Экономический эффект может определяться на различных стадиях
разработки проекта. Предполагаемый (прогнозный) экономический эффект
определяется на стадии обоснования планируемых исследований, ожидае-
мый - при завершении разработки и проведении производственной провер-
ки, фактический - по фактическим результатам внедрения.
В централизованной экономике применяется метод приведенных за-
трат, основанный на директивном нормативном коэффициенте эффектив-
ности. В условиях рыночной экономики для обеспечения расширенного
воспроизводства необходимо получение наибольшей прибыли на вложен-
ный капитал. Однако минимизация затрат еще не свидетельствует о нали-
чии необходимой прибыли.
При оценке эффективности мероприятий в качестве оценочного крите-
рия наиболее широко используется простой (элементарный) срок окупае-
мости капиталовложений, что объясняется простотой его расчета и ясно-
стью для понимания. Данный показатель достаточно точно сигнализирует о
степени рискованности проекта, так как в случае увеличения расчетного
срока возврата инвестированных сумм возрастает вероятность неблагопри-
ятного развития проекта, что может опрокинуть все аналитические расчеты.
Недостаток данного показателя в том, что он не учитывает размер до-
ходов после того, как проект себя окупил. В случае дисконтирования срок
окупаемости увеличивается, т.е. динамический срок окупаемости всегда
больше простого срока окупаемости. Под дисконтированием понимают
процесс приведения будущих доходов и расходов к начальному моменту
времени (начальному моменту реализации проекта).
Поэтому проект, удовлетворяющий инвестора по простому сроку оку-
паемости, может оказаться неприемлемым по динамическому сроку оку-
паемости, основанному на дисконтных оценках. Объективная оценка срав-
ниваемых вариантов на основании показателя срок окупаемости возможна
при следующих обязательных условиях:
1) срок службы сопоставляемого оборудования должен быть одинако-
вым;
2) сопоставляемые проекты предполагают разовое вложение первона-
чальных инвестиций.
В силу указанных причин срок окупаемости не может использоваться
в качестве основного критерия оценки приемлемости инвестиций. Его целе-
86
Глава I
сообразно применять как дополнительный показатель, расширяющий пред-
ставление об оцениваемых энергосберегающих проектах.
В настоящем разделе изложены основные положения метода расчета
основных показателей ТЭО по энергосбережению, базирующиеся на со-
временной международной и отечественной практике [7-9].
Мероприятия по энергосбережению следует разделять на две основные
группы [9]:
1) группа мероприятий, необходимость выполнения которых обуслов-
лена требованиями соответствующих нормативных и директивных доку-
ментов (СНБ, СНиП, ГОСТ, и др.);
2) группа мероприятий, необходимость проведения которых следует
обосновать соответствующим технико-экономическим расчетом.
К первой группе относятся, например, установка приборов учета энер-
гии и приборов автоматического регулирования, увеличение теплозащиты
ограждающих конструкций до нормируемой величины и т.п. Следует со-
блюдать приоритетность внедрения различных ЭСМ в рамках рассматри-
ваемой группы. Например, мероприятиям по увеличению теплоизоляции
здания обязательно должны предшествовать установка автоматических ре-
гуляторов, а также тепло-гидравлическая балансировка инженерных систем
микроклимата здания. В противном случае эффекта энергосбережения не
будет. ЭСМ первой группы, несмотря на безусловность их выполнения,
необходимо планировать путем выбора оптимального варианта на основа-
нии анализа отдельных показателей вариантов, или же с помощью технико-
экономической оценки по комплексу показателей. В качестве таких показа-
телей могут служить: технические характеристики (качество регулирова-
ния, параметры надежности, срок службы); удобство в эксплуатации; ком-
плектность; возможности дальнейшей модернизации; фирма, (страна) -
производитель оборудования; цена (в том числе стоимость проектных ра-
бот, демонтажа старого оборудования и монтажа нового, сроки монтажа и
др.); наличие и уровень сервисных служб; уровень квалификации обслужи-
вающего персонала; стоимость обслуживания.
Среди вариантов ЭСМ первой группы, обеспечивающих достижение
требуемых нормативов, могут оказаться проекты, имеющие по годам лишь
оттоки денежных средств. Поэтому для мероприятий первой группы задача
ТЭО сводится к выбору такого альтернативного варианта, который будет
сопряжен с наименьшими годовыми совокупными дисконтированными
затратами. Такой метод выбора вариантов инвестирования имеет особое
значение для бюджетной сферы и неприбыльных организаций, где весьма
актуален вопрос о наиболее рациональном использовании ограниченных
инвестиционных ресурсов.
Альтернативные ЭСМ второй группы следует сравнивать между со-
бой в основном по наибольшему значению чистого дисконтированного
дохода (за весь период проекта), расчет которого выполняется на основа-
нии анализа состояния существующего технологического процесса, харак-
87
теристик нового устройства, расчета потребности в капиталовложениях и
примерного периода времени для реализации предложения.
Эффективность инвестиций в ЭСМ оценивается комплексом экономи-
ческих показателей, которые в соответствии со своим целевым назначени-
ем, следует группировать:
1)	натуральные технико-экономические показатели, основным из кото-
рых является ожидаемая годовая экономия энергоресурсов;
2)	исходные стоимостные показатели;
3)	критерии экономической эффективности технических решений.
1.12.1.	Натуральные технико-экономические показатели
(годовая экономия энергоресурсов)
Топливным эквивалентом для любого вида топлива обычно принима-
ется так называемое «условное топливо», теплота сгорания одной тонны
которого принята равной 7 ГКал (29,31 ГДж ; 8160 КВт ч).
Годовая экономия энергоресурсов характеризует эффективность их
использования до и после внедрения ЭСМ. Потребляемые энергоресурсы
представляют в виде эквивалентной величины расхода «условного топлива»
В„ т.у.т.:
Ву = к3 (Q/29,31-^ + biv-W),	(1.53)
где к3 - коэффициент запаса (к3 - 1,1... 1,2);
Q - годовой расход тепловой энергии, ГДж;
т]К-к.п.д. котлоагрегата, отн. ед.;
bw - расход условного топлива на выработку 1 кВт-ч электроэнергии,
т.у.т.;
W- годовое потребление электроэнергии, кВт-ч.
«Условное топливо» Bv, т.у.т., может быть пересчитано в натуральное
BHi т (для газа - тыс. м3), по формуле:
Вм = Ву-(29,31/^),	(1.54)
где qn - теплота сгорания натурального топлива, ГДж/т, (для газа -
ГДж/тыс. м3).
Достигаемую экономию условного топлива рассчитывают по выраже-
нию
ЬВу = Вбу-В"у,	(1.55)
где В®, В* - расход условного топлива соответственно в базовом (до вне-
дрения ЭСМ) и в новом вариантах, т.у.т.
В каждом конкретном случае ожидаемый энергосберегающий эффект
определяется специальным расчетом.
1.12.2.	Исходные стоимостные показатели
Стоимостные показатели являются исходными данными для после-
дующего расчета эффективности ЭСМ. К ним относятся капитпаловложе--
88
Глава I
ния (К), экономия текущих затрат (прирост прибыли ДС) и доход от инве-
стиций (Д).
Капиталовложения (К) рассчитываются на основании стоимости
технических средств, затрат на монтаж, транспорт, наладку и услуги. Для
разрабатываемых (создаваемых) технических средств стоимость устанавли-
вается согласно калькуляции стоимости работ; для закупаемых — по цене
приобретения. Для расчета капиталовложений, при необходимости, состав-
ляются сметы на приобретение и монтаж основных средств.
Текущие издержки (Q, в случае приобретения новых или замене дей-
ствующих технических средств, при сравнении вариантов инвестиций,
представляются суммой элементов затрат:
С = Л+Р + Э,	(1.56)
где А - амортизационные отчисления;
Р - ремонт и обслуживание ТС;
Э - стоимость потребляемых энергоресурсов.
Экономия текущих затрат &С при внедрении ЭСМ в случае приоб-
ретения новых технических средств:
кС=Сс-Сн = ЬЭ-(А + Р),	(1.57)
где Сс, Сн - эксплуатационные издержки соответственно до и после вне-
дрения мероприятия,
ДЭ - стоимость сэкономленных энергоресурсов.
Экономия текущих затрат ДС при внедрении ЭСМ в случае замены
действующего оборудования на более совершенный аналог:
ДС = ДЭ - [(Л+ Ри) - (Ас + Л)],	(1.58)
где Ан, Ас - амортизационные отчисления по новому и заменяемому обору-
дованию;
Р„, Рс - затраты на ремонт и обслуживание нового и заменяемого обо-
рудования.
Прибыль предприятия (J7) от внедрения ЭСМ соответствует эконо-
мии текущих затрат:
77= ДС.	(1.59)
Чистая прибыль (ЧП) предприятия определяется с учетом налога на
прибыль:
ЧП= П(1- Снп/МЮ),	(1.60)
где Снп - действующая ставка налога на прибыль.
Доход от инвестиций (годовой инвестиционный доход Д) согласно
общепринятым методикам [7-9] определяется по выражению:
Д=ЧП + (АН-АС).	(1.61)
89
В инвестиционный доход, как это видно из выражения (1.61), включа-
ются амортизационные начисления (поступления), поскольку они являются
источником финансирования капиталовложений. Здесь также учтены нало-
ги, изменяющиеся при реализации данного инвестиционного проекта, что
немаловажно в условиях хозяйственной самостоятельности предприятий.
1.12.3.	Критерии экономической эффективности инвестиций
для ЭСМ первой группы
Среди вариантов ЭСМ первой группы, обеспечивающих требуемые
нормативы, могут оказаться проекты, имеющие по годам лишь оттоки де-
нежных средств. Поэтому для мероприятий первой группы задача ТЭО
сводится к выбору такого альтернативного варианта, который будет сопря-
жен с наименьшими годовыми совокупными дисконтированными за-
тратами (СДЗ) по сравниваемым вариантам:
СДЗ^К./ап + ^+Э^,	(1.62)
СД32 = К2/аг2 + (Р2 + Э2 +Д/7),	(1.63)
где, соответственно по сравниваемым вариантам:
К - капиталовложения;
Р - затраты на ремонт и техобслуживание оборудования;
Э - стоимость энергоресурсов;
аТ - коэффициент дисконтирования ежегодного дохода, получаемого в
Течение расчетного периода (дисконтирующий множитель);
АН- изменение налога на прибыль.
Дисконтирующий множитель аТ, лет, вычисляется по выражению:
ar=[l -(1 + Е)~Х]/Е,	(1.64)
где Е- принятая процентная ставка (норма дисконта);
Т- срок службы технических средств.
Изменение налога на прибыль АН определяется по формуле:
АН = Сн„ [(Л! + Л + 30 - (Л2 + Р + Э2)]/100.	(1.65)
Величина принимаемой в расчетах процентной ставки Е (нормы дис-
конта) определяется, исходя из приемлемого и реально достижимого уров-
ня доходности вложений. Процентная ставка играет роль базового уровня, в
сравнении с которым оценивается эффективность ЭСМ. Для учета инфля-
ции необходимо корректировать либо прогнозный денежный поток, либо
базовую процентную ставку. В связи с этим возможны два способа расчета
эффективности капиталовложений, которые дают практически одинаковый
результат для энергосберегающих проектов:
Первый способ расчета - расчет в текущих ценах - предполагает, что
разработчик ТЭО имеет возможность прогнозировать будущие цены на
энергоресурсы, которые будут сэкономлены в результате данного проекта,
90
Глава 1
и изменение цен будет учтено в расчетах. Тогда в качестве ставки дисконта
используют номинальную ставку доходности, т.е. ту ставку, которая учиты-
вает существующий темп инфляции.
Второй способ расчета - расчет в постоянных ценах — применяется в
тех случаях, когда разработчикам ТЭО трудно прогнозировать будущие
инфляционные тенденции. Тогда в расчет закладываются доходы и расходы
в постоянных, действующих на сегодняшний момент, ценах. При этом бе-
рется ставка доходности в реальном измерении, т.е. в виде реальной ставки
Ер, очищенной от инфляции.
На практике в основном применяют ставку 10% (£ = 0,1), что соот-
ветствует расчетам в постоянных ценах и обеспечивает сопоставимость
проектов.
Метод выбора вариантов инвестирования по показателю СДЗ имеет
особое значение для бюджетной сферы и неприбыльных организаций, где
весьма актуален вопрос о наиболее рациональном использовании ограни-
ченных инвестиционных ресурсов.
Если СДЗ сравниваемых вариантов ЭСМ отличаются незначительно
(не более, чем на 5-6%), то для выбора варианта выполняется технико-
экономический анализ по комплексу показателей. В качестве таких показа-
телей могут служить: технические характеристики (качество регулирова-
ния, параметры надежности, срок службы); удобство в эксплуатации; ком-
плектность; возможности дальнейшей модернизации; фирма, (страна) -
производитель оборудования; цена (в том числе стоимость проектных ра-
бот, демонтажа старого оборудования и монтажа нового, сроки монтажа и
др.); наличие и уровень сервисных служб; уровень квалификации обслужи-
вающего персонала; стоимость обслуживания.
Следует ограничить применение критерия СДЗ областью ЭСМ первой
группы, так как возможны ситуации, когда принятый (по минимуму СДЗ}
лучший вариант может дать отрицательную прибыльность инвестиций.
ПРИМЕР 1.14. Имеются два варианта системы автоматического регу-
лирования теплопотребления (САРТ), обеспечивающие одинаковую эконо-
мию теплоты (табл. 1.13). Необходимо сравнить эти варианты между собой
по показателю СДЗ.
Исходные данные:
Таблица 1.13.
Показатели систем автоматического регулирования теплопотребления (САРТ)
Показатели	Варианты	
	№1	№2
Капиталовложения, млн. руб.	30	39
Затраты на ремонт, млн. руб./год	3	3,5
Срок службы технических средств, лет	4	6
91
Решение. Коэффициент дисконтирования для варианта №1 ан =
= 3,170 (при £ = 0,1 и tx = 4 года), а для варианта №2 а,2 = 4,355 (при Е - 0,1
и t2 = 6 лет).
Так как по условию оба варианта С APT обеспечивают одинаковую
экономию теплоты, принимаем 9^ = 0. Определяем СДЗ по сравниваемым
вариантам:
СДЗ\ = 30/3,170 + 3 = 12,46 млн.руб.
СД32 = 39/4,355 + 3,5 = 12,46 млн.руб.
Вывод: варианты №1 и №2 являются равноэкономичными при их
сравнении по показателю годовых совокупных дисконтированных затрат.
Это достигается за счет более высокой долговечности технических средств
в варианте №2 при том, что капиталовложения и текущие издержки данного
варианта выше, чем варианта №1.
ПРИМЕР 1.15. Исходные данные те же, что и в примере 1.14. В отли-
чие от условий примера 1.14 принимаем, что в варианте №2 экономится
теплоты за год больше, чем в варианте №1, и стоимость этого превышения
составляет 7 млн. руб.
Решение.
СДЗХ = 30/3,170 + 3 + 7 = 19,46 млн. руб.
СД32 = 39/4,355 + 3,5 = 12,46 млн. руб.
Вывод: в этом случае мы наблюдаем существенное преимущество ва-
рианта №2 над вариантом №1. Это достигается, несмотря на более высокие
капиталовложения и текущие издержки, лучшим качеством регулирования
и более высоким сроком службы технических средств.
1.12.4.	Критерии экономической эффективности инвестиций
для ЭСМ второй группы
С целью выбора оптимального варианта из нескольких ЭСМ второй
группы рекомендуется использовать следующие критерии:
•	минимум чистого дисконтированного дохода за расчетный период;
•	максимальный индекс доходности проектам
•	минимальный срок окупаемости капиталовложений.
Чистый дисконтированный доход ЧДД (или NPV) показывает весь
эффект (выигрыш) инвестора, приведенный во времени к началу расчетно-
го периода:
(1.66)
где Д - доход, получаемый на Гом шаге расчета;
Т - расчетный период, или горизонт расчета;
92
Глава I
Кн - капиталовложения, приведенные во времени к началу расчетного
периода.
Прирост богатства определяется в сравнении с нормативным прирос-
том на уровне базовой ставки. Например, ЧДД в сумме 500 тыс. у. е. озна-
чает, что за расчетный период, во-первых, инвестор возвращает вложенный
собственный капитал, во-вторых, он получает нормативный доход на уров-
не базовой ставки и, в-третьих, дополнительно получает сумму, эквива-
лентную 500 тыс. у.е. в начале расчетного периода. Проект целесообразен
при ЧДД > 0.
Если расчетный период равен нормативному сроку службы оборудова-
ния, что имеет место в большинстве случаев, то приведенные капиталовло-
жения равны первоначальным, т.е. Кн-К.
Если же срок службы технических средств меньше расчетного периода
(G < то значение Кн, входящее в выражение (1.66), следует определять с
учетом т.н. вторичных капиталовложений по формуле:
f к,
i5(i+£)'
(1.67)
Если соблюдается условие Д = const, то ЧДД определяют по упрощен-
ной формуле:
ЧДД=Дат-Кн.	(1.68)
Проект целесообразен при ЧДД > 0.
При сравнении альтернативных вариантов с разными сроками службы
энергосберегающего оборудования для расчета ЧДД предлагается выраже-
ние следующего вида:
ЧДД^Д.ат-К^-,	(1.69)
где К - первоначальные капиталовложения;
ат, at — дисконтирующий множитель, соответственно за расчетный пе-
риод Г и за срок службы t оцениваемых технических средств.
Инвестиции эффективны в том случае, если ЧДД > 0. При сравнении
альтернативных вариантов лучшим признается тот проект, у которого ЧДД
выше.
Индекс доходности проекта ИД ( или PI) представляется в виде вы-
ражения:
ед=Ж+1.	(1.70)
Индекс доходности проекта ИД (или PI) показывает, во сколько раз
увеличиваются вложенные собственные средства за расчетный период в
сравнении с нормативным увеличением на уровне базовой ставки.
Проект целесообразен при ИД'Эи 1.
93
Критерий ИД, в отличие от ЧДД, несет информацию и об экономиче-
ской устойчивости проекта. Например, если ИД= 1,05 , то при увеличении
затрат более, чем на 5%, значение индекса доходности упадет ниже допус-
тимого уровня, т. е. станет менее 1,00. Таким образом, с помощью ИД ста-
новится возможным быстро оценить рискованность конкретной инвестиции.
Срок окупаемости капиталовложений То чаще всего используется
для оценки эффективности ЭСМ так как достаточно легко вычисляется:
То = к/Д,	(1.71)
где К - капиталовложения (в том числе стоимость оборудования, затраты
на монтаж, транспорт, наладку и услуги);
Д - годовой инвестиционный доход (годовой доход от капиталовложе-
ний).
Критерий То может быть рассчитан в виде дисконтированного значе-
ния, тогда имеем
= #/(#-а,/Г),	(1.71)
где t - длительность проекта в годах (например, срок службы оборудования);
а, — коэффициент дисконтирования, осредненный по годам длительно-
сти проекта:
(1 + 20*-1
' £•(! + £)' ’
(1.72)
где Е — процентная ставка, величина которой без учета инфляции может
находиться в пределах 0,1...0,16, а при учете инфляции вычисляется в
виде реальной процентной ставки:
£=(£и-£„)/(1+£„);	(1.73)
где Ен - ставка рефинансирования национального банка;
Еи - темп инфляции.
Проект признается приемлемым, если То не превышает допусти-
мого значения (в области энергосбережения не выше 2-3 лет), а при срав-
нении вариантов выбирается проект с меньшим сроком окупаемости. Ос-
новной недостаток показателя То состоит в отсутствии учета экономии по-
сле того, как проект себя окупил. Поэтому расчет целесообразно дополнить,
используя другие показатели оценки инвестиционных проектов, особенно в
тех случаях, когда сроки окупаемости альтернативных проектов примерно
одинаковы.
Произведем сравнительный анализ альтернативных проектов, исполь-
зуя вышеприведенные критерии эффективности.
ПРИМЕР 1.16. Имеется два проекта, обеспечивающие альтернативные
способы снижения расхода энергоресурсов. Проекты различаются разме-
ром капиталовложений и величиной экономии энергоресурсов. Требуется
определить более эффективный из них.
94
Глава I
Исходные данные и результаты расчета показателей эффективности
вариантов представлены в табл. 1.14. В исходных данных, с целью упроще-
ния расчетов, принят для обоих вариантов одинаковый срок службы техни-
ческих средств, равный 6-ти годам.
Таблица 1.14
Эффективность вариантов технических решений
№ п.п.	Показатели	Варианты	
		А	В
1	Капиталовложения, млн. руб.	1950	3900
2	Годовой доход, млн. руб.	720	1380
3	Коэффициент дисконтирования (при £=0,1 и t = 6 лет)	4,355	4,355
4	Срок окупаемости капиталовложений, лет	2,7	2,8
5	Чистый дисконтированнный доход (ЧДД), млн. руб.	1186	2110
Вывод. Анализ показывает, что при равных сроках окупаемости ка-
питаловложений вариант «В» является более предпочтительным по пока-
зателю ЧДД. В варианте «5» прирост ЧДД по сравнению с вариантом «А»
составит 2110 - 1186 = 834 млн. руб. Реализация проекта «5» обеспечива-
ет предприятию ежегодный доход в размере 1380 млн. руб., а весь эффект
(выигрыш), приведенный по времени к началу расчетного периода, соста-
вит 2110 млн. руб. При этом срок окупаемости ТО = 2,8 года, т.е. менее
3-х лет.
1.12.5.	Рабочая методика отбора лучшего варианта ЭСМ
Рабочая методика отбора лучшего варианта ЭСМ по системе выше-
перечисленных показателей предлагается в виде проведения следующих
действий.
1.	Каждый альтернативный вариант ЭСМ рассматривается на предмет
возможного инвестирования, и те проекты, которые были отобраны инве-
стором, включаются в конкурс для экономической оценки их привлека-
тельности. Затем по каждому проекту рассчитываются необходимые оце-
ночные показатели. Результаты расчетов сводятся в общую таблицу с це-
лью анализа и принятия окончательного решения.
2.	Если все оценочные критерии однозначно свидетельствуют о при-
оритетности одного из многих проектов, то именно он признается наиболее
целесообразным и однозначно принимается к внедрению.
Однако на практике может сложиться ситуация, когда каждый вариант
будет по-своему привлекателен для инвестора (например, по ЧДД будет
лучшим вариант №1, по ИД - вариант №2, а по сроку окупаемости инве-
95
стиний — вариант №3. В такой ситуации действует условие предварительно-
го выявления самим инвестором принципиального приоритетного крите-
рия, по которому принимается решение. Выбор критерия зависит от многих
факторов (ограничения по сроку окупаемости проекта, наличие риска, и
др.) и предопределяется особенностями реальной ситуации.
3.	Если инвестором в качестве приоритетного критерия принимается
срок окупаемости, то выбирается проект с То —> min. Однако при этом сле-
дует иметь в виду основной недостаток показателя который состоит в
отсутствии учета экономии после того, как проект себя окупил. Поэтому
расчет целесообразно дополнить, используя другие показатели оценки
ЭСМ, особенно в тех случаях, когда сроки окупаемости альтернативных
проектов примерно одинаковы.
4.	Встречаются случаи, когда показатели ЧДД и ИД противоречат друг
другу. Тогда, при условии ограниченности инвестиционных ресурсов, сле-
дует ориентироваться на проект с ИД —> max.
Представленный подход к принятию решения о целесообразности ин-
вестирования на основе экономической привлекательности проектов не
исключает применения и других критериев отбора. Но в любом случае не-
обходимо принимать во внимание, что принципы экономической оценки
инвестиционных проектов всегда являются приоритетными по отношению
к любым прочим.
1.12.6.	Формы ТЭО энергосберегающих мероприятий
Вышеизложенная методика расчета основных показателей ТЭО по
энергосбережению, состоит из последовательных этапов формирования
исходных данных, расчета показателей альтернативных энергосберегающих
проектов и выбора целесообразного варианта. В такой последовательности
были разработаны формы ТЭО [9], позволяющие проводить расчет в
табличном виде.
ФОРМЫ ТЭО ЭНЕРГОСБЕРЕГАЮЩИХ МЕРОПРИЯТИЙ
Наименование предприятия:_____________________________________
Наименование мероприятия: ______________
(предлагаемое к внедрению оборудование)
вместо________________________________________________________
(существующее оборудование, демонтируемое при его замене)
Достоинства предлагаемого мероприятия:
<£>
<3i
Исходные данные
Форма 1
№ п.п.	Наименование	Обозна- чение	Ед. измерения	Значение (количество)			
				существую- щее оборудо- вание	предлагаемое оборудование		
					вариант 1	вариант 2	вариант 3
				(наимено- вание)	(наимено- вание)	(наимено- вание)	(наимено- вание)
1.	Количество устройств	(тип)	шт.				
2.	Установленная электрическая мощность одного устройства		Квт				
3.	Тепловая мощность одного устройства	Qx	Квт				
4.	Продолжительность работы системы	t	ч/год				
5.	Срок службы устройства	tc	ч				
6.	Срок службы заменяемых элементов устройства	tCA	ч				
7.	Стоимость одного устройства	Цх	руб.				
8.	- в том числе стоимость заме- няемых элементов устройства	Ци	руб.				
9.	Цена электрической энергии для предприятия	Цэп	руб./КВт ч				
10.	Цена тепловой энергии для предприятия	Цэп	руб./КВт-ч				
Глава I
Форма 2
Капиталовложения и годовые показатели
г Наименование оборудования	Капиталовло- жения Ку, тыс. руб.	Расход электро- энергии, W, КВт-ч	Расход тепловой энергии, Q, КВт ч	Затраты на замену (вторичные кап- вложения) 3, тыс. руб.	Затраты на текущий ремонт, Р, тыс. руб.
(существующее оборудование)					
(вариант 1 замены)					
(вариант 2 замены)					
Форма 3
Показатели экономической эффективности для мероприятий первой группы
№ п.п.	Наименование показателя	Единица измерения	Величина показателя Вариант 1	Величина показателя Вариант 2
1	Годовая экономия тепловой энергии &Q	КВт-ч		
2	Годовая экономия эл. энергии, ДИ"	КВт-ч		
3	Годовая экономия топлива, Д2>	т.у.т.		
4	Стоимость сэкономленных энергоресурсов, ДЭ	тыс. руб.		
5	Затраты на ремонт и обслуживание оборудования, Р	тыс. руб.		
б	Годовые совокупные дисконтированные затраты СДЗ	тыс. руб.		
Форма 4
Показатели экономической эффективности для мероприятий второй группы
№ п.п.	Наименование показателя	Единица измерения	Величина показателя Вариант существующий	Величина показателя Вариант 1
1	Годовая экономия тепловой энергии, &Q	КВт-ч		
2	Годовая экономия эл. энергии, ДРГ	КВтч		
3	Годовая экономия топлива, Д2>	т.у.т.		
4	Стоимость сэкономленных энергоресурсов, ДЭ	тыс. руб.		
5	Годовой инвестиционный доход, Д	тыс. руб.		
6	Срок окупаемости капиталовложений, Т	лет		
7	Чистый дисконтированный доход за расчетный период, ЧДД	тыс. руб.		
На основании рассчитанных показателей экономической эффективности вариантов сравнения следует вы-
полнить анализ каждого из вариантов, ориентируясь на рекомендации раздела 1.12.5. Проведенный таким образом
анализ позволяет дать обоснованное заключение по условиям инвестирования рассматриваемого проекта.
Глава I
Приложение 1.1
Удельные потери давления R, Па/м, в металлополимерных трубах [6]
Расход воды, G, кг/ч	Диаметр труб, мм									
	14x2		16x2		18x2		20x2		26x3	
	Скорость ВОДЫ, V, м/с	R, Па/м	Скорость ВОДЫ, V, м/с	R, Па/м	Скорость ВОДЫ, V, м/с	R, Па/м	Скорость ВОДЫ, V, м/с	R, Па/м	Скорость ВОДЫ, V, м/с	R, Па/м
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11
12,9	0,05	6	0,03	3	0,02	1	—	—	—	—
17,2	0,06	10	0,04	3	0,03	2	—	—	—	•—»—
21,5	0,08	15	0,05	4	0,04	3	—				—	—
25,8	0,09	20	0,07	5	0,05	4	0,04	2	—	 '
30,1	0,1 1	26	0,08	6	0,06	5	0,04	2	—		
34,4	0,13	33	0,09	10	0,065	7	0,05	2	—	  
38,7	0,14	40	0,10	14	0,07	8	0,06	3	—	—
43,0	0,16	48	0,11	19	0,08	10	0,06	3	0,04	1
47,3	0,17	56	0,12	24	0,09	12	0,07	5	—	—
51,6	0,19	65	0,13	27	0,10	13	0,07	6	0,05	2
55,9	0,20	74	0,14	31	0,105	15	0,08	8	'  **	—
60,2	0,22	85	0,15	36	0,1 1	17	0,09	9 4	0,06	3
64,5	0,23	95	0,16	40	0,12	19	0,09	10	—	
68,8	0,25	106	0,17	45 “1	0,13	22	0,10	12	0,06	4
73,1	0,27	118	0,19	50	0,14	24	0,10	13 П	—	—
77,4	0,28	130	0,20	55	0,145	26	0,11	14	0,07	5
81,7	0,30	143	0,21	61	0,15	29	0,12	15	—	—
Продолжение приложения 1.1
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11
86,0	0,31	156	0,22	66	0,16	32	0,12	17	0,08	6
94,6	0,34	185	0,24	79	0,18	37	0,13	20	0,09	7
103,2	0,38	215	0,26	91	0,19	43	0,15	23	0,09	8
111,8	0,41	247	0,28	105	0,21	50	0,16	27	0,10	9
120,4	0,44	281	0,30	120	0,22	57	0,17	30	0,11	11
129,0	0,47	318	0,33	135	0,24	64	0,18	34	0,12	12
137,6	0,50	356	0,35	152	0,26	71	0,20	38	0,13	13
146,2	0,53	396	0,37	169	0,27	79	0,21	43	0,13	15
154,8	0,56	438	0,39	187	0,29	88	0,22	47	0,14	16
163,4	0,59	482	0,41	206	0,30	96	0,23	52	0,15	18
172,0	0,6,3	528	0,44	226	0,32	105	0,25	57	0,16	20
189,2	0,69	625	0,48	268	0,35	124	0,27	67	0,17	23
206,4	0,75	730	0,52	313	0,38	145	0,29	78	0,19	27
223,6	0,81	842	0,57	361	0,42	167	0,32	90	0,20	31
240,8	0,88	961	0,61	412	0,45	190	0,34	103	0,22	35
258,0	0,94	1113	0,65	467	0,48	215	0,37	116	0,24	40
279,5	1,02	1256	0,71	540	0,52	247	0,40	134	0,25	46
301,0	1,10	1435	0,76	617	0,56	282	0,43	153	0,27	52
322,5	1,17	1626	0,82	700	0,6	327	0,46	173	0,29	59
344,0	1,25	1827	0,87	787	0,64	358	0,49	194	0,31	66
365,5	—		0,92	879	0,67	399	0,52	216	0,33	74
387,0		—	0,98	975	0,72	442	0,55	240	0,35	81
408,5	—	—	1,03	1077	0,76	487	0,58	264	0,37	90
100	Глава I
Окончание приложения 1.1
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11
430,0		—	1,09	1183	0,80	533	0,61	290	0,39	98
473,0	—	—	—	—	0,89	633	0,67	344	0,43	117
516,0	—	—	—	—	0,96	740	0,73	403	0,47	136
559,0	—	—	—	—	1,04	856	0,80	466	0,51	157
602,0	——	—			1,12	978	0,86	534	0,55	180
645,0	—	—	—		1,19	1109	0,92	605	0,59	204
688,0	—	1 1	—		1,28	1247	0,98	681	0,63	229
731,0	 	—	—		—	—	1,04	761	0,67	256
774,0	—	—	—	—	—		1,10	846	0,70	284
817,0	—	—	—	—	—	—	1,16	934	0,74	313
860,0	—	—	—	—	—	—	1,22	1027	0,78	343
946,0	—	—	—	—	——	—	—	—	0,86	409
1032,0	**	—	—		—	—	—	* 	0,94	479
1118,0	—	—	—	—			—		1,02	555
1204,0	—		—	—			—	—	1,10	636
1289,0	—		—	—			—	—	1,16	749
1375,0	—	—	—	—		*	—	—	1,25	814
1462,0			—	—			п П- ..	_|	_	—	1,33	910
1548,0	—	—	—	—			—_	—	1,41	1012
101
102
Глава I
Приложение 1.2
Нормативные удельные расходы тепловой энергии на отопление
и вентиляцию жилых и общественных зданий [4]
Наименование объектов нормирования	Удельный расход тепловой энергии		
	на отопление		на вентиля- цию с искус- ственным побуждением
	Ча. Вт-ч	4v. Вт-ч	4hin. Вт-ч
	м3 • °C • сут	м3 • °C • сут	м3 • °C • сут
1	2	3	4
1. Жилые дома (9 этажей и более) с наружными стенами из: многослойных панелей	21,7	7,8	
монолитного бетона	22,2	7,9	—
штучных материалов	22,9	8,2	 —
2. Жилые дома (6-8 этажей) с наружными стенами из: многослойных панелей	23,0	8,2				
штучных материалов	24,4	8,7	—
3. Жилые дома (4-5 этажей) с наружными стенами из: многослойных панелей	22,5	8,0	
штучных материалов	24,0	8,6	—”
4. Жилые дома (2-3 этажа) с наружны- ми стенами из штучных материалов	29,6	10,6	—
5. Коттеджи, жилые дома усадебного типа, в том числе с мансардами	35,4	12,6	—
6. Детские сады с наружными стенами из: многослойных панелей	-	8,4	1,0
штучных материалов	—	8,7	1,0
7. Детские сады с бассейном с наружными стенами из: многослойных панелей			9,4	1,4
штучных материалов	—	10,0	h 1,4
8. Школы с наружными стенами из: многослойных панелей	—	5,5	3,7
штучных материалов	—-,L	5,7	3,7
9. Поликлиники с наружными стенами из: многослойных панелей	—	5,8	3,5
штучных материалов	--	6,2	3,5
103
Продолжение приложения 1.2
1	2	3	4
10. Поликлиники с бассейном или гимнастическим залом с наружны- ми стенами из: многослойных панелей штучных материалов	—	6,9 7,2	6,0 6,0
11. Административное здание с наружными стенами из: многослойных панелей штучных материалов	—	5,1 5,3	3,8 3,8
Примечания.
]. Значения нормативных удельных расходов тепловой энергии на отопление опре-
делены при коэффициенте остекленности: для позиций 1-4 равном 0,18; для пози-
ции 5 равном 0,15.
2. Значения удельных расходов тепловой энергии на вентиляцию с искусственным
побуждением приведены в качестве справочных.
Продолжительность работы систем приточной вентиляции с искусственным побуж-
дением для общественных зданий за отопительный период определена на основа-
нии следующих исходных данных: а) для детских яслей-садов: 5-ти дневная рабочая
неделя и 12-ти часовой рабочий день; б) для общеобразовательных школ: 6-ти
дневная рабочая неделя и 12-ти часовой рабочий день; в) для административных
зданий: 5-ти дневная рабочая неделя и 10-ти часовой рабочий день.
Литература
1.	Андреевский А.К. Отопление (курс лекций). Изд. 2, перераб. и доп. - Мн.: Высш,
школа, 1982. - 364 с., ил.
2.	Богословский В.Н., Сканави А.Н. Отопление. Учеб, для вузов. - М.: Стройиздат,
1991.-364 с.
3.	СНБ 2.04.01-97 Строительная теплотехника. - Мн.: Минстройархитектуры Рес-
публики Беларусь, 1998. - 33 с.
4.	СНБ 4.02.01-03 Отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха. - Мн.:
Минстройархитектуры Республики Беларусь, 2004.
5.	Внутренние санитарно-технические устройства. В 3 ч. 4.1. Отопление /В.Н. Бого-
словский, Б.А. Крупнов, А.Н. Сканави и др. под ред. И.Г. Староверова и
Ю.И. Шиллера. - 4-е изд., перераб. и доп. - М.: Стройиздат, 1990. - 344 с.
6.	Проектирование и монтаж трубопроводов систем отопления с использованием
металлополимерных труб. Пособие к СНиП 2.04.05-91. - Мн.: Минстройархитек-
туры Республики Беларусь.
7.	Рекомендации по разработке бизнес-планов инвестиционных проектов. Утв. Ми-
нэкономики Республики Беларусь. - Мн., 1999.
8-	Ширшова В.В., Мацкевич Л.И., Мороз Ю.Д. Эффективность капиталовложений в
условиях рынка. Методы расчета. - Мн.: Маркетинг, 1994.
9.	Покотилов В.В., Макаревич С.А., Ширшова В.В. Методика технико-экономи-
ческого обоснования энергосберегающих мероприятий // Архитектура и строи-
тельство, 2001. - №4. - С. 68-71.
104
ГЛАВА II. Методические указания и примеры расчетов
по курсовым проектам «Вентиляция
общественного здания», «Вентиляция и
отопление промышленного здания» и
курсовой работе «Кондиционирование
воздуха и холодоснабжение»
2.1. Вентиляция общественного здания
2.1.1. Исходные данные для выполнения курсового
проекта и его объем
Вентиляция - обмен воздуха в помещениях для удаления избытков
теплоты, влаги, вредных и других веществ с целью обеспечения допусти-
мых параметров микроклимата и чистоты воздуха в рабочей или обслужи-
ваемой зоне помещения.
Микроклимат - совокупность факторов, определяющих метеороло-
гическую обстановку в помещении. К этим факторам относятся: темпе-
ратура воздуха, относительная влажность, скорость движения (под-
вижность) воздуха в рабочей или обслуживаемой зоне помещения. До-
пустимые параметры микроклимата - такие сочетания перечисленных
параметров, которые при длительном воздействии могут вызвать некото-
рое напряжение системы терморегуляции (дискомфортные ощущения)
человека, но при этом не возникает нарушений в состоянии его здоровья.
Оптимальные параметры - такие сочетания перечисленных парамет-
ров, которые обеспечивают постоянное ощущение комфорта. Системы
вентиляции, обладающие набором определенных технических устройств
для обработки (очистки, нагрева), транспортирования, подачи и удаления
воздуха, обеспечивают поддержание допустимых параметров микрокли-
мата в помещении.
Приточные системы вентиляции подают чистый воздух в помеще-
ние, вытяжные - удаляют загрязненный воздух из помещения. Если вен-
тилируется все помещение или его рабочая зона, то вентиляция называет-
ся общеобменной. Общеобменная вентиляция предназначена для разбав-
ления избыточной теплоты, влаги, вредных веществ до нормативных
значений. В качестве приточного воздуха используется наружный воздух
или частично забираемый из помещения (рециркуляция). Для утилиза-
ции теплоты уходящего воздуха и предварительного подогрева приточно-
го воздуха широкое применение находят теплообменники-утилизаторы.
Местная вытяжная вентиляция предназначена для удаления вредных
веществ непосредственно у мест их выделения через специальные уст-
ройства (местные отсосы). При этом достигается максимальный эффект
при минимальном количестве удаляемого воздуха. Системы аспирации
предназначены для удаления и очистки воздуха от пыли. Местная при-
105
точная вентиляция предназначена для подачи приточного воздуха на
фиксированные места и обеспечения в этой зоне параметров микроклима-
та, отличных от параметров всего помещения (воздушные души, воздуш-
но-тепловые завесы). Системы вентиляции могут быть с механическим
побуждением движения воздуха с помощью вентиляторов, эжекторов и с
естественным побуждением движения воздуха за счет действия гравита-
ционных сил и воздействия ветра.
Целью курсового проекта является рассчитать и запроектировать
системы вентиляции общественного здания для обеспечения нормативных
параметров микроклимата в помещениях здания.
Исходные данные для выполнения проекта: планы этажей здания и
конструктивные особенности ограждений; высота этажа здания; название
города, в котором расположено здание; ориентация здания по сторонам
света; параметры теплоносителя и др.
Пояснительная записка курсового проекта включает: описание проек-
тируемого объекта; выбор расчетных параметров наружного и внутреннего
воздуха для холодного, теплого периодов и переходных условий; опреде-
ление количества вредностей (теплоты, влаги и углекислого газа), посту-
пающих в помещение, для трех периодов года; определение воздухообмена
по вредностям и кратностям; определение количества и размеров приточ-
ных и вытяжных каналов и подбор воздухораспределителей; расчет разда-
чи приточного воздуха; аэродинамический расчет приточной системы с
механическим побуждением и вытяжной системы с естественным побуж-
дением движения воздуха; подбор вентиляционного оборудования (фильт-
ра, калорифера, вентилятора); акустический расчет вентиляционной систе-
мы и подбор шумоглушителя.
В графической части должны быть представлены: планы этажей, под-
вала и чердака (если они имеются в здании) с нанесением систем вентиля-
ции; разрез здания; аксонометрические схемы рассчитанных систем; план и
разрез приточной камеры с нанесением оборудования, его спецификация.
2.1.2. Расчетные параметры наружного и внутреннего воздуха
Расчетные параметры наружного воздуха (температуру и энталь-
пию) при проектировании вентиляции общественных, административно-
бытовых и производственных помещений следует принимать в соответст-
вии с [1, 2] для теплого периода года по параметрам А, для холодного пе-
риода - по параметрам Б. Для переходных условий независимо от места
расположения здания принимаем температуру наружного воздуха / = 8°С,
энтальпию 1= 22,5 кДж/кг [1,2].
ПРИМЕР 2.1. Определить расчетные параметры наружного воздуха
при проектировании систем вентиляции здания расположенного в г. Минске.
В соответствии с приложением Е [2] принимаем параметры наружного
воздуха для г. Минска, которые представлены в табл. 2.1.
106
Глава II
Таблица 2.1
Расчетные параметры наружного воздуха
Периоды года	Температура наружного воздуха ^,°с	Энтальпия наружного воздуха 1н. кДж/кг	Скорость ветра v, м/с
Теплый	21,2	47,2	2,6
Холодный	-24	-22,7	3,7
Переходные условия	8	22,5	
Расчетные параметры внутреннего воздуха. Допустимые параметры
(температура, относительная влажность, подвижность) воздуха в рабочей зо-
не помещений, отвечающие санитарно-гигиеническим требованиям, прини-
маются в зависимости от периода года и назначения помещений [1, 2, 7-9,
11-15 и др.].
ПРИМЕР 2.2. Определить параметры внутреннего воздуха для зала
заседаний. Здание расположено в г. Минске.
В соответствии с [1, 2, 7-9] нормируемая температура воздуха в зале
заседаний для холодного периода и переходных условий te- 18°С; для теп-
лого периода t€ -1„ +3 = 21,2 + 3 = 24,2°С.
Таблица 2.2
Расчетные параметры внутреннего воздуха
Периоды года	Температура внутреннего воздуха, tm°C	Относительная влажность внутрен- него воздуха ф, %	Подвижность воздуха в поме- щении v, м/с
Теплый период	24,2	65	0,5
Холодный период и переходные условия	18	60	0,2
2.1.3. Расчет поступлений теплоты, влаги и вредных
веществ в помещения
Основными вредными выделениями, которые поступают в помещение,
являются избыточная теплота, влага и вредные вещества.
Избыточная теплота (избытки явной теплоты) - остаточное количест-
во явной теплоты (за вычетом теплопотерь), поступающей в помещение при
расчетных параметрах наружного воздуха после осуществления всех техно-
логических мероприятий по их уменьшению (тепловой изоляции оборудова-
ния, трубопроводов и пр.). Помещения с избытками явной теплоты более
23 Вт/м3 называют помещениями со значительными избытками явной тепло-
ты и относят к категории горячих цехов. Избыточная теплота определяется
107
как сумма теплопоступлений от людей, искусственного освещения, электро-
двигателей, нагретого оборудования, остывающих материалов, через запол-
нения световых проемов, через массивные ограждающие конструкции и др.
Теплопоступления от людей зависят от выделяемой людьми энергии
при работе (категории работ) и температуры окружающего воздуха в по-
мещении.
Теплопоступления от людей, Вт
Qjirod. ~ ’ Яя^л >	(2-1)
где п - количество людей;
qx - тепловыделения одним взрослым человеком (мужчиной) Вт, при-
нимается в зависимости от температуры внутреннего воздуха и катего-
рии работ по табл. 2.3;
кл -1 - для мужчин, к„=0,85 - для женщин, кл=0,75 - для детей.
Таблица 2.3
Количество теплоты и влаги, выделяемых взрослым человеком (мужчиной)
Темпера- тура окру- жающего воздуха, °C	Количество теплоты qK, Вт, и влаги т, г/ч, выделяемых взрослым человеком (мужчиной)							
	в состоянии покоя		при легкой работе		при работе средней тяжести		при тяжелой работе	
	т	Яя	т	Яя	т	Яя	т	Яя
15	30	120	55	120	110	135	185	165
16	32	114	59	116	116	129	196	158
17	34	108	63	112	122	123	207	151
18	36	102	67	108	128	117	218	144
19	38	96	71	104	134	111	229	137
20	40	90	75	100	140	105	240	130
21	42	84	83	93	149	98	251	123
22	44	78	91	86	158	91	262	116
23	46	72	99	79	167	84	273	109
24	48	66	107	72	176	77	284	102
25	50	60	115	65	185	70	295	95
26	55	56	122	60	194	64	307	86
27	60	52	129	55	203	58	319	77
,	28	65	48	136	50	212	52	331	68
29	70	44	143	45	221	46	343	59
30	75	40	150	40	230	40	355	50
ПРИМЕР. 2.3. Определить теплопоступления от людей (мужчин) в за-
ле заседаний на 50 мест, находящемся в административно-бытовом корпу-
се- Здание находится в г. Минске.
108
Глава II
Для холодного периода и переходных условий Qn = 50-102-1 =5100 Вт.
Для теплого периода 0 = 50-66' 1 =3300 Вт.
При выполнении курсового проекта удобно представлять расчеты в
виде таблиц и выполнять их с помощью программы Microsoft Excel.
Расчет теплопоступлений от людей приведен в табл. 2.4.
Таблица 2.4
Расчет теплопоступлений от людей
№	Наименование величины	Обоз- наче- ние	Ед. изм.	Формула или источ- ник инфор- мации	Значения величин		
					теплый период	пере- ходные условия	холод- ный период
1	Теплопоступления от людей	Qjuod	Вт	л ЯЛл	3300	5100	5100
1.1	Количество людей	п	чел.	согласно заданию	50	50	50
1.2	Тепловыделения од- ним человеком (взрослым мужчиной)	Яя	Вт	табл. 2.3	66	102	102
1.3	Температура окру- жающего воздуха, °C	tg	°C	пример 2.2	24,2	18	18
1.4	Коэффициент	К	—		1	1	1
Тепловыделения от искусственного освещения.
Тепловыделения от источников искусственного освещения, если прене-
бречь частью энергии, нагревающей конструкции и уходящей через них, Вт
Qoce^oc	(2-2)
где Noce- суммарная мощность источников освещения, Вт.
Тепловыделения от источников искусственного освещения, если сум-
марная мощность источников освещения неизвестна, Вт:
Qoce=EFqoce • т]„™,	(2.3)
где Е - нормируемая освещенность помещения, Лк (табл. 2.5) [6];
Яосв - удельные тепловыделения от ламп, Вт/(м2лк) (табл. 2.6);
F - площадь пола помещения, м2;
Лосе ~ доля теплоты, поступающей в помещение.
Если осветительная арматура и лампы установлены на некотором рас-
стоянии от потолка Лосе — Для люминесцентных ламп, встроенных в чер-
дачное перекрытие или подвесной потолок Лосе=0,4. Для большинства по-
мещений, имеющих естественное освещение, теплопоступления от источ-
ников искусственного освещения учитываются в холодный и переходный
периоды года.
109
Таблица 2.5
Нормируемая освещенность помещений Е, Лк [6]
№	Помещение	Е, Лк
Общественные здания		
1	Проектные залы, конструкторские бюро	500
2	Читальные залы, кабинеты, рабочие и классные комнаты, аудитории	300
3	Залы заседаний, спортивные, актовые, зрительные залы клубов, обе- денные залы, буфеты	200
4	Бассейны, фойе клубов, кинотеатров	150
5	Номера гостиниц	100
6	Зрительные залы кинотеатров, палаты больниц, спальные комнаты санаториев	75
7	Торговые залы магазинов	300
Промышленные здания		
1	Кузнечные, термические, окрасочные, сборочные, гальванические цехи	150
2	Механические, ремонтно-механические, сварочные, деревообрабаты- вающие, электроремонтные цехи	200
3	Техническое обслуживание и ремонт автомобилей	200
Таблица 2.6
Удельные тепловыделения от светильников [21, 23]
Тип светильника	Удельные тепловыделения, #осв, Вт/(м2лк) -	2 для помещении площадью, м					
	менее 50		50-200		более 200	
	При высоте помещения, м					
	<4,0	>4,0	<4,0	>4,0	<4,0	>4,0
Люминесцентные лампы прямого света	0,08	0,20	0,06	0,074	0,056	0,067
Лампы накаливания	0,21	0,28	0,16	0,2	0,154	0,187
ПРИМЕР 2.4. Определить теплопоступления от люминесцентных ламп,
установленных открыто в зале заседаний площадью 60 м2 и высотой 3,5 м.
Qoce=EFqoce - т]осв - 200 • 60 • 0,06 • 1 = 720 Вт.
Теплопоступления через заполнение световых проемов. Методика
определения теплопоступлений через заполнение световых проемов изло-
жена в справочнике [18].
Теплопоступления через заполнение световых проемов складываются
из теплопоступлений за счет солнечной радиации и за счет теплопередачи
110
Глава II
й - й|р + Й-» ~	+ «1к»^ •
(2.4)
Теплопоступления за счет солнечной радиации для вертикального за-
полнения световых проемов
(2.5)
где F|| - площадь световых проемов;
q\\p- теплопоступления за счет солнечной радиации через 1 м2 верти-
кального заполнения световых проемов.
Q\\p ^Яп^инс ТЯр^обл^^отн^!^
(2.6)
где
Я°> Яр ~ количество теплоты прямой и рассеянной солнечной радиации,
Вт/м2, поступающей в помещение расчетный час через одинарное
вертикальное остекление световых проемов, принимаются в зависи-
мости от географической широты и ориентации световых проемов по
табл. 2.7 (за расчетный принимается час, для которого значения qe„, qep
являются максимальными) [19];
Котн ~ коэффициент относительного проникания солнечной радиации
через заполнение светового проема, отличающееся от обычного оди-
нарного остекления (табл. 2.8);
т2 - коэффициент, учитывающий затенение светового проема перепле-
тами (табл. 2.9);
Кинс - коэффициент инсоляции;
К()б„ - коэффициент облучения.
Коэффициент инсоляции для вертикального светового проема
4ctgp-oY, Z-,tg<o-c'|
н Л в )'
(2.7)
где L2, Le - размеры горизонтального и вертикального выступающих эле-
ментов затенения (откосов) (рис. 2.1);
Н,В- высота и ширина светового проема;
а, с — соответственно расстояния от горизонтального и вертикального
элементов затенения до откоса светового проема;
Ас - азимут солнца, принимаемый в зависимости от географической
широты по табл. 2.10;
Ас.о. ~ солнечный азимут остекления (табл. 2.11);
р - угол между вертикальной плоскостью остекления и проекцией
солнечного луча на вертикальную плоскость, перпендикулярную рас-
сматриваемой плоскости остекления.
Угол р
р = arctg (ctg h • cos Ac o).
(2-8)

Коэффициент облучения
обл
облг'^-обл в’
(2.9)
Ill
где Коблг, Кобл в ~ соответственно коэффициенты облучения для горизон-
тальной и вертикальной солнцезащитной конструкции, принимаемые в за-
висимости от углов pi и у1 по рисунку 2.2.
Угол У!
Угол р!
Рис. 2.1. К определению коэффициента инсоляции
Кинс и коэффициента облучения
Рис. 2.2. Зависимость коэффициентов облучения К.Облг*Коблв
от углов 0] и У1 при затенении светового проема горизонтальной 1
и вертикальной 2 солнцезащитной конструкцией (откосом)
7l=arCtgB^
Pi = arctg
(2.Ю)
(2.И)
Если в помещении окна расположены с нескольких сторон, необходи-
мо найти расчетный час суток, когда суммарные теплопоступления через
все окна максимальны, и для этого часа провести расчеты по формулам
(2.5-2.11) для окон каждой ориентации, затем найти общие теплопоступ-
ления через все окна.
Таблица 2.7
Поступление теплоты, Вт/м2, от прямой qn и рассеянной qp солнечной радиации в июле
через вертикальное одинарное остекление [19]
Ши- рота °С.Ш	Время	Тепловой поток (количество теплоты), Вт/м2															
		С		СВ		В		ЮВ		Ю		ЮЗ		3		СЗ	
		Яп	Яр	Яп	Яр	Яч	Яр	Яп	Яр	Яп	Яр	Яп	Яр	Яп	Яр	Яп	Яр
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	16	17	18
	7-8	11 	77	357	но	509	130	333	109	»*	71		55	—-	55	—	55
	8-9	—	71	256	101	490	121	398	108	66	79	—	60	—	59	—	60
	9-10	—	64	84	80	371	100	387	101	162	81	—	63	—	60	"•“"в"	62
	10-11	—	60	2	71	193	81	305	86	245	84	—	67		60	 1 I 	64
	11-12	—	59	—	67	37	72	214	79	288	85	73	77		65	—	65
44	12-13	—	59	—	65	—	65	73	77	288	85	214	79	37	72	—	67
	13-14	— 	60	—	64	—	60	—	67	245	84	305	86	193	80	2	71
	14-15	—	64	—	62	—	60	—	63	162	84	387	101	371	100	84	80
	15-16	—	71	—	60	—	59	—	60	66	79	398	108	490	121	256	101
	16-17	—	77	—	55	—	55	11 '	55	0	71	333	109	509	130	357	ПО
	17-18	42	70	—	44	—	44	—	44	0	85	209	86	452	112	369	98
	7-8	—	74	348	107	542	129	363	109	3	73	—	53	—	53	"•“"в"	53
	8-9	—	70	222	99	497	121	427	112	80	81	—	60	—	58	—	59
	9-10	—	64	60	81	372	100	419	107	186	86	—	65	—	58		62
	10-11	—	60	—	71	193	81	352	94	271	87	—	70	—	60	—	64
	11-12	—	59	—	67	37	72	251	84	317	88	106	78	—	65	—	65
	12-13	1  	59		65	—	65	106	78	317	88	251	84	37	72		67
48	13-14	1  	60		64	—	60	—	70	271	87	352	94	193	81	—	71
	14-15	 —	64	—	62	—	60	1 11 	65	186	86	419	107	372	100	60	81
	15-16	— ™	70	—	59	—	58	—	60	80	81	427	112	497	121	222	99
	16-17	—	74	—	53	—	55	—	53	3	73	363	109	542	129	349	107
	17-18	35	69	—	44	—	44	—	43	—	55	237	87	472	114	385	98
Глава

Продолжение таблицы 2.7
Ши- рота °С.Ш	Время	Тепловой поток (количество теплоты), Вт/м2															
		С		СВ		В		ЮВ		Ю		ЮЗ		3		СЗ	
		Яп	Яр	Яп	Яр	Яп	Яр	Яп	Яр	Яп	Яр	Яп	Яр	Яп	Яр	Яп	Яр
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	16	17	18
	7-8	1 1 	71	342	106	545	129	398	но	13	76	—	55		53	"  	53
	8-9	—	67	196	96	428	123	448	114	94	85	——	63	—	57	—	58
	9-10		63	42	79	374	100	429	ПО	206	87	-—	67	—	59	1 1 1	60
	10-11	—	60	—	69	193	84	363	98	299	90	14	72	—	60	—	62
	11-12	—	59	—	65	37	72	272	86	344	91	150	78	——*	65	—	63
52	12-13	—	59	—	63	—	65	150	78	344	91	272	86	37	72	—	65
	13-14	—	60	-	62	—	60	14	72	299	90	363	98	193	84	1 	69
	14-15	— 11 	63		60	11 '	59	—	67	206	87	429	ПО	374	100	42	79
	15-16		67	—	58	—	57	—	63	94	85	448	114	428	123	196	96
	16-17	  —	71	—	53	—	53	* —	55	13	76	398	ПО	545	129	342	106
	17-18	26	69	—	44	—	44	—	43	— 11 	59	272	91	497	119	391	98
	7-8	—	65	339	98	 *	- — —	—	—	22	74		53		48	—	53
	8-9	—	62	174	87	504	114	479	108	128	85	—	64	—	55		56
	9-10		58	26	71	378	91	479	102	245	88	—	67	 	56	1 1 1	57
	10-11	—	57	—	62	193	76	427	92	347	91	21	72	1 1 1	58	—	58
	11-12	—	55	—	59	37	67	330	79	398	92	176	76	—	63	—	58
56	12-13	—	55	—	58	  -	63	176	76	398	92	330	79	37	67	—	59
	13-14	—	57	—	58	1 1 	58	21	72	347	91	427	92	193	76	—	62
	14-15	—	58	—	57	1  -	56		67	245	88	479	102	378	91	26	71
	15-16	—	62	11 	56	—	55	—	64	128	85	479	108	504	114	174	87
	16-17	—	65	—	53	—	48	—	53	22	74	424	105	547	122	339	98
	17-18	17	66		44	—	43	—	42	42	58	287	90	523	115	401	93
со
Окончание таблицы 2,7
Ши-		Тепловой поток (количество теплоты) Вт/м2															
рота °С.Ш	Время	С		СВ		В		ЮВ		Ю		ЮЗ		3		сз	
		Чп	Чр	Чп	Чр	Чп	Чр	Чп	Чр	Чп	Чр	Чп	Чр	Чп	Чр	Чп	Чр
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	16	17	18
	7-8	—	57	331	83	—-	1 1 	—	  “	37	70	—~	49	—	45	—	50
	8-9	—	55	146	77	509	99	501	98	166	81		60	—	50	—	52
	9-10	—	51	19	62	378	77	501	92	287	86	—*-	65		51	—	53
	10-11	—	51		55	193	65	452	84	384	91	70	69		53	—	53
	11-12	—	50	—	55	37	60	363	74	449	91	215	71	—	56	—	53
60	12-13	—	50	—	53	—	56	215	71	449	91	363	74	37	60	—	55
	13-14	—	51	—	53	—	53	70	69	384	91	452	84	193	65	' 	55
	14-15	—	51	—	53	—	51	—	65	287	86	501	92	378	77	19	62
	15-16	—	55		52		50	—	60	166	81	501	98	509	99	146	77
	16-17	11 	57	* 	50		45	-—и.	49	37	70	441	96	556	ПО	331	83
	17-18	15	59	—	43	—	40	—	40	—	53	313	85	542	107	404	86
114	Глава И
115
Теплотехнические характеристики заполнения
световых проемов [19]
Таблица 2.8
Заполнение проема		Коэффициент относительного проникания солнечной радиации Котн	Сопротивле- ние теплопе- редаче /?ц, м2оС/Вт	Приведенный коэффициент поглощения солнечной радиации рц
остекление	солнцезащитные устройства			
Тройное со стеклом листовым оконным или вит- ринным толщиной 2,5-6 мм	Без солнцезащит- ных устройств при толщине стекла, мм: • 2,5-3,5 .4-6	0,83 0,69	0,52	0,4 0,7
	Внутренние жалюзи: • светлые • средние по окраске • темные	0,48 0,56-0,52 0,64-0,57	0,58	1,2 1,6
	Жалюзи между внутренним и сред- ним стеклом	0,38	0,58	1,7
	Жалюзи между средним и наруж- ным стеклом	0,24	0,58	1,7
	Наружные жалюзи	0,12	0,53	0,45
	Маркиза открытая с боков: • средняя по окраске • темная	0,15 0,18	0,52	0,1
Коэффициент т2 [19]
Таблица 2.9
Заполнение светового проема	Сопротивление теплопередаче, м2-°С/Вт	Коэффициент т2
Тройное остекление в деревянных переплетах (спаренный и одинарный)	0,55	0,50
То же, в металлических	0,46	0,70
Примечание. Над чертой - данные для промышленных зданий, под чертой - для
окон жилых, общественных и вспомогательных зданий.
Таблица 2.10
Высота h, град, и азимут солнца Ас, град, на различных широтах в июле
Истинное солнечное время, ч		Значения h и Ас на географической широте, град, с.ш.																	
до полудня	после полудня	36		40		44		48		52		56		60		64		68	
		h	Ас	h	Ас	h	Ас	h	Ас	h	Ас	h	Ас	h	Ас	h	Ас	h	Ас
2-3	21-22																	4	145
3-4	21-20													1	130	3	131	6	£31
4-5	19-20									3	119	5	120	7	120	9	119	10	118
5-6	18-19	6	111	8	111	9	111	10	110	12	109	13	108	14	107	15	106	16	104
6-7	17-18	18	104	19	104	19	100	20	99	21	97	21	95	21	94	21	92	21	91
7-8	16-17	30	94	29	93	29	90	30	87	30	85	29	82	28	81	27	79	27	77_
8-9	15-16	42	86	41	82	40	78	40	76	38	72	37	69	36	67	34	64	32	61
9-10	14-15	54	75	52	69	50	65	49	60	47	56	45	53	43	50	40	49	37	45
10-11	13-14	65	56	62	49	59	45	56	40	54	36	51	33	18	31	44	29	40	28
11-12	12-13	73	24	69	20	65	18	61	16	58	13	54	12	50	И	46	10	42	9
12	(полдень)	74	0	70	0	66	0	62	0	58	0	54	0	50	0	46	0	42	0
116	Глава II
117
Таблица 2.11
Солнечный азимут остекления Аао в зависимости от
ориентации светового проема [19]
Ориентация заполнения	лс	Ас.о
	град	
С	—	180-Ас
св,сз	> 135 < 135	135 135 -Ас
В (до полудня) 3 (после полудня	>90 <90	Ас- 90 90 -Ас
ЮВ: • до полудня • после полудня	>45 <45	Ас — 45 45-Л Ас +45
ЮЗ: • до полудня • после полудня	>45 <45	Ас + 45 Ас —45 45 ~АС
Ю	—	Ас
При расчетах необходимо учитывать, что часть теплоты, поступающей
в помещение через заполнения световых проемов, аккумулируется ограж-
дающими конструкциями. Расчетные теплопоступления определятся:
б||р ' ап ’
остекл
(2-12)
где ап - показатель поглощения теплового потока солнечной радиации
внутренними ограждениями.
Показатель а„ - определяется в соответствии с методикой, изложен-
ной в [16], в зависимости от отношения £у/Д, где Еу - показатель сум-
марного усвоения теплоты ограждениями и оборудованием помещения,
Вт/(м2-°С); Д - показатель интенсивности конвективного теплообмена в
помещении, м.
Теплопоступления через заполнения световых проемов за счет тепло-
передачи, Вт
б||т = 4||Л| = (*«.уся. “ Л| ’	(2.13)
Где Я\\т - теплопоступления за счет теплопередачи через 1 м2 вертикально-
го заполнения световых проемов, Вт/м2;
te - температура воздуха внутри помещения, °C;
^.ус7. - условная температура наружного воздуха, °C;
Яц - сопротивление теплопередаче заполнения светового проема,
м2°С/Вт.
118
Глава II
Величина теплопоступлений через заполнения световых проемов за
счет теплопередачи невелика, и её при выполнении курсового проекта
можно не учитывать.
ПРИМЕР 2.5. Определить количество теплоты, поступающей в поме-
щение, через заполнение светового проема (тройное остекление в деревян-
ных переплетах с внутренними светлыми жалюзи) размерами Я=1,5м,
В=2 м, общей площадью 12 м2, ориентированных на ЮВ. Здание располо-
жено в городе г. Минске (54° с.ш.). Солнцезащитных устройств на ограж-
дающих конструкциях нет (а=0, с=0).
Максимальные поступления теплоты =448 Вт/м2, ^=114 Вт/м2 в
расчетный час с 8 до 9 до полудня. Котн = 0,48; т2 = 0,5; h = 38°; Ас = 72°;
Асо=Ас -45 = 12-45 = 2Т\ р = arctg(ctg38 • cos27)=48°.
обл в
/U=ll = l.
<7jp =(.4‘.Kwa + q’pKo6,)KmHt2 = (448-0,9 + 114-1) 0,48 0,5 = 124Вт/м2.
Теплопоступления за счет солнечной радиации через заполнения све-
товых проемов составят
Q\\p = ?нЛ| = 124‘12 ==1500 Вт-
Показатель поглощения теплового потока солнечной радиации внут-
ренними ограждениями данного помещения, определенный в соответствии
с методикой [15] аи = 0,39. Количество теплоты, поступившее через запол-
нение светового проема и переданное воздуху помещения, составит
Qocme^. = Q\p ' ап = 1500 • 0,39 = 580 Вт.
Теплопоступления через массивные ограждающие конструкции.
Теплопоступления в помещение через массивные ограждающие кон-
струкции (наружные стены и покрытие), Вт
0=(9|ф+Д9|)-/;=С|ф+41,	(2.14)
где Q\cp - среднее за сутки количество поступающей теплоты, Вт;
Aqi - изменяющаяся в течение суток часть теплопоступлений, Вт.
119
При выполнении курсового проекта по вентиляции теплопоступления,
Вт, через массивные ограждающие конструкции (стены и покрытия) можно
определять по среднесуточным значениям
Slcp~ ^Н.ср.	~	(2.15)
где F\ - площадь массивной ограждающей конструкции (наружной стены,
покрытия), м2;
R - сопротивление теплопередаче массивной ограждающей конструк-
ции, (м2-°С)/Вт, определяемое теплотехническим расчетом;
1ц.сР. - средняя температура наружного воздуха в июле, принимается со-
гласно [3];
р - коэффициент поглощения солнечной радиации поверхностью ог-
раждающей конструкции;
qcp - средние суточные количества теплоты суммарной (прямой и
рассеянной) солнечной радиации, поступающей на поверхность сте-
ны или покрытия, Вт/м2. Для горизонтальной поверхности (покры-
тия) здания, расположенного на 52° с.ш. qcp =329 Вт/м2; 56° с.ш. -
qcp-321 Вт/м2;
te - температура воздуха в помещении, °C;
а„ - коэффициент теплоотдачи наружной поверхности ограждения,
Вт/(м2-°С).
Коэффициент теплоотдачи наружной вертикальной поверхности огра-
ждения, Вт/(м2оС)
а’=5,8 + 11,6-Tv .	(2.16)
Коэффициент теплоотдачи наружной горизонтальной поверхности ог-
раждения, Вт/(м2°С)
a^=8,7 + 2,6-\/v,	(2.17)
где v - минимальная скорость ветра за июль, м/с;
При наличии в здании проветриваемого чердака теплопоступления че-
рез покрытие можно не учитывать.
Теплопоступления через наружные стены незначительны, и их при
выполнении курсового проекта можно не учитывать.
Избытки явной теплоты в помещении.
Избыточная теплота определяется как сумма всех теплопоступлений
от за вычетом теплопотерь помещения. В помещения общественных зданий
поступает теплота от людей, искусственного освещения, через заполнения
световых проемов. Теплопоступления от людей учитываются для холодно-
го, теплого периодов и переходных условий. Теплопоступления от искус-
ственного освещения учитываются для холодного периода и переходных
Условий, теплопоступления через заполнение световых проемов надо учи-
тывать для теплого периода года. Принимаем, что теплопотери через огра-
120
Глава II
ждающие конструкции помещения компенсируются поступлением теплоты
от отопительных приборов системы отопления.
ПРИМЕР 2.6. Определить избытки явной теплоты в зале заседаний
для холодного, теплого периодов и переходных условий на основании дан-
ных, приведенных в примерах 2.3-2.5.
Результаты расчетов сводим в табл. 2.12.
Таблица 2.12
Тепловой баланс помещения
№	Наименование величины	Обоз- наче- ние	Ед. изм.	Формула или источ- ник инфор- мации	Значения величин		
					теплый период	пере- ходные условия	холод- ный период
1	Теплопоступления от людей	Слюд	Вт	пример 2.3	3300	5100	5100
2	Теплопоступления от искусственного освещения	Qoce	Вт	пример 2.4	—	720	720
3	Теплопоступления через заполнение световых проемов	Qo- стекл	Вт	пример 2.5	580	—	— -
4	Избытки явной те- плоты в помещении	YQU36	Вт	Слюд"^ Core"'" QocmeKX	3880	5820	5820
Поступления влаги в помещение от людей зависят от категории ра-
бот и от температуры окружающего воздуха в помещении.
Поступление влаги от людей, г/ч
М = п-т-кл ,	(2.18)
где и - количество людей;
т — количество влаги, выделяемой одним взрослым человеком (муж-
чиной) г/ч, принимается в зависимости от температуры внутреннего
воздуха и категории работ по табл. 2.3;
кл = 1 - для мужчин, кл - 0,85—для женщин, кл—0,75 - для детей.
ПРИМЕР. 2.7. Определить количество влаги от людей (мужчин) в за-
ле заседаний на 50 мест, находящемся в административно-бытовом корпу-
се. Здание находится в г. Минске.
Для холодного периода и переходных условий М = 50 • 36 • 1 = 1800 г/ч.
Для теплого периода М = 50-48-1 =2400 г/ч.
Результаты расчетов сводим в табл. 2.13.
121
Таблица 2.13
№	Наименование величины	Обоз- наче- ние	Ед. изм.	Формула или источ- ник инфор- мации	Значения величин		
					теплый период	пере- ходные условия	холод- ный период
1	Количество влаги от людей	М	г/ч	П'ГП‘кл	2400	1800	1800
1.1	Количество людей	п	чел.	согласно заданию	50	50	50
1.2	Выделение влаги одним человеком (взрослым мужчиной)	тп	г/ч	табл. 2.3	48	36	36
1.3	Температура окру- жающего воздуха, °C		°C	пример 2.2	24,2	18	18
1.4	Коэффициент	кл	—		1	1	1
Поступления вредных веществ в помещение.
Основным вредным веществом в помещениях общественных зданий,
является углекислый газ, выделяющийся при дыхании людей.
Количество углекислого газа, г/ч
wCo2 =wwlcO2,	(2.19)
где п - количество людей;
/Л1со2_ количество углекислого газа, выделяемое, одним человеком,
г/ч, принимается в зависимости от категории работ.
В состоянии покоя один человек выделяет 40 г/ч углекислого газа, при
легкой работе - 45 г/ч, при работе средней тяжести - 60 г/ч, при тяжелой
работе - 90 г/ч.
Допустимые концентрации СО2, г/м3, в помещениях [23]:
•	с постоянным пребыванием детей, больных - 1,28;
•	с периодическим пребыванием людей (учреждения) - 2,30;
•	с кратковременным пребыванием людей (залы заседаний, зрительные
залы и т.п.) - 3,7.
Содержание СО2в наружном воздухе, г/м3 [23]:
•	в сельской местности - 0,6;
•	в поселках и небольших городах - 0,73;
•	в крупных городах - 0,91.
П	РИМЕР. 2.8. Определить количество углекислого газа, поступающе-
го в помещение зала заседаний на 50 мест.
Количество углекислого газа, поступающего в помещение
Wco2 = 50 • 40 = 2000 г/ч.
122
Глава II
(2.20)
(2.21)
(2.22)
2.1.4.	Расчет воздухообмена в помещениях
Воздухообменом называется частичная или полная замена воздуха, со-
держащего вредности, чистым атмосферным воздухом. Расчет воздухооб-
мена включает выбор схемы его организации, способа подачи и удаления
воздуха, определение расхода приточного воздуха.
Воздухообмены разделяют по виду вредностей, для разбавления кото-
рых они предназначены: воздухообмен по избыткам явной теплоты, по из-
быткам влаги, по борьбе с вредными веществами. Расчетный воздухообмен
должен обеспечить нормируемые параметры и чистоту воздуха в рабочей
зоне помещения в теплый, холодный периоды года и при переходных усло-
виях.
Расход приточного воздуха, м3/ч, в помещениях зданий, где отсутст-
вуют местные отсосы, определяется для теплого, холодного периодов и
переходных условий:
а)	по избыткам явной теплоты:
L_ ^QU36
с * р • (/— tnp )
б)	по избыткам влаги (водяного пара):
£=__________________________м_____,
Р ’ ух ~ dnp )
в)	по массе выделяющихся вредных веществ
L=—,
Qyx Qnp
где ~ избытки явной теплоты в помещении, Вт;
с - теплоемкость воздуха, с = 1,005 кДж/(кг-°С);
р — плотность воздуха, р = 1,2 кг/м3;
tvx - температура воздуха, удаляемого из помещения за пределами об-
служиваемой или рабочей зоны, °C;
температура приточного воздуха, °C;
М— избытки влаги в помещении, г/ч;
dvx - влагосодержание воздуха, удаляемого из помещения за пределами
обслуживаемой или рабочей зоны, г/кг;
dnp - влагосодержание приточного воздуха, г/кг;
т, - расход каждого из вредных или взрывоопасных веществ, посту-
пающих в воздух в помещения, мг/ч;
qyx — концентрация вредного или взрывоопасного вещества в воздухе,
удаляемом за пределами обслуживаемой зоны помещения, мг/м3;
q„p — концентрация вредного или взрывоопасного вещества в воздухе,
подаваемом в помещение, мг/м3.
За расчетный воздухообмен принимается большая из величин, полу-*
ченных по формулам (2.20-2.22).
123
При расчете необходимо стремиться к минимальному значению воз-
духообмена, что приводит к снижению капитальных затрат на оборудова-
ние систем вентиляции (фильтры, калориферы, вентиляторы, воздуховоды,
воздухораспределители), а также к уменьшению эксплуатационных затрат
на тепловую и электрическую энергию для работы систем вентиляции. Это
достигается при максимальной «рабочей разности температур» (te - tnp), а
значит при минимальном значении температуры приточного воздуха. Од-
нако минимальная температура приточного воздуха должна быть провере-
на расчетом воздухораспределения на соответствие нормируемым пара-
метрам воздуха в рабочей зоне помещения.
Температура уходящего воздуха в помещениях высотой более 4 м оп-
ределяется
tyx=te + grad t(H„ -	(2.23)
где te~ температура воздуха в рабочей зоне помещения, °C;
grad t — температурный градиент, который принимают в зависимости
от теплового напряжения помещения qnOMi Вт/м3 [22, 23, 25];
Н„ - высота помещения, м;
hp3 - высота рабочей зоны помещения, м. Высота рабочей зоны hp 3 - 2 м,
если работы выполняются стоя; hp3 = 1,5 м, если работы выполняются
сидя.
Для общественных зданий при высоте помещения менее 4 м можно
принимать
(иг A?, dyX dei с[уХ — qei
где te - температура воздуха в рабочей зоне помещения, °C;
de - влагосодержание воздуха в рабочей зоне помещения, г/кг;
qe - концентрация вредного или взрывоопасного вещества в рабочей
зоне помещения, мг/м3.
Температура приточного воздуха, °C, подаваемого системами венти-
ляции:
•	при необработанном наружном воздухе
= + 0,001 Р,	(2.24)
•	при наружном воздухе, подогретом в воздухонагревателе, повы-
шающем его температуру на величину &1нагр
tnp =tH + А 1нагр+09001Р,	(2.25)
гДе tH - расчетная температура наружного воздуха;
Р ~ полное давление развиваемое вентилятором, Па.
Температура приточного воздуха в теплый период принимаются рав-
ной расчетной температуре наружного воздуха для проектирования венти-
ляции (параметр A) t„p=t*.
Температура приточного воздуха для переходных условий с учетом
нагрева его в вентиляторе и воздуховодах = tH + 0,00IP, где tH - расчет-
124
Глава П
ная температура наружного воздуха для переходных условий, /Н = 8°С. В
системах приточной вентиляции применяются в основном вентиляторы
низкого давления (Р < 1000 Па), поэтому с достаточным для инженерных
расчетов приближением, можно считать, что для переходных условий
t„p = 8 + 0,001-1000=9°С.
Опыт проектирования вентиляции общественных зданий показывает,
что при температуре приточного воздуха tnp= 9°С невозможно обеспечить
нормируемые параметры воздуха в рабочей зоне помещения.
Ориентировочно (при выполнении курсового проекта) для помещений
общественных зданий можно принимать температуру приточного воздуха
для переходных условий tnp=11-13°С.
В холодный период t„p для общественных зданий принимается как и
для переходного периода.
Если в помещение поступает теплота и влага одновременно, расчет
расхода воздуха L, м3/ч, подаваемого в помещение, производится с помо-
щью I-d диаграммы.
После расчета воздухообмена необходимо провести анализ получен-
ной производительности общеобменной системы приточной вентиляции в
разные периоды года.
1. Открывание окон и проветривание помещения не допускается (чис-
тые помещения, здание расположено в загрязненном районе) или окна от-
сутствуют.
В этом случае за расчетный воздухообмен принимается больший из
полученных расчетом для холодного, теплого периодов года и переходных
условий.
2. В помещении возможно проветривание в теплый период года.
За расчетный воздухообмен принимается больший из полученных рас-
четом для холодного периода года или переходных условий.
ПРИМЕР 2.9. Определить воздухообмен для разбавления избыточной
явной теплоты, влаги и углекислого газа в зале заседаний на 50 мест, нахо-
дящемся в административно-бытовом корпусе. Здание находится в г. Мин-
ске. Поступления избыточной теплоты, влаги и углекислого газа принять
на основании примеров 2.3—2.8.
Параметры наружного воздуха для г. Минска (приведены в примере 2.1):
•	теплый период /‘„=21,2°С; 1Н - 47,2 кДж/кг;
•	холодный период /^=-24°С; IH=~27J кДж/кг;
•	переходные условия tH= 8°С; 1Н = 22,5 кДж/кг.
Параметры внутреннего воздуха для зала заседаний (определены в
примере 2.2):
•	теплый период: ?в=24,2°С и <pff=65%;
•	холодный период и переходные условия: te~ 18°С и (рв=60%.
Расчет воздухообмена проводим для теплого, холодного периодов и
переходных условий.
125
В соответствии с формулой (2.20) воздухообмен L, м3/ч, для разбавле-
ния избыточной теплоты:
• в теплый период при tvx=te = 24,2°С;	= ^ = 21,2°С
3880-3,6
1,005-1,2 (24,2-21,2)
= 3860 м3/ч;
• в холодный период и при переходных условиях при ^Х=^=18°С;
^=13°С,
5820-3,6	3/
1,005-1,2-(18-13) М Ч*
Воздухообмен для разбавления избыточной влаги Z, м3/ч, (по формуле
2.21):
•	в теплый период (при /‘yx=Ze=24,2°C и фв=65% dyx-de-12,8 г/кг
с.в.; при tnp== 21,2°С; 1пр=1Н = 47,2 кДж/кг, d„p = 10,8 г/кг с.в.)
Т 2400
1,2(12,8-10,8) =1000 м3/Ч;
•	для переходных условий (при /ух = /е=18°С и (рв=60% ^=^=8 г/кг
с.в.; при 4 = 8°С; 1„р=1н=22,5 кДж/кг, d„p = 5>6 г/кг с.в.)
1800
1,2-(8-5,6)
= 630 м3/ч;
• в холодный период (при tyx=te= 18°С и (рв=60% dyx=de~8 г/кг
с.в.; при t„=-24°С; I„p=IH--21J кДж/кг, </лр=0,3 г/кг с.в.)
1800
1,2 (8 —0,3)
= 200 м3/ч.
Значения d„p определяются по I-d диаграмме.
Воздухообмен для разбавления углекислого газа £, м3/ч, (по формуле
2.22) для теплого, холодного периодов и переходных условий
2000
(3,7-0,91)
= 720 м3/ч.
Допустимая концентрация углекислого газа в помещениях с кратко-
временным пребыванием людей qyx-qe-3J г/м3; концентрация углекисло-
го газа в наружном воздухе крупных городов qnp — 0,91 г/м3.
Результаты расчета воздухообменов сводим в таблицу 2.14.
Анализ данной таблицы показывает, что наибольший воздухообмен
получается для разбавления избыточной теплоты в теплый период года -
3860 м3/ч.
При наличии в помещении окон допустимо за расчетный воздухооб-
мен принять наибольший воздухообмен для холодного периода и переход-
ных условий L = 3470 м3/ч. В теплый период недостающее количество при-
точного воздуха можно подать за счет неорганизованного воздухообмена
через открытые окна и фрамуги.
126
Глава II
Таблица 2.14
Расчет воздухообмена в помещении
№	Наименование величины	Обоз- наче- ние	Ед. изм.	Формула или источ- ник инфор- мации	Значения величин		
					теплый период	пере- ходные условия	холод- ный период
1	Воздухообмен для ассимиляции явной теплоты	lq	м3/ч	3,6X0^ ср(/ух ~ tnp )	3860	3470	3470
1.1	Избытки явной теплоты		Вт	табл. 2.12	3880	5820	5820
1.2	Удельная теплоемкость воздуха	С	кДж кг-°С		1,005	1,005	1,005
1.3	Плотность воздуха	Р	кг/м3		1,2	1,2	1,2
1.4	Температура уходящего воздуха	(ух	°C	(ух tg	24,2	18	18
1.5	Температура приточно- го воздуха	?пр	°C		21,2	13	13
2	Воздухообмен для ассимиляции влаги	Ьм	м3/ч	м PGA<X &пр)	1000	630	200
2.1	Поступление влаги	м	г/ч	табл. 2.13	2400	1800	1800
2.2	Влагосодержание уходящего воздуха (воздуха рабочей зоны)	dyx	г/кг	I- d диа- грамма	12,8	8	8
2.3	Влагосодержание при- точного воздуха	^пр	г/кг	I- d диа- грамма	10,8	5,6	ОД
3	Воздухообмен для ассимиляции угле- кислого газа	^сог	м3/ч	тсо2 Чух Чпр	720	720	720
3.1	Поступление углекис- лого газа	™со2	г/ч	пример 2.8	2000	2000	2000
3.2	Допустимая концен- трация углекислого газа в помещении	Чух	г/м3		3,7	3,7	3,7
3.3	Концентрация углекис- лого газа в наружном воздухе	Чпр	г/м3		0,91	0,91	0,91
Воздухообмен по нормативной кратности и удельному расходу
Для большинства помещений общественных зданий воздухообмен L,
м /ч; определяют по его нормативной кратности:
L = nV„,
(2.26)
127
где п - нормативная кратность воздухообмена, 1/ч; зависит от назначения
помещения и приводится в соответствующих нормативных докумен-
тах [7-9, 11-15 и др.];
Vn - объем помещения, м3.
Для помещений высотой 6 м и более следует принимать V„ = 6F, где F —
площадь помещения, м2.
Для некоторых помещений воздухообмен определяется по нормируе-
мому удельному расходу воздуха, м3/ч
L=mN,	(2.27)
где т — нормируемый удельный расход воздуха, м3/ч, на 1 чел. или едини-
цу оборудования, приводится в соответствующих нормативных доку-
ментах [7-9, 11-15 и др.];
N- количество человек или единиц оборудования.
ПРИМЕР 2.10. Определить воздухообмен для помещений больницы:
кабинета врача, перевязочной, процедурного кабинета, палаты на 2 челове-
ка, кабинета теплолечения, кабинета физиотерапии, ванной комнаты, са-
нузла на 2 унитаза.
Воздухообмен для перечисленных помещений определяется на осно-
вании требований СНиП [7-9] по нормативной кратности воздухообмена
(формула 2.26) и нормируемому удельному расходу на 1 чел., единицу обо-
рудования (формула 2.27).
Результаты расчета сводим в табл. 2.15.
Таблица 2.15
№ поме- щения	Название помещения	Объем поме- щения м3	Нормативная кратность воздухо- обмена и, 1/ч; или нормируемый удельный расход т, м3/ч, на 1 чел., единицу оборудования		Воздухообмен £, м3/ч	
			+	—	+	—
108	Кабинет врача	67	1	1	70	70
109	Перевязочная	70	1,5	2	ПО	140
ПО	Процедурный кабинет	40	1,5	2 	60	80
114	Палата на 2 человека	—	80 м3/ч на 1 человека	—	160	160
201	Кабинет теп- лолечения	100	4	5	400	500
202	Кабинет фи- зиотерапии	22	3	4	70	90
203	Ванная комната	54	3	5	160	270
204	Санузел (2 унитаза)	—	—	50 м3/ч на 1 унитаз	—	100
128
Глава II
2.1.5. Организация воздухообмена в помещениях,
расчет количества и размещение вентиляционных каналов
на планах здания
Эффективность общеобменной вентиляции в значительной степени за-
висит от способа и равномерности раздачи приточного воздуха в помеще-
нии и удаления отработавшего. Наилучшим вариантом организации возду-
хообмена является такой, при котором в помещении нет застойных зон. Это
достигается равномерным размещением приточных и вытяжных каналов
раздельно в противоположных стенах. При необходимости размещения
каналов в плоскости одной стены желательно проектировать их макси-
мально удаленными друг от друга.
Для увеличения расчетной «рабочей разности температур воздуха»,
подаваемого в помещение, выпуск приточного воздуха следует осуществ-
лять на отметке 2,5 м и выше от уровня пола. Вытяжные каналы открыва-
ются на расстоянии 0,5 м и ниже плоскости потолка.
Вентиляционные вертикальные каналы (размерами 140x140 мм,
140x270 мм) можно размещать во внутренних кирпичных стенах здания.
Приставные вентиляционные каналы в помещениях могут выполнять-
ся из плит гипсошлаковых, шлакобетонных, гипсоволокнистых, пеногли-
нистых и пеностеклянных, а также из асбестоцементных готовых изделий и
других материалов. Размеры поперечных сечений воздуховодов из различ-
ных материалов принимают на основании данных заводов-изготовителей.
Площадь поперечного сечения каналов, воздуховодов, живого сечения
воздухораспределителей, м2
А -
3600 s
(2.28)
где L - расход воздуха м3/ч,
\>рек ~ рекомендуемая скорость движения воздуха в канале, воздухово-
де, воздухораспределителе, м/с.
Принимаются к установке каналы, воздуховоды , воздухораспредели-
тели с близкой по значению площадью сечения Ао и определяется их коли-
чество
_А_
Пкан.(реш.) j
Определяем действительную скорость движения воздуха в каналах,
воздуховодах, воздухораспределителях, м/с
(2.29)
(2.30)
V°	А„ -3600'
Рекомендуемые значения скорости приведены в табл. 2.16.
В зависимости от этажности здания в каналах соответствующих эта-
жей при естественном побуждении движения воздуха значения скоростей
принимают по схеме, приведенной на рис. 2.3.
129
Таблица 2.16
Скорости движения воздуха, допускаемые в воздуховодах,
жалюзийных решетках и клапанах приточных и вытяжных
систем общего назначения [191
Элемент системы	Урек.->
Естественное движение воздуха Воздуховоды горизонтальные:	
приточные разводящие	не более 1,5
вытяжные сборные	не более 1,5
Жалюзийные решетки и клапаны:	
приточные у пола	0,2-0,5
приточные у потолка	0,5-1
вытяжные	0,5-1
Механическое побуждение Воздуховоды в производственных зданиях:	
магистральные	до 12
ответвления	до 6
Воздуховоды в общественных и вспомога-	
тельных зданиях:	
магистральные	до 8
ответвления	до 5
жалюзийные решетки	до 3
Рис. 2.3. Рекомендуемые скорости движения воздуха, м/с,
в вертикальных каналах естественной вытяжной вентиляции
в зависимости от этажности здания
ПРИМЕР 2.11. Рассчитать площадь сечения вертикальных каналов
и жалюзийных решеток, устанавливаемых на них, для помещений боль-
ницы (пример 2.10). Здание двухэтажное, кирпичное, с чердаком и под-
валом.
Расчет производим по формулам (2.28-2.30). Результаты расчетов сво-
дим в табл. 2.17.
Таблица 2.17
Подбор вентиляционных каналов и решеток
№ поме- щения	Название помещения	Воздухообмен, м3/ч		Размеры каналов, мм площадь сечения канала, м2		Скорость в каналах, м/с		Тип решетки, площадь живого 2 сечения решетки, м		Скорость в решетках, м/с	
		+	**	+	—	+	—	+	—		**
108	Кабинет врача	70	70	140x140 0,02	140x140 0,02	0,97	0,97	РВ1 0,022	Р150 0,014	0,88	1,39
109	Перевязочная	ПО	140	140x140 0,02	140x140 0,02	1,53	1,95	РВ1 0,022	РИО 0,014	1,39	2,78
НО	Процедурный кабинет	60	80	140x140 0,02	140x140 0,02	0,83	1,11	РВ1 0,022	Р150 0,014	0,76	1,58
114	Палата на 2 человека	160	160	140x140 0,02	140x140 0,02	2,22	2,22	РВ1 0,022	2Р150 2-0,014	2,0	1,58
201	Кабинет теплолечения	400	500	140x270 0,038	140x270 0,038	2,92	3,65	РВ2 0,062	2Р200 2-0,025	1,79	2,77
202	Кабинет физиотерапии	70	90	140x140 0,02	140x140 0,02	0,97	1,25	РВ1 0,022	Р150 0,014	0,88	1,79
203	Ванная комната	160	270	140x140 0,02	140x140 0,02	2,22	3,75	РВ1 0,022	2Р150 2-0,014	2,0	2,68
204	Санузел	1 11	100	—	140x140 0,02	—	1,39	—	Р150 0,014	—	1,98
130	Глава II
131
Вентиляционные каналы проектируются во внутренних кирпичных
стенах. Примерное размещение приточных и вытяжных каналов приведено
на рис. 2.4.
Рис. 2.4. Фрагменты планов этажей с нанесением вентиляции
Для каждого этажа при коридорной системе или для группы помеще-
ний на этаже, выходящих в общий коридор, необходимо определить сум-
марные воздухообмены по притоку и вытяжке. Разницу между вытяжкой и
притоком (дисбаланс) следует подавать в общий коридор.
№ помещения	Название помещения	Объем, м3	Кратность		Воздухо- обмен, м3/ч		Размеры каналов		Скорость в канале, м/с		Типы	решеток	Скорость в решетках, м/с	
			+	—	+	—	+	—	+		+	—	Т	—
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	и	12	13	14	15
														
														
Итого 1 -й этаж					1800	2100								
Дисбаланс 2100- 1800 = 300 м3/ч подается в коридо									р 1 этажа					
														
Итого 2-й этаж					1200	1400								
Дисбаланс 1400 - 1200 = 200 м3/ч подается в коридо									р 2 этажа					
По двум этажам					3000	3500								
При размещении каналов на планах этажей соблюдается их строго вер-
тикальное положение. Разноименные каналы в помещении желательно
располагаются на возможно большем расстоянии друг от друга.
На рис. 2.5, 2.6 показано размещение каналов приточно-вытяжной вен-
тиляции в помещениях здания, а также на чердаке и в подвале.
132
Глава II
Разрез I -1
кирпичная стена
Рис. 2.5. Устройство вытяжных каналов и коробов на чердаке
500x500
Рис. 2.6. Фрагмент плана подвала с нанесением приточной вентиляции
При размещении вентиляционных каналов на планах необходимо со-
блюдать следующие требования.
1.	Минимальное расстояние между одноименными кирпичными кана-
лами - 140 мм, между разноименными (приток-вытяжка) - 270 мм, между
каналом и дверным проемом - 410 мм.
133
2.	Не размещать каналы в местах пересечения капитальных стен.
3.	Вытяжные каналы из помещений выводить на чердак самостоя-
тельно без отступлений в плане.
При наличии подвальных и чердачных помещений в здании приточные
камеры, как правило, размещаются в подвале, вытяжные камеры и шахты -
на чердаке. В этом случае все вертикальные каналы, нанесенные на плане
подвала, объединяются магистральным воздуховодом, уточняется место
расположения приточной камеры и воздухозаборной шахты. Воздухозабор-
ная шахта и приточная камера обычно располагаются со стороны дворового
фасада. При этом приточную камеру, как источник шума, нужно размещать
под помещениями, у которых уровень звука по шкале А [18] имеет макси-
мальную величину. Низ отверстия приемного устройства приточной каме-
ры должен быть на 2 м выше уровня земли и не менее на 1 м выше уровня
устойчивого снежного покрова [2]. Пример компоновки камеры, воздухо-
забора и каналов приточной системы вентиляции приведен на рис. 2.6.
На плане чердака все вытяжные каналы объединяются сборными воз-
духоводами, которые подводят либо к вытяжной шахте (при естественной
вытяжке), либо к вентилятору (при механической вытяжке). При объедине-
нии каналов в приточные и вытяжные системы необходимо руководство-
ваться требованиями соответствующих нормативных документов. Сборные
каналы на чердаке должны быть утепленными. Поэтому их выполняют из
пустотелых гипсошлаковых, шлакобетонных плит, либо из пеноглинистых
и пеностеклянных.
Радиус действия установки с естественной тягой не должен быть более
10 м, а с механической - не более 50 м (расстояние от наиболее удаленного
вертикального канала до центра вытяжной системы) по направлению дви-
жения воздуха.
2.1.6. Расчет воздухораспределения в помещении
Расчет воздухораспределения является одним из важнейших этапов
при расчете и проектировании систем вентиляции, т.к. является критерием,
определяющим качество выполненных проектных работ. Назначение сис-
темы ентиляции в том, чтобы человек, находясь в помещении чувствовал
себя комфортно, технологический процесс протекал при требуемых пара-
метрах воздуха без нарушения качества выпускаемой продукции. Для этого
необходимо, чтобы распределение воздуха в помещении было равномер-
ным, не было застойных зон, а также параметры воздуха в рабочей зоне
помещения соответствовали нормативным значениям.
Санитарно-гигиеническая и экономическая эффективность системы
вентиляции во многом зависит от распределения воздуха в помещении.
При грамотно выбранной схеме воздухообмена и конструкции воздухорас-
пределителей можно подать воздух в помещение с минимальными затрата-
ми (при низкой температуре и большой скорости, что уменьшает расход
воздуха, затраты на оборудование, тепловую и электрическую энергию), но
при этом обеспечить требуемые комфортные условия в помещении.
134
Глава II
Воздухораспределитель - устройство, через которое воздух из приточ-
ного воздуховода поступает в помещение. В настоящее время выпускаются
различные воздухораспределители, удовлетворяющие любым техническим
и эстетическим требованиям: решетки, плафоны (анемостаты), перфориро-
ванные панели и воздуховоды, насадки с форсунками (вихревые) и др. Су-
ществуют воздухораспределители для создания вытесняющей вентиляции
в помещении. Конструкции современных воздухораспределителей, благо-
даря высокой эжекционной способности, позволяют распределять воздух
при больших значениях «рабочей разности температур» (te— tnp) и большой
скорости и при этом обеспечивать требуемые параметры воздуха в рабочей
зоне помещения. Воздухораспределители изготавливаются из стали (с раз-
личными покрытиями), алюминия, полимерных материалов. Некоторые
виды воздухораспределителей представлены на рис. 2.7.
Рис. 2.7. Воздухораспределители
a) SK-2 - стальная решетка для круглых воздуховодов; б) SR-8, Э) SR-4 -алюми-
ниевые потолочные решетки; в) OD-2 - стальные круглые воздухораспределители;
г) JR-6 - стальная решетка для прямоугольных воздуховодов; е) KD-1, ж) KD-12 -
квадратные воздухораспределители; з) OD-9/KK - вихревой воздухораспределитель;
и) SD-2 — полукруглые воздухораспределители для вытесняющей вентиляции;
к) OD-11 - переменный вихревой воздухораспределитель; л) VS-4 - сопловой возду-
хораспределитель; м) LD-14 - щелевой воздухораспределитель
135
Рис. 2.8. Схема приточной струи
При выборе конструкции воздухораспределителей руководствуются рас-
ходом приточного воздуха; параметрами воздуха, которые необходимо под-
держивать в рабочей зоне помещения; количеством воздухораспределителей.
При принудительном истечении из воздухораспределителя образуется
поток воздуха с расширенными границами, который называется приточной
струей. В зависимости от режима течения струи бывают ламинарными и
турбулентными. В вентиляционной практике в основном - турбулентные
струи. По степени стеснения струи бывают свободными и стесненными. В
зависимости от температуры приточного воздуха струи бывают изотерми-
ческие (температура на выходе из воздухораспределителя равна темпера-
туре окружающего воздуха) и неизотермические (температура на выходе из
воздухораспределителя отличается от температуры окружающего воздуха).
В зависимости от геометрической формы отверстия воздухораспределителя
струи подразделяются на осесимметричные (компактные, истекающие из
круглых, квадратных и прямоугольных отверстий; веерные, неполные веер-
ные, конические, закрученные) и плоские, истекающие из щелевых отверстий.
Существуют различные мето-
дики для определения скорости и
температуры различных струй и
распределение параметров воздуха
по всему объему помещения. Од-
нако, на данный момент, в соответ-
ствии со СНиП [1, 2] контролиру-
ются параметры (скорость и избы-
точная температура на оси) в одной
точке входа струи в рабочую зону
(рис. 2.8).
Скорость ут, м/с, и избыточная
температура Д/Л, °C, на оси струи
при входе в рабочую зону должны соответствовать следующим требованиям
\х^норм,	(2-31)
&норм >	(2.32)
где к - коэффициент перехода от нормируемой скорости к максимальному
значению, зависит от того, какие параметры поддерживаются в поме-
щении и от категории работ, принимается по табл.2.18;
vKopM ~ нормируемая скорость движения воздуха в помещении, м/с;
&1норм — нормируемая избыточная температура при входе струи в рабо-
чую зону °C, принимается по табл.2.19.
Избыточная температура на входе струи в рабочую зону, °C
^X=te-txi	(2.33)
где te - нормируемая температура в рабочей зоне помещения, °C;
tx — температура на оси струи при входе в рабочую зону, °C.
136
Глава II
Таблица 2.18
Коэффициент перехода от нормируемой скорости движения воздуха
в помещении к максимальной скорости движения воздуха в струе
Параметры микрокли- мата в по- мещении	Размещение людей	Коэффициент к для категорий работ	
		легкой -1	средней тяжести -II, тяжелой - III
Допусти- мые	В зоне прямого воздействия приточной струи воздуха в пре- делах участка: а)	начального и при воздушном душировании; б)	основного	1,0 1,4	1,0 1,8
	Вне зоны прямого воздействия приточной струи воздуха	1,6	2,0
	В зоне обратного потока воздуха	1,4	1,8
Примечание. Зона прямого воздействия струи определяется площадью попереч-
ного сечения струи, в пределах которого скорость движения воздуха изменяется от
vx до 0,5vx
Таблица 2.19
Допустимое отклонение температуры воздуха в приточной струе от
нормируемой температуры воздуха в обслуживаемой или рабочей зоне
Параметры микрокли- мата в по- мещении		Допустимые отклонения температуры А?х, °C			
		при восполнении недостат- ков теплоты в помещении		при ассимиляции избытков теплоты в помещении	
		Размещение людей			
		в зоне прямого воздействия приточной струи	вне зоны прямого воздействия приточной струи	в зоне прямого воздействия приточной струи	вне зоны прямого воздействия приточной струи
Допусти- мые	Жилые, ( Mi Mt2	общественные, г 3,0	щминистративн 3,5	ые и бытовые п< 1,5	эмещения: 2,0
	Произво Mi	дственные поме 5,0	эдения: 6,0	2,0	2,5
137
Скорость воздуха и избыточная температура воздуха при входе струи в
рабочую зону [19]
• для осесимметричных струй
• для плоских струй
(234)
(235)
(2.36)
(2.37)
где т - скоростной коэффициент воздухораспределителя;
п - температурный коэффициент воздухораспределителя;
v - скорость струи на выходе из воздухораспределителя, м/с;
Аго - избыточная температура на выходе из воздухораспределителя, °C,
(А/о — te
Ао - расчетная площадь живого сечения воздухораспределителя, м2;
Ьо — ширина щели воздухораспределителя, м;
х - расстояние, которое проходит струя до входа в рабочую зону, м;
Кс - коэффициент стеснения;
Кв - коэффициент взаимодействия;
К,{ — коэффициент неизотермичности.
Скоростной т и температурный п коэффициенты зависят от эжек-
ционной способности воздухораспределителя.
Методика определения коэффициентов неизотермичности, стеснения,
взаимодействия изложена в справочнике [19] и пособии к СНиП [17].
Коэффициент неизотермичности для различных струй определяется в
соответствии с [19], при горизонтальной подаче охлажденного воздуха на-
стилающимися струями величина Кн принимается равной 1.
Коэффициент стеснения Кс для осесимметричных струй определяется
из выражения:
(238)
где К? - коэффициент, который принимается по табл. 2.20 в зависимости от
величин A- AOt]Ар и х -	где Ар - площадь помещения, пер-
пендикулярная потоку воздуха, приходящаяся на один воздухораспре-
2
делитель, м ,
Lcon ~ расход воздуха удаляемого в конце развития струи, м3/ч.
138
Глава II
В формулах (235) и (237) коэффициент К? принимается равным не
менее 0,85.
Таблица 2.20
Коэффициент стеснения К* для компактных,
неполных веерных и плоских струй
Форма струи	А = А0!Лр	г Значения К* при х , равном					
		0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6
Компактная и неполная веерная x = xl{m^A~p)	Менее 0,003	1	1	1	1	1	1
	0,003	1	1	0,9	0,85	0,8	0,75
	0,005	1	0,9	0,8	0,75	0,7	0,65
	0,01	1	0,9	0,7	0,6	0,5	0,4
	0,05	1	0,8	0,5	0,4	0,3	о,з
	0,1	1	0,7	0,45	0,35	о,з	о,з
	0,2	0,95	0,55	0,35	о,з	0,3	о,з
Плоская х =х1{т2-Нр)	—	1	0,85	0,7	0,6	0,3	0,4
Кв - коэффициент взаимодействия, определяемый в зависимости от
отношения х/1 по табл. 2.21.
Таблица 2.21
Коэффициент взаимодействия Кв
Число струй	Значение Кв прил7 £, равном							
	10	20	30	40	50	60	80	100
2	1	1,15	1,3	1,35	1,35	1,4	1,4	1,4
3	1	1,2	1,4	1,55	1,6	1,7	1,7	1,7
4	1	1,2	1,5	1,65	1,8	1,8	1,9	2,0
5	1	1,2	1,5	1,7	1,9	2,0	2,1	2,1
6	1	1,2	1,5	1,7	1,9	2,0	2,2	2,3
7	1	1,2	1,5	1,7	1,9	2,1	2,3	2,4
8	1	1,2	1,5	1,7	1,9	2,1	2,3	2,5
9	1	1,2	1,5	1,7	1,9	2,1	2,35	2,6
10	1	1,2	1,5	1,7	1,9	2,1	2,4	2,6
11	1	1,2	1,5	1,7	1,9	2,1	2,4	2,6
12	1	1,2	1,5	1,7	1,9	2,1	2,4	2,7
Более 12	1	1,2	1,5	1,7	1,9	2,1	2,4	2,7
Для воздухораспределителей зарубежных фирм не приводятся значе-
ния т и п (скоростного и температурного коэффициента) воздухораспре-
делителя и формулы для расчета скорости и температуры, а даются номо-
граммы для определения скорости vr и избыточной температуры на оси
струи для определенного типа воздухораспределителя, соответствие кото-
рым гарантируется заводом-изготовителем.
139
ПРИМЕР 2.12, Сделать расчет воздухораспределения в помещении
зала заседаний на основании данных примера 2.9. Размеры помещения
28x8x3,2 м. Расчетный воздухообмен Z = 3470 м3/ч. Нормируемая темпера-
тура воздуха в помещении /в-18°С, нормируемая скорость движения воз-
духа в помещении 0,2 м/с (пример 2.2). Избыточная температура на выходе
из воздухораспределителя &to=te-tnp-\.^~ 13 = 5°C.
Определяем требуемую площадь живого сечения воздухораспредели-
телей по формуле (2.28), исходя из рекомендуемой скорости vpeK =3 м/с
л— L — 3470 _n 2
/4 —	_	_ х-лл — О,32 м .
vpeK -3600 3-3600
Принимаем к установке воздухораспределители Р200 с площадью жи-
вого сечения Ао = 0,025, определяем их количество:
_ А _ 0,32
Преш‘ Ао 0,025
Определяем действительную скорость движения воздуха на выходе из
решеток (принимаем 14 решеток)
L	3470	 ~	,
уп =------:----.___________ = 2, /-> м/с.
ПрешуА,, -3600	14-0,025-3600
Расход воздуха через одну решетку
L
И
**реш
^3470
14
= 250 м3/ч.
Скорость воздуха и избыточная температура воздуха при входе струи в
рабочую зону определяем по формулам (2.34) и (2.35) для осесимметрич-
ных струй.
Находим коэффициент КР по табл. 2.20 в зависимости от величин
а = = О025=0002
Ар 4-3,2
х= *	— = 0,49.
2^/4-3,2
Коэффициент стеснения Кс по формуле (2.38)
0,94ОЛ х	0,9-250	3,5	/0,025
mLo ^А^уЛр + 2-250 ^4-3.2 V4-3,2
Коэффициент взаимодействия Кв определяем по табл. 2.21 в зависимо-
сти от отношения х/£, где € — расстояние между струями. х/£ = 3,5/4 = 0,88.
К=1.
Коэффициент неизотермичности Кн при горизонтальной подаче охла-
жденного воздуха настилающимися струями принимается равным 1.
140
Глава II
Скорость струи на входе в рабочую зону
v, = mv°^ КСК,К„ = 2'2,7^0,02—-1,019-1-1 =0,25 м/с.
v ° "	3,5
Избыточная температура на входе в рабочую зону
к, 1,9-5-70,025 1 _05<,с
л К*К„ 3,5	1-1	’
Воздух входит в рабочую зону с температурой на 0,5°С ниже, чем
температура воздуха рабочей зоны, т.е. с температурой tx= 18 - 0,5 = 17,5°С
и скоростью ул=0,25 м/с.
Скорость уЛ, м/с, и избыточная температура Д/Л, °C, на оси струи при
входе в рабочую зону должны соответствовать следующим требованиям:
v,	1,4-0,2 < 0,28 м/с,
A/,<AZ,^.<1,5OC.
Как очевидно, воздухораспределители подобраны правильно, раздача
воздуха осуществлена таким образом, что скорость и избыточная темпера-
тура при входе струи в рабочую зону соответствуют требуемым параметрам.
Если, при расчете воздухораспределения скорость на входе струи в ра-
бочую зону vx больше требуемого значения, необходимо:
•	подобрать другой воздухораспределитель с большой эжекционной
способностью, т.е. с меньшим коэффициентом т;
•	уменьшить скорость воздуха на выходе из воздухораспределителя
(для этого надо увеличить площадь живого сечения воздухораспреде-
лителя или увеличить количество воздухораспределителей);
•	увеличить расстояние х до входа струи в рабочую зону (установить
воздухораспределитель выше, если это возможно).
Если, при расчете воздухораспределения избыточная температура на
входе струи в рабочую зону Д(т больше требуемого значения, необходимо:
•	подобрать другой воздухораспределитель с большой эжекционной
способностью, т.е. с меньшим коэффициентом л;
•	увеличить температуру воздуха на выходе из воздухораспределителя
to, при этом уменьшится величина избыточной температуры Д/„ = te - /лр;
•	увеличить расстояние х до входа струи в рабочую зону (установить
воздухораспределитель выше, если это возможно).
2.1.7. Аэродинамический расчет воздуховодов
В системах вентиляции применяются воздуховоды: металлические,
металлопластиковые, неметаллические.
Воздуховоды могут быть гибкими, полугибкими, теплоизолированны-
ми, звукопоглощающими.
По форме воздуховоды бывают круглого и прямоугольного сечения.
141
Металлические воздуховоды изготавливаются из листовой кровель-
ной, оцинкованной или нержавеющей стали на заводах или заготовитель-
ных мастерских. Предпочтение следует отдавать круглым воздуховодам из-
за меньшего аэродинамического сопротивления, расхода металла и трудо-
емкости при изготовлении. Преимущество прямоугольных воздуховодов, в
том, что при открытых прокладках они лучше вписываются в интерьер об-
щественных зданий, проще размещаются в пространстве с ограниченной
высотой (например, за подшивным потолком).
Металлопластиковые воздуховоды изготавливаются из листовых па-
нелей, которые представляют собой слой вспененного пластика толщиной
20 мм, проложенный между двумя слоями термообработанного гофриро-
ванного алюминия. Эти воздуховоды легки, обладают высокой прочностью
и теплоизоляционной способностью (коэффициент теплопроводности
Х-0,019 Вт/(м °С)), имеют хороший внешний вид, могут изготавливаться
непосредственно на объекте.
Гибкие воздуховоды изготавливаются из многослойной ламинирован-
ной алюминиевой фольги и пленки из полиэфира. Форму воздуховодам
придает специальный стальной проволочный каркас. Воздуховоды легки,
термостойки, упрощают монтаж. Однако создают большое аэродинамиче-
ское сопротивление. Применяются в качестве присоединительных воздухо-
водов небольшой длины.
Аэродинамический расчет вентиляционной системы производят для
1)	подбора размеров поперечных сечений воздуховодов по рекомен-
дуемым скоростям движения воздуха;
2)	определения потерь давления в системе.
Потери давления в системах вентиляции складываются из потерь дав-
ления на трение и потерь давления в местных сопротивлениях, Па
ДРсетпи=Д/%,.+2.	(2.39)
Потери давления на трение, Па
=/?•£•«,	(2.40)
где R - удельные потери давления на трение, Па/м;
£- длина участка воздуховода, м;
п - поправочный коэффициент, который зависит от абсолютной экви-
валентной шероховатости воздуховодов.
Удельные потери давления на трение, Па/м, в круглых воздуховодах
определяют по формуле:
R=^p»	(2-41)
где А, - коэффициент гидравлического сопротивления трения;
d - диаметр воздуховода, м;
Рд ~ динамическое давление, Па.
142
Глава II
Коэффициент сопротивления трения X рассчитывается по формуле
Альтшуля:
68 Г5
(2.42)
где к3 - абсолютная эквивалентная шероховатость поверхности воздуховода;
Re - критерий Рейнольдса.
Критерий Рейнольдса
Re = w//v,	(2.43)
где v - скорость движения воздуха в воздуховоде, м/с;
v - кинематическая вязкость воздуха, м2/с.
Динамическое давление, Па
Pa = pv2/2.	(2.44)
Потери давления в местных сопротивлениях, Па
Z = S^Pa>	(2.45)
где - сумма коэффициентов местных сопротивлений на расчетном
участке воздуховода, коэффициенты местных сопротивлений на гра-
нице двух участков относят к участку с меньшим расходом и опреде-
ляют по табл. 22.16-22.43 [19]; р - плотность воздуха, кг/м3.
Расход воздуха в воздуховодах £, м3/ч
£-v-^o-3600,	(2.46)
где Ао - площадь сечения воздуховода, м2.
При расчетах можно пользовать таблицей 2.22, в которой на основа-
нии формул (2.41)-(2.45) определены удельные потери давления на трение
R, Па/м; динамическое давление Рд) Па; расход воздуха £, м3/ч, при различ-
ных скоростях для различных диаметров круглых металлических воздухо-
водов (при кэ = 0,1 мм; р- 1,2 кг/м3; v= 15,06-10"6 м2/с).
Для воздуховодов из других материалов необходимо вводить попра-
вочный коэффициент п, который зависит от абсолютной эквивалентной
шероховатости воздуховодов к3 и скорости движения воздуха и определя-
ется по табл. 2.23.
Абсолютная эквивалентная шероховатость поверхности воздуховодов
из стали £э = 0,1 мм; шлакобетонных плит £э=1,5мм; кирпича £э=4мм;
штукатурки по металлической сетке кэ= 10 мм.
Для воздуховодов прямоугольного сечения за расчетную величину d
принимают эквивалентный диаметр d3, мм, при котором потери давления в
круглом воздуховоде при той же скорости будут равны потерям давления в
прямоугольном воздуховоде
d3 = 2ab/(a + Ь),	(2.47)
где а,Ь- стороны прямоугольного воздуховода или канала, мм.
Расчет металлических воздуховодов круглого сечения (первая строка- количество воздуха, м3/ч;
вторая строка - потери давления на трение на 1 м длины воздуховода, Па)
Таблица 2.22
Скорость движения воздуха v, м/с	Динамическое давление Рд, Па	Диаметр воздуховода, мм									
		80	100	ПО	125	140	160	180	200	225	250
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
0,2	0,024	4	6	7	9	11	14	18	23	29	35
		0,0167	0,0126	0,0112	0,0095	0,0083	0,0070	0,0061	0,0053	0,0046	0,0040
0,4	0,096	7	11	14	18	22	29	37	45	57	71
		0,0564	0,0426	0,0379	0,0323	0,0280	0,0237	0,0205	0,0179	0,0155	0,0136
0,6	0,216	11	17	21	27	33	43	55	68	86	106
		0,1151	0,0871	0,0773	0,0659	0,0572	0,0484	0,0418	0,0366	0,0316	0,0277
0,8	0,384	14	23	27	35	44	58	73	90	115	141
		0,1914	0,1448	0,1285	0,1095	0,0951	0,0805	0,0694	0,0609	0,0525	0,0461
1,0	0,6	18	28	34	44	55	72	92	ИЗ	143	177
		0,2840	0,2149	0,1908	0,1626	0,1411	0,1194	0,1031	0,0904	0,0780	0,0684
1,2	0,864	22	34	41	53	67	87	НО	136	172	212
		0,3925	0,2970	0,2636	0,2247	0,1950	0,1650	0,1424	0,1249	0,1078	0,0945
1,4	1,176	25	40	48	62	78	101	128	158	200	247
		0,5163	0,3906	0,3468	0,2955	0,2565	0,2171	0,1874	0,1642	0,1418	0,1243
1,6	1,536	29	45	55	71	89	116	147	181	229	283
		0,6550	0,4956	0,4399	0,3749	0,3254	0,2754	0,2377	0,2084	0,1798	0,1576
1,8	1,944	33	51	62	80	• 100	130	165	204	258	318
		0,8083	0,6116	0,5429	0,4627	0,4016	0,3398	0,2933	0,2571	0,2219	0,1945
2,0	2,4	36	57	68	88	111	145	183	226	286	353
		0,9760	0,7384	0,6555	0,5587	0,4849	0,4103	0,3542	0,3105	0,2680	0,2349
143
Продолжение таблицы 2.22
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
2,5	3,75	45 1,4567	71 1,1021	86 0,9784	НО 0,8339	139 0,7237	181 0,6125	229 0,5286	283 0,4634	358 0,4000	442 0,3506
3,0	5,4	54 2,0236	85 1,5310	103 1,3591	133 1,1584	166 1,0054	217 0,8508	275 0.7343	339 0,6437	429 0,5556	530 0,4870
3,5	7,35	63 2,6749	99 2,0238	120 1,7965	155 1,5312	194 1,3289	253 1,1246	321 0,9707	396 0,8509	501 0,7344	619 0,6438
4,0	9,6	72 3,4093	113 2,5795	137 2,2898	177 1,9516	222 1,6938	290 1,4334	366 1,2372	452 1,0845	573 0,9361	707 0,8206
4,5	12,15	81 4,2260	127 3,1974	154 2,8383	199 2,4191	249 2.0996	326 1,7768	412 1,5336	509 1,3443	644 1,1603	795 1,0171
5,0	15,0	90 5,1243	141 3,8770	171 3,4415	221 2,9333	277 2,5459	362 2,1545	458 1,8595	565 1,6301	716 1,4069	884 1,2333
5,5	18,15	100 6,1034	156 4,6178	188 4,0992	243 3,4938	305 3,0323	398 2,5662	504 2,2149	622 1,9415	787 1,6757	972 1,4690
6,0	21,6	109 7,1631	170 5,4195	205 4,8108	265 4,1004	333 3,5588	434 3,0117	550 2,5994	679 2,2786	859 1,9667	1060 1,7240
6,5	25,35	118 8,3028	184 6,2818	222 5,5763	287 4,7528	360 4,1250	470 3,4909	595 3,0130	735 2,6412	930 2,2796	1149 1,9983
7,0	29,4	127 9,5223	198 7,2045	239 6,3953	309 5,4509	388 4,7309	507 4,0036	641 3,4555	792 3,0291	1002 2,6144	1237 2,2918
7,5	33,75	136 10,821	212 8,1874	257 7,2678	331 6,1945	416 5,3763	543 4,5498	687 3,9269	848 3,4424	1074 2,9711	1325 2,6045
8,0	38,4	145 12,199	226 9,2302	274 8,1935	353 6,9835	443 6,0611	579 5,1294	733 4,4271	905 3,8808	1145 3,3495	1414 2,9362
144	Глава II
Продолжение таблицы 2.22
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	И	12
8,5	43,35	154 13,657	240 10,332	291 9,1724	376 7,8178	471 6,7852	615 5,7421	779 4,9560	961 4,3445	1217 - 3,7497	- 1502’ 3,2870
9,0	48,6	163 15,194	254 11,495	308 10,204	398 8,697	499 7,549	651 6,388	824 5,514	1018 4,833	1288 4,172	1590 3,657
9,5	54,15	172 16,809	269 12,717	325 11,289	420 9,622	526 8,351	688 7,067	870 6,100	1074 5,347	1360 4,615	1679 4,046
10	60,0	181 18,503	283 13,999	342 12,427	442 10,592	554 9,193	724 7,779	916 6,714	1131 5,886	1431 5,080	1767 4,453
11	72,6	199 22,126	311 16,741	376 14,860	486 12,666	610 10,993	796 9,303	1008 8,029	1244 7,039	1575 6,075	1944 5,325
12	86,4	217 26,064	339 19,720	411 17,505	530 14,920	665 12,949	869 10,958	1099 9,458	1357 8,291	1718 7,156	2121 6,273
Продолжение таблицы 2.22
V, м/с	Ра, Па	Диаметр воздуховода, мм										
		280	315	355	400	450	500	560	630	710	800	900
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	И	12	13
0,5	0,15	111	140	178	226	286	353	443	561	713	905	1145
		0,0174	0,0151	0,0130	0,0112	0,0096	0,0084	0,0073	0,0063	0,0055	0,0047	0,0041
1,0	0,6	222	281	356	452	573	‘ 707	887	1122	1425	1810	2290
		0,0593	0,0512	0,0441	0,0380	0,0328	0,0287	0,0249	0,0215	0,0185	0,0160	0,0138
145
Окончание таблицы 2.22
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13
2,0	2,4	443 0,2039	561 0,1760	713 0,1515	905 0,1305	1145 0,1127	1414 0,0988	1773 0,0857	2244 0,0740	2851 0,0637	3619 0,0549	4580 0,0474
3,0	5,4	665 0,4227	842 0,3648	1069 0,3142	1357 0,2707	1718 0,2336	2121 0,2048	2660 0,1777	3367 0,1534	4276 0,1321	5429 0,1138	6871 0,0982
4,0	9,6	887 0,7122	1122 0,6147	1425 0,5294	1810 0.4560	2290 0,3936	2827 0,3450	3547 0,2994	4489 0,2584	5701 0,2226	7238 0,1917	9161 0,1655
5,0	15,0	1108 1,0704	1403 0,9239	1782 0,7956	2262 0,6854	2863 0,5915	3534 0,5185	4433 0,4500	5611 0,3884	7127 0,3345	9048 0,2882	11451 0,2487
6,0	21,6	1330 1,4963	1683 1,2914	2138 1,1122	2714 0,9580	3435 0,8269	4241 0,7248	5320 0,6291	6733 0,5430	8552 0,4676	10857 0,4028	13741 0,3477
7,0	29,4	1552 1,9891	1964 1,7168	2494 1,4785	3167 1,2736	4008 1,0992	4948 0,9636	6207 0,8363	7855 0,7218	9977 0,6216	12667 0,5355	16032 0,4622
8,0	38,4	1773 2,5484	2244 2,1995	2851 1,8942	3619 1,6317	4580 1,4083	5655 1,2345	7093 1,0715	8978 0,9248	11402 0,7964	14476 0,6860	18322 0,5921
9,0	48,6	1995 3,174	2525 2,739	3207 2,359	4072 2,032	5153 1,754	6362 1,537	7980 1,334	10100 1,152	12828 0,992	16286 0,854	20612 0,737
10	60,0	2217 3,865	2806 3,336	3563 2,873	4524 2,475	5726 2,136	7069 1,872	8867 1,625	11222 1,403	14253 1,208	18096 1,040	22902 0,898
11	72,6	2438 4,622	3086 3,989	3920 3,435	4976 2,959	6298 2,554	7775 2,239	9754 1,943	12344 1,677	15678 1,444	19905 1,244	25192 1,074
12	86,4	2660 5,444	3367 4,699	4276 4,047	5429 3,486	6871 3,009	8482 2,637	10640 2,289	13466 1,976	17104 1,701	21715 1,466	27483 1,265
Глава
147
Таблица 2.23
Поправочные коэффициенты п на потери давления на трение,
учитывающие шероховатость материала воздуховодов
Ve, м/с	п при к3, мм				Ге» м/с	п при к3, мм			
	1	1,5	4	10		1	1,5	4	10
0,2	1,04	1,06	1,15	1,31	6,2	1,45	1,58	1,99	2,49
0,4	1,08	1,И	1,25	1,48	6,4	1,45	1,59	2,00	2,50
0,6	1,11	1,16	1,33	1,60	6,6	1,46	1,60	2,01	2,51
0,8	1,13	1,19	1,40	1,69	6,8	1,47	1,60	2,02	2,52
1,0	1,16	1,23	1,46	1,77	7,0	1,47	1,61	2,03	2,54
1,2	1,18	1,25	1,50	1,84	7,2	1,48	1,62	2,04	2,55
1,4	1,20	1,28	1,55	1,95	7,4	1,48	1,62	2,04	2,56
1,6	1,22	1,31	1,58	1,95	7,6	1,48	1,63	2,05	2,57
1,8	1,24	1,33	1,62	2,00	7,8	1,49	1,63	2,05	2,57
2,0	1,25	135	1,65	2,04	8,0	1,49	1,64	2,06	2,58
2,2	1,27	1,37	1,68	2,08	8,2	1,50	1,64	2,07	2,59
2,4	1,28	1,38	1,70	2,11	8,4	1,50	1,64	2,07	2,60
2,6	1,29	1,40	1,73	2,14	8,6	1,50	1,65	2,08	2,61
2,8	1,31	1,42	1,75	2,17	8,8	1,51	1,65	2,09	2,62
3,0	1,32	1,43	1,77	2,20	9,0	1,51	1,66	2,10	2,62
3,2	1,33	1,44	1,79	2,23	9,2	1,52	1,66	2,10	2,63
3,4	1,34	1,46	1,81	2,25	9,4	1,52	1,67	2,11	2,64
3,6	1,35	1,47	1,83	2,28	9,6	1,52	1,67	2,11	2,65
3,8	1,36	1,48	1,85	2,30	9,8	1,53	1,68	2,12	2,65
4,0	1,37	1,49	1,86	2,32	10,0	1,53	1,68	2,12	2,66
4,2	1,38	1,50	1,87	2,34	10,5	1,54	1,69	2,14	2,67
4,4	1,39	1,51	1,89	2,36	11,0	1,54	1,70	2,15	2,69
4,6	1,40	1,52	1,90	2,37	11,5	1,55	1,70	2,16	2,71
4,8	1,40	1,53	1,92	2,39	12,0	1,56	1,71	2,17	2,72
5,0	1,41	1,54	1,93	2,41	12,5	1,56	1,72	2,18	2,73
5,2	1,42	1,55	1,94	2,42	13,0	1,57	1,73	2,19	2,74
5,4	1,43	1,56	1,95	2,44	13,5	1,57	1,73	2,20	2,75
5,6	1,43	1,56	1,96	2,45	14,0	1,58	1,74	2,20	2,76
5,8	1,44	1,57	1,97	2,46	14,5	1,58	1,74	2,21	2,77
6,0	1,44	1,58	1,98	2,48	15,0	1,58	1,74	2,21	2,77
Следует иметь в виду, что расход воздуха в круглом и прямоугольном воз-
духоводе с эквивалентным диаметром при равенстве скоростей не совпадают.
При движении воздуха с температурой отличной от 20°С потери дав-
ления необходимо принимать с поправочными коэффициентами К\ на тре-
ние, К2 - в местных сопротивлениях (табл. 22.44 [19]).
Аэродинамический расчет вентиляционной системы состоит из двух
этапов: 1) расчет участка основного направления магистрали (наиболее
протяженной и нагруженной ветви воздуховодов); 2) увязка всех остальных
Участков системы.
148
Глава II
При расчете желательно, чтобы скорости движения воздуха на участ-
ках возрастали по мере приближения к вентилятору.
При невозможности увязки потерь давления по ответвлениям воздухо-
водов в пределах 10% следует устанавливать диафрагмы. Диафрагма (ме-
таллическая пластина с отверстием) - местное сопротивление, на котором
гасится избыточное давление. Коэффициент местного сопротивления диа-
фрагмы определяется по формуле:
^диафр. ^Рцеувязки /(.^Ррасп. ^^отв.)/Р.,	(2.48)
где Рд - динамическое давление на участке, на котором устанавливается
диафрагма, Па;
&Ррасп ~ располагаемые потери давления на ответвление, Па;
№отв. ~ потери давления на увязываемом ответвлении, Па.
По значению и по размерам воздуховода, на котором устанавливает-
ся диафрагма, подбирают размер диафрагмы (табл. 22.48,22.49 [19]).
Аэродинамический расчет систем вентиляции с естественным
побуждением движения воздуха
За расчетное направление в вытяжных системах с естественным побу-
ждением принимают такое, удельные потери давления на котором имеют
минимальную величину.
Удельные потери давления, Па/м
(2.49)
где Ргр - гравитационное давление, действующее в вытяжных каналах со-
ответствующих этажей, Па; £ - длина участка, м.
В системах с естественным побуждением требуется увязка действую-
щих гравитационных давлений в каналах соответствующих этажей с поте-
рями давлений на трение и местные сопротивления по пути движения воз-
духа от места входа его в сеть (вытяжные решетки) до выхода в атмосферу
(устье вытяжной шахты), т.е.
Ргр > 5W + 2),	(2.50)
где £(«/?£ + Z) - потери давления на трение и местные сопротивления на
участках в расчетном направлении.
Гравитационное давление, Па, определяется по формуле
Лр=Л3А(рк-рв)9,81,	(2.51)
где h - высота воздушного столба, м, принимается:
а)	при наличии в здании только вытяжки - от середины решетки до
устья вытяжной шахты;
б)	при наличии в здании механического притока - от середины высоты
помещения до устья вытяжной шахты;
pw - плотность наружного воздуха кг/м3, для общественных зданий при
f„ = 5°C[l,2];
149
pe - плотность воздуха в помещении;
к3 - коэффициент запаса на неучтенные потери, Л3=0,9.
ПРИМЕР 2.13. Рассчитать сеть воздуховодов вытяжной системы с ес-
тественным побуждением. Схема воздуховодов, нагрузки на участках и их
длина приведены на рис. 2.9, разрез здания - на рис. 2.10.
BE 1
11.000
^£=60м3/ч
400x400 £ = 3,0м/у
£ = 410 м3/ч
5 м—(§
£ = 80 м3/ч^
Рис. 2.9. Расчетная схема сети воздуховодов с естественным побуждением
£= 0,5 м £= 1,0 м ^300x300 £ =0,5м
Ь'а = 70 м3/ч\^£= 130 м’3/ч\^ L = 210 м3/ч
150x200 £ = l.OM/qx 150x200 £ = 0,5м^
L = 110 м3/ч	£ = 50 м3/ч
8,000
£=5м
£ = 70 м3/ч
300x300 £=1,0
£ = 300 м3/ч
£= 1,0 м
£ = 90 м3/ч
3,000
£ - 5,0 М
Л = 50 м3/ч^
BE 1
-0,3
-2,0
-0,5
А = 3,50
-0,5
h = 3,50
-0,5
Рис. 2.10. Участок продольного разреза здания с нанесением каналов
системы ВЕ1
150
Глава II
Определяем величины At=9,25 м, Л2 = 5,25 м (от середины высоты по-
мещения до устья вытяжной шахты, т.к. в здании проектируется приточная
вентиляция с механическим побуждением).
Плотность наружного воздуха при tH = 5 °C
р„ = 353/(273+/„) = 353/(273+5) = 1,27 кг/м3.
Плотность внутреннего воздуха р,= 1,2 кг/м3.
Гравитационное давление, действующее в вертикальных каналах 1 эта-
жа, Па
Р \р=0,9 • 9,25 • (1,27 - 1,2) • 9,81 = 5,72 Па.
Гравитационное давление, действующее в вертикальных каналах 2 эта-
жа, Па
Рггр=0,9 • 5,25 • (1,27 - 1,2) • 9,81 = 3,24 Па.
Для того, чтобы выбрать расчетное направление, определяем удельное
располагаемое давление в направлении через канал 1 этажа (Rlyd) и 2 этажа
(R2yd)> наиболее удаленные от вытяжной шахты участки 1 и 8.
п1 .. Лр	5,72	_5,72_„„ п ,
l?i-5	5 + 0,5 + 1 + 0,5 + 1 + 3 И °’52 Па/М’
,2 - г -	3,24	- 3.24 _0,
уд 2?s.2-s	1 + 1+0,5+ 1 + 3	6,5
Па/м.
Принимаем расчетное направление через канал 2-го этажа, т.к.
R2yd< RlVd (участки 8, 2, 3, 4, 5). Направление через участки 6 и 11 не прове-
ряем, т.к. их суммарная длина меньше.
Пользуясь таблицей 2.22, по значениям действительной скорости и d3,
определяем R. Так как в нашем случае воздуховоды из кирпича (вертикаль-
ные каналы) и из асбестоцементных коробов (сборный воздуховод на чер-
даке), полученную величину R умножаем на поправочный коэффициент п,
учитывающий шероховатость материала. Значение коэффициента п приве-
дено в таблице 2.23.
Расчет воздуховодов сводим в табл. 2.24.
В целях облегчения монтажа и улучшения герметизации вентиляцион-
ных систем сборные горизонтальные каналы на чердаке желательно вы-
полнять без переходов, т.е. одного размера. Эти сечения определяются по
расходам воздуха на участках 4 и 7 и рекомендуемой скорости в горизон-
тальных сборных каналах.
Вначале определим размеры сечения горизонтального воздуховода
(участки Г, 2, 3, 4). Как отмечалось выше, его сечение желательно прини-
мать постоянным. Пусть сечение будет 300x300, F- 0,09 м2, тогда макси-
мальная скорость (на участке 4) будет
V4
300 п .
----------= 0,93 м/с,
3600 0,09
что приемлемо.
Таблица 2.24
№> уч.	L, м3/ч	Л м	а, мм	в, мм	d (ds), мм	V, м/с	R, Па/м		п	R?n, Па	Л), Па	IX	£=1Х-Л>, Па	Mn + Z, Па	^(R£n + Z)i, Па	Прим.
1	2	3	4	5	6	7	8		9	10	11	12	13	14	15	16
Р^-4-5 = Лр = 3,24 Па																
Р150	60					1,19				0	0,85	2,0	1,70	1,70	1,70	
8	60	1	140	140	140	0,85	0,1		1,43	0,14	0,43	1,6	0,69	0,84	2,54	
2	130	1	300	300	300	0,40	0,01		1	0,01	0,10	0,6	0,06	0,07	2,61	
3	210	0,5	300	300	300	0,65	0,026		1	0,01	0,25	0,4	0,10	0,11	2,72	
4	300	1	300	300	300	0,93	0,045		1	0,05	0,51		0,00	0,05	2,76	
5	410	3	400	400	400	0,71	0,021		1	0,06	0,30	1,3	0,40	0,46	3,22	
о =								’(3,24-3,22)/3,24]х			100= 0,6%.					
Увязка ответвлений																
Р'Л, - Р'р - Е(Мл + Z) 2,з,4,5 - 5,72 - (0,08 + 0,14 + 0,3 + 0,46) = 4,74 Па.																
Р150	70					1,39					1,2	2,0	2,31	2,31	2,31	
1	70	5	140	140	140	0,99	0,14		1,46	1,0	0,6	2,4	1,42	2,44	4,75	
1'	70	0,5	300	300	300	0,22	0,0036		1	0,002	0,028	0,5	0,01	0,02	4,77	
о =								(5,03-4,77)/5,03]>			<100 = 5,2%.					
Р^„ = 4 - S (Мп + z )з,4,5 = 5,72 - (0,11 + 0,05 + 0,46) = 5,1 Па.																
Р150	80					1,59					1,5	2,0	3,02	3,02	3,02	
9	80	5	140	270	185	0,59	0,04		1,33	0,27	0,21	2,0	0,41	0,68	3,70	
о = [(5,1-3,7)/5,1]х100 = 27,4%. Устанавливаем диафрагму: коэффициент сопротивления диафрагмы £ = (5,1-3,7)/0,21 = 7, размеры диафрагмы 84x184 мм.																
152
Глава II
Принимаем сечение участка 7 - 150x200, тогда
НО
V1 0,03-3600 ’
м/с.
Участок 8. Эквивалентный диаметр по скорости
^3 =
2аЬ
а +Ь
2-140x140
140 + 140
= 140 мм;
60
0,02-3600
= 0,85 м/с.
Местные сопротивления на уч. 8. На вытяжке установлены щелевые
решетки типа Р, коэффициент местного сопротивления таких решеток ^ = 2 -
относится к скорости на входе vo.
Принимаем к установке Р150, тогда vo = 60/(0,014-3600)= 1,19 м/с.
Поворот квадратного сечения £,= 1,2. Тройник-ответвление
4=.60_ = O4S. A = 2^ = i- fo = 02 =
4 130	’ ’ fc 0,09	’ fc 0,09
4 = 0,4; 4р=0,5; Е4 = 1,2 + 0,4= 1,6.
Участок 2. Скорость в воздуховоде v2= 130/(0,09 -3600) = 0,4 м/с, J3 = 300 мм.
Абсолютная шероховатость для асбестоцементных каналов 4 = 0,11 мм,
поэтому п = 1. Коэффициент местного сопротивления тройника на проход
4 _ 80 _0 л. Л _ 0,09
4 210	’ ’ fc 0,09
fo = 0,038
fc 0,09
= 0,4; 4, = 0,6; 4=0,7.
Участок 3. Скорость в воздуховоде v3 = 210/(0,09-3600)=0,65 м/с. Коэффи-
циент местного сопротивления тройника на проход
4 90 _
4 зоо
А _ 0,09 v
fc 0,09	’
fo 0,038
fc 0,09
= 0,4; 4^=0,4; 4—0,15.
Участок 4. v4 = 0,93 м/с. При определении коэффициента местного сопро-
тивления участок 4 считается проходом, а участок 7 - ответвлением, тогда
4 но
4 410
Л _0,09
fc 0,16
= 0,6;
Jc 0,1о
Участок 5. Сечение шахты 400x400; v5 =410/(0,16-3600) = 0,71 м/с. Для
вытяжных шахт с зонтом £=1,3 [19].
Участки 1 и Г. При определении располагаемого давления на эти уча-
стки необходимо от Рхгр отнять потери давления на участках, находящихся
впереди рассматриваемого ответвления (это уже рассчитанные участки 2, 3,
4, 5), тогда
PpL = 5,72 - (0,07 + 0,11 + 0,05 + 0,46) = 5,03 Па.
уреш = 70/(0,014-3600)= 1,39 м/с.
153
Участок 1. Кирпичный канал 140х 140 мм; d3-140 мм; Vi = 70/(0,02-3600) =
= 0,99 м/с.
Местные сопротивления: 2 поворота квадратного сечения под Z 90° -
^= 1,2;	= 1,2 2 = 2,4 [19].
Участок Г. Размер сечения 300x300 мм, v} = 70/(0,09-3600) = 0,22 м/с.
Тройник-проход ^„р = 0,5 (см. уч. 8).
Участок 9. Кирпичный канал 140x270 мм; d3-185 мм; v9 = 80/(0,038-3600) =
= 0,59 м/с.
Принимаем к установке решетку Р150, тогда vpew = 80/(0,014-3600) =
= 1,59 м/с.
1 поворот 5= 1,3, тройник-ответвление ^о = 0,7 (см. уч. 2);
Z§9= 1,3 + 0,7 = 2,0.
Аналогичным образом рассчитываются и остальные участки при этом
Р'£с„ =Рф-£	+ Z)4,5 = 3,24 - (0,05 + 0,46) = 2,73 Па.
Ppin=P^-	+ Z)s = 3,24 - 0,46 = 2,78 Па.
^=4-I<w« + z)7.5-
Если неувязка составляет более 10... 15%, на входе вертикальных кир-
пичных каналов в горизонтальный воздуховод можно установить прямо-
угольные диафрагмы.
2.1.8. Подбор вентиляционного оборудования
Установки для организации механической вентиляции помещений по
своему функциональному предназначению подразделяются на приточные,
вытяжные и приточно-вытяжные. Поставляются потребителю в виде
готовых моноблоков или в виде отдельных элементов, собираемых в уста-
новку на площадке монтажа.
Вытяжная установка (ВУ) предназначена для удаления из обслужи-
ваемого помещения воздуха и в общем случае состоит из вентилятора, за-
порных и регулирующих устройств, фильтра и шумоглушителя, средств
управления и автоматизации. При наличии вероятности образования кон-
денсата во время эксплуатации на каком-либо элементе установки в состав
ее вводятся устройства для сбора и отвода конденсата.
Приточная установка (ПУ) предназначена для приготовления и по-
дачи в обслуживаемое помещение приточного воздуха и в общем случае
состоит из вентилятора, фильтра, запорных и регулирующих устройств,
шумоглушителя, воздухоподогревателя, средств управления и автоматиза-
ции. В редких случаях в состав ПУ включаются средства для испаритель-
ного охлаждения воздуха.
154
Глава II
Приточно-вытяжная установка (ПВУ) представляет собой комплекс,
состоящий из приточной и вытяжной установки, которые функционально
связаны утилизатором теплоты уходящего воздуха. Схема такой установки
с пластинчатым перекрестно-точным рекуперативным теплообменником-
утилизатором теплоты уходящего воздуха и с рециркуляцией представлена
на рис. 2.11.
для типоразмеров 1-5 (одна на другой)
Рис. 2.11. Схема приточно-вытяжной установки с встречным движением
приточного и удаляемого потоков и с расположением отверстий приема и
выдачи воздуха в линию с осью движения потоков
Приточные, вытяжные и приточно-вытяжные установки по месту рас-
положения подразделяются на:
-	внутренние (располагаются в технических или иных помещениях
внутри здания),
-	наружные (располагаются преимущественно на крышах зданий),
-	подвесные (располагаются в подпотолочном пространстве).
Движение перемещаемых внутри установок потоков воздуха может
быть вертикальным и горизонтальным. Некоторые производители на рынке
вентиляционного оборудования представляют ПУ с Г-образной горизон-
тальной компоновкой функциональных блоков. В ПВУ с горизонтальным
движением потоков вытяжная и приточная часть вентиляционного обору-
дования могут представлять единый комплекс с расположением ПУ и ВУ в
одну линию. Приточная и вытяжная установки в ПВУ могут иметь также
ярусное (одна на другой) расположение и располагаться рядом в горизон-
тальной плоскости. Во всех вариантах в ПВУ движение приточного и вы-
тяжного воздуха может быть встречным и параллельным (спутным).
Различные компоновки воздухозаборных блоков ПУ и ВУ позволяют
принимать перемещаемый воздух слева, справа, снизу, сверху, а также по
линии расположения установки. С вентиляторного блока воздух тоже мо-
жет отводиться по любому из указанных направлений.
Производители вентиляционного оборудования могут представить по-
требителю различные виды защитных покрытий и различную степень теп-
лоизоляции панелей функциональных блоков.
155
Фильтры
Воздушные фильтры представляют собой устройства для очистки при-
точного, а в ряде случаев и вытяжного воздуха.
Очистку приточного воздуха от пыли в системах механической венти-
ляции следует проектировать так, чтобы содержание пыли в подаваемом
воздухе не превышало:
-	ПДК в атмосферном воздухе населенных пунктов - при подаче его в
помещения жилых и общественных зданий;
-	30% ПДК в воздухе рабочей зоны - при подаче его в помещения про-
изводственных и административно-бытовых зданий;
-	допустимых концентраций по техническим условиям на вентиляцион-
ное оборудование и воздуховоды.
Степень очистки (эффективность) фильтра, %, определяется отноше-
нием количества уловленной пыли к количеству поступающей
£ = -“.^G--100,	(2.52)
GH
где GH - количество пыли до фильтра, г/ч;
GK - количество пыли после фильтра, г/ч.
Степень очистки воздуха определяется технологическими или сани-
тарно-гигиеническими требованиями и устанавливается соответствующими
нормативными документами.
Конструкция фильтра определяется характеристиками улавливаемой
пыли и условиями эксплуатации. Для определения эксплуатационных харак-
теристик фильтров проектными и эксплуатирующими организациями наряду
с еще действующими требованиями и нормами РФ, РБ используются нормы
европейского сообщества, например, EUROVENT 4/5 (Европейский комитет
изготовителей вентиляционного и пневматического оборудования) и др.
Основные характеристики воздушных фильтров приведены в табл. 2.25.
Таблица 2.25
Технические характеристики фильтров
	Грубой и тонкой очистки	Особо тонкой очистки
Удельная воздушная нагрузка на фронталь- ное сечение, м3/(м2ч).	3200-12000	3200-6800
Площадь фильтрующей поверхности, от- несенная к 1 м2 фронтального сечения, м2/м2.	0,85-55	50-110
Максимальная эксплуатационная тсмпера- тура воздуха, °C.	60-250	60-250
Начальная запыленность воздуха, мг/м3.	1-10	менее 1
Начальное сопротивление фильтра, Па	10-170	150-500
156
Глава П
Классификация фильтров по наиболее употребляемым стандартам
приведена в таблице 2.26. Перечисленные в таблице стандарты имеют до-
вольно близкие параметры, характеризующие различные классы фильтров.
Классификация фильтров
Таблица 2.26
Применение	Класс очистки					Сте- пень очи- стки, %
		DIN 24185 DIN 24184	EN 779	EURO VENT 4/5	EN 1882	
Фильтр, применяемый при вы- сокой концентрации пыли с гру- бой очисткой от нее. Кондицио- нирование воздуха и вентиляция с невысокими требованиями к чис- тоте воздуха в помещении.	Грубая очистка, (частицы </>ю мкм)	EU1	G1	EU1		65 80 90
		EU2	G2	EU2	—	
		EU3	G3	EU3		
		EU4	G4	EU4	—	
Улавливание тонкой пыли в вентиляционном оборудовании, применяемом в помещении с высокими требованиями к чисто- те воздуха. Фильтр для очень тонкой очи- стки. Вторая ступень очистки в помещениях со средними требо- ваниями по чистоте воздуха. Очистка воздуха для коммута- ционных аппаратов, больничных палат, административных зданий, гостиниц, лабораторий, при про- изводстве продуктов питания, в фармацевтической промышлен- ности и Т.Д.	Тонкая очистка, (частицы </>1 мкм)	EU5	F5	EU5	—	60 80 90 95
		EU6	F6	EU6	—	
		EU7	F7	EU7	—	
		EU8	F8	EU8	—	
		EU9	F9	EU9	EU10	
Очистка воздуха от сверхтонкой пыли. Фильтры для «чистых ком- нат», для комнат с прецезионной техникой, в хирургических бло- ках, в фармацевтической про- мышленности, в реанимационных палатах и т.д.	Особо тонкая очистка, (</>0,1 мкм)	—	—	—	EU11	97 99 99,99 99,999
		—		—	EU12	
		—	—	—	EU13	
					EU14	
В данном учебном пособии приводится методика подбора секции филь-
трации (фильтра) для приточной установки, в которой использованы наибо-
лее доступные для студентов материалы, приведенные в справочной литера-
туре [19]. В каждом конкретном факте подбора фильтра для очистки воздуха
157
рекомендуется предварительно изучить требования нормативных докумен-
тов, имеющийся опыт эксплуатации установок подобного класса, получить
технические условия выбранного очистного устройства от производителя. В
последнее время, ввиду того, что некоторые параметры фильтров представ-
ляют собой коммерческую тайну, выбор очистного устройства становиться
невозможным без участия инженерных служб производителя оборудования.
В обязательном порядке следует учитывать, что в большинстве случа-
ев фильтру тонкой очистки воздуха предшествует фильтр грубой очистки
(1-я ступень), а в случае особо тонкой очистки воздуха предусматривается
установка с трехступенчатой фильтрацией: фильтром грубой очистки (1-я
ступень), фильтром тонкой очистки (2-я ступень) и собственно самим
фильтром особо тонкой очистки (3-я ступень).
Фильтры грубой очистки применяются при невысоких требованиях к
чистоте воздуха, предназначены для уменьшения запыленности воздуха,
подаваемого в вентилируемые помещения с обычными требованиями, за-
щиты теплообменников, калориферов, оросительных камер, приборов ав-
томатики от загрязнения.
Фильтры тонкой очистки применяются для тех же целей, что и фильт-
ры трубой очистки, но удовлетворяют более жестким требованиям к чисто-
те воздуха. Их устанавливают в качестве второй ступени после более пыле-
ёмких фильтров грубой очистки.
Фильтры особо тонкой очистки предназначены для поддержания в по-
мещениях заданной в соответствии с технологическими требованиями чис-
тоты воздуха и для помещений с высокими требованиями к чистоте возду-
ха (фармацевтическая, электронная, оптическая промышленность, меди-
цинские операционные, реанимационные помещения и т.п.). Фильтры
особо тонкой очистки устанавливаются после предварительной обработки
воздуха в качестве второй или третьей ступени очистки.
Практически все фильтры крепятся на специальной раме. В качестве
фильтровального материала служат:
-	в фильтрах грубой очистки - металлизированные сетки, ткани из син-
тетических волокон;
-	в фильтрах тонкой очистки - стеклоткань, иногда со специальной про-
питкой, активированный уголь (фильтры с активированным углем и
специальной пропиткой применяются для поглощения газов и паров
токсичных веществ, которые не улавливаются другими фильтрами);
-	в фильтрах особо тонкой очистки - клееное стекловолокно, клееная
бумага из субмикронных волокон, различные нетканые материалы.
Замена фильтра или его регенерация осуществляется при превышении
допустимой величины его аэродинамического сопротивления.
ПРИМЕР 2.14. Подобрать фильтр для очистки приточного воздуха,
подаваемого в здание проектного института, в количестве L - 6800 м3/ч.
Режим работы односменный т=8 час. Здание расположено в индустриаль-
ном районе крупного города.
158
Глава II
Начальную запыленность воздуха для зданий, расположенных в инду-
стриальных районах крупных городов, можно принимать Сн = 1 мг/м3 =
= 0,001 г/м3, для жилых районов крупных городов - 0,0005 г/м3. Для про-
ектируемого объекта можно применить фильтры грубой очистки, напри-
мер: ячейковые фильтры ФяРБ. Номинальная пропускная способность од-
ной ячейки фильтра ФяРБ LH- 1540 м3/ч, эффективность очистки £=0,82
(табл. 2.27).
Таблица 2.27
Технические данные фильтров Фя
(размер ячейки 500x500 мм, площадь 0,22 м2) [6]
Показатель	Фя ВБ	Фя ПБ	ФяУБ	Фя РБ	ФяУК
Фильтрующий материал	Перфориро- ванная сетка винипласта	Пенопо- лиуретан	Материал ФСВУ	Стальная сетка	Материал ФСВУ
Номинальная пропускная спо- собность, м7ч	1540	1540	1540	1540	1540
Начальное со- противление, Па	60	60	40	50	40
Пылеемкость г/м2 (при увели- чении сопротив- ления на 100 Па)	2400	400	550	2300	550
Эффективность очистки, %	82	80	80	82	80
Глубина фильтра, мм	32	32	32	50	50
Примечание. Технические данные приняты при УФ=7000 м3/(м-ч) и действи-
тельны при отклонении УФ на ±10%.
1.	Требуемое количество ячеек фильтра п =£/£„ = 6800/1540=4.
2.	Общая площадь фильтра £^, = 0,22x4=0,88 м2.
3.	Действительная удельная воздушная нагрузка фильтра
УФ=L/Ft=6800/0,88 = 7700 м’/(м2ч).
4.	Начальное сопротивление фильтра (по рис. 2.12) Д£м = 43 Па. Пыле-
емкость фильтра при увеличении его сопротивления до 143 Па, т.е. на
£=143 - 43 = 100 Па, составит ПФ « 2300 г/м2 (рис. 2.13).Увеличение со-
противления фильтра можно принимать на 100 — 120 Па.
5.	Количество пыли, оседающей на фильтрах за сутки (8 часов работы)
Gc = Сн • L  Е - т = 0,001 • 6800 • 0,82  8 = 44,6 г/сутки
6.	Продолжительность работы фильтра без регенерации
т = ПФ -ЕфЮс=2300 -0,88/44,6=45 суток.
159
Рис. 2.12. Аэродинамическая характеристика фильтров
1 - фильтры ФЯРБ; 2 - фильтры ФЯВБ; 3 - фильтры ФЯУБ, ФЯУК;
4 - фильтры ФЯПБ
Рис. 2.13. Пылевая характеристика фильтров
1 - фильтры ФяРБ; 2 - фильтры ФяВБ; 3 — фильтры ФяУБ, ФяУК;
4 - фильтры ФяПБ
Примечание. Пылевая характеристика принята для УФ = 7000 м3/(м2-ч) + 10%
160
Глава II
Калориферы
Нагревание воздуха в приточных камерах вентиляционных систем
производится в теплообменных аппаратах, называемых калориферами. В
качестве греющей среды может использоваться горячая вода, пар, электро-
энергия. Совершенствование калориферов идет по пути увеличения по-
верхности теплообмена за счет различной формы поперечного сечения
трубок, применения оребрения и увеличения коэффициента теплопередачи.
Широко применятся калориферы биметаллические со спирально-
накатным оребрением: КСкЗ и КСк4, КПЗ-СК и КП4-СК. Теплообменным
элементом является трубка, изготовленная из двух трубок, насаженных
одна на другую. Внутренняя трубка - стальная, наружная - алюминиевая с
накатным на ней оребрением.
В качестве теплоносителя в калориферах КСкЗ и КСк4 используется
перегретая вода с рабочим избыточным давлением до 1,2 МПа и темпера-
турой до 180°С. Эти калориферы многоходовые, устанавливаются горизон-
тально. Средняя модель (КСкЗ) имеет три ряда трубок по ходу воздуха,
большая модель (КСк4) - четыре ряда.
Теплоноситель в калориферах КПЗ-СК и КП4-СК - пар с избыточ-
ным давлением до 1,2 МПа. Калориферы КПЗ-СК и КП4-СК - одноходо-
вые и устанавливаются с вертикальным расположением теплопередаю-
щих трубок и патрубков, патрубок для подвода пара - сверху, для отвода
конденсата - снизу. Технические характеристики калориферов приведе-
ны в табл. 2.28
Ширина одного калорифера КСкЗ и КСк4 (глубина по ходу воздуха) -
180 мм.
Таблица 2.28
Обозначение	м2	Л, м2	• fmp> М	А	Размер калорифера длинах высоту, м
КСк 3-5	10,20	0,21	0,0008	11,20	0,42x0,5
КСк 3-6	13,26	0,27	0,000846	12,12	0,53x0,5
КСк 3-7	16,34	0,33	0,000846	12,97	0,65x0,5
КСк 3-8	19,42	0,39	0,000846	13,83	0,78x0,5
КСк 3-9	22,50	0,46	0,000846	14,68	0,9 х 0,5
КСк 3-10	28,66	0,58	0,000846	16,39	1,15x0,5
КСк 3-11	83,12	1,66	0,00258	34,25	1,7x1,0
КСк 3-12	125,27	2,49	0,0030	64,29	1,7x1,5
КСк 4-5	13,40	0,21	0,0010	12,00	0,42x0,5
КСк 4-6	17,42	0,27	0,00111	13,01	0,53x0,5
КСк 4-7	21,47	0,33	0,00111	13,87	0,65x0,5
КСк 4-8	25,52	0,39	0,00111	14,72	0,78x0,5
КСк 4-9	29,57	0,46	0,00111	15,58	0,9x0,5
КСк 4-10	37,66	0,58	0,00111	17,29	1,15x0,5
КСк 4-11	110,05	1,66	0,00341	37,15	1,7x1,0
КСк 4-12	166,25	2,49	0,00515	71,19	1,7x1,5
161
Установка калориферов по отношению к проходящему через них воз-
духу может быть параллельной и последовательной. При последовательной
схеме увеличивается скорость воздуха, что приводит к повышенной тепло-
отдаче калориферов, но при этом возрастает сопротивление калориферной
установки.
Присоединение трубопроводов к многоходовым калориферам осуще-
ствляется по двум схемам - параллельной и последовательной. Оптималь-
ная скорость движения воды в трубках 0,2-0, 5 м/с. Увеличение скорости
свыше 0,5 м/с не проводит к значительному увеличению теплоотдачи, а
гидравлическое сопротивление калориферов значительно возрастает. При-
нимать скорость движения воды ниже 0,12 м/с не рекомендуется для пре-
дотвращения замораживания калориферов.
При теплоносителе пар применяется только параллельная схема обвяз-
ки калориферов трубопроводами.
В результате расчета калориферов определяется их тип, номер, коли-
чество, схемы соединения по воздуху и теплоносителю, аэродинамическое
и гидравлическое сопротивление.
1.	Расход теплоты для нагревания воздуха Q, Вт
Q = 0,28£  рк - с • (tk - tH),	(2.53)
где L - расход нагреваемого воздуха, м3/ч;
рк - плотность воздуха, кг/м3, при температуре tK °C;
с - удельная теплоемкость воздуха - 1,005 кДж/(кг-°С);
tH - температура воздуха до калорифера, °C;
tK — температура воздуха после калорифера, °C.
2.	Задаемся массовой скоростью vp' кг/(м2’С):
для калориферов КСк оптимальные значения vp=4-6 кг/(м2-с), допустимые
- vp = 3-8 кг/(м2-с).
3.	Определяем фронтальное сечение fs', м2, для прохода воздуха:
/; = £р/(3600-ур')-	(2.54)
4.	По справочным данным (табл. 2.28), исходя из полученного значе-
ния У?, подбираем тип, номер и число устанавливаемых параллельно по
воздуху калориферов, TJ™6 которых приблизительно равно fe'. Выписыва-
ем табличные данные: поверхность нагрева одного калорифера F™6, м2,
живое сечение для прохода воды/^, м2.
5.	Находим действительную массовую скорость, кг/(м2 с):
vp = Zp/(3600 £/™6).	(2.55)
6.	Находим массовый расход воды Сж, кг/ч,
0,28с^(^-^ф)’
где сж - удельная теплоемкость воды, с^=4,19 кДж/(кг-°С).
162
Глава II
7.	Находим скорость воды в трубках калориферов, м/с:
Vmp = G«/(Ap • ЮОО • 3600).	(2.57)
По массовой скорости vp и скорости воды vmp (при паре только по
массовой скорости) находим коэффициент теплопередачи к, Вт/(м2-°С)
(табл. 2.29-2.30).
8.	Находим требуемую площадь поверхности нагрева калориферов	м2.
F =___________	(2.58)
где Q - расход теплоты для нагревания воздуха, Вт;
~ средняя температура теплоносителя, °C;
t*p ~ средняя температура нагреваемого воздуха, °C;
к - коэффициент теплопередачи калорифера, Вт/(м2-°С).
Для воды t" = (t?op + toe}p)l2, где - температура горячей (подающей)
воды, °C; to6p - температура обратной воды, °C.
Для пара t™op равна температуре насыщения при соответствующем
давлении.
9.	Определяем общее число устанавливаемых калориферов, шт.:
л' = ^/Л76-	(2-59)
Округляя число калориферов до ближайшего целого п, находим дейст-
вительную площадь поверхности нагрева, F$, м2, калориферной установки:
F!)=F"at5-ii.	(2.60)
10.	Определяем запас поверхности нагрева калориферной установки, %
Ф = №-^)100/^.	(2.61)
Запас поверхности нагрева должен быть не более 10%. При избыточ-
ном тепловом потоке более 10% следует применить другую модель или
номер калорифера и произвести повторный расчет.
11.	Определяем аэродинамическое сопротивление калорифера по мас-
совой скорости воздуха из табл. 2.29, 2.30. В зависимости от схемы уста-
новки калориферов по воздуху, определяем их общее аэродинамическое
сопротивление ЛРК, Па.
12.	Гидродинамическое сопротивление калорифера проходу воды
^Fmpi кПа,
ЬРтр=Ау1р,	(2-62)
где А — коэффициент, принимаемый по табл. 2.28.
Гидравлическое сопротивление установки определяем умножением
сопротивления одного калорифера на число калориферов, подключенных
последовательно по воде.
Данные для подбора воздухонагревателей КСкЗ
Таблица 2.29
vp> кг 2 м С	Коэффициент теплопередачи к, Вт/(м2-°С) при скорости движения теплоносителя по трубам vmp, м/с											Аэродинамичес- кое сопротивле- ние АРК, Па
	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1	1,2	
Воздухонагреватели КСкЗ												
1,5	24,2	26,69	28,58	29,98	31,14	32,11	32,96	33,69	34,35	34,98	36,07	12,73
2	28,8	30,27	32,41	34	35,31	36,42	37,37	38,2	38,96	39,67	40,9	21,56
2,5	31,9	33,36	35,72	37,46	38,91	40,13	41,18	42,1	42,93	43,72	45,07	32,43
3	34,6	36,13	38,68	40,58	42,14	43,47	44,6	45,6	46,5	47,35	48,82	45,3
3,5	36,1	38,65	41,39	43,42	45,09	46,51	47,72	48,79	49,75	50,66	52,23	60,08
4	39,5	40,98	43,88	46,03	47,8	49,3	50,59	51,72	52,74	53,71	55,37	76,73
4,5	41,6	43,12	46,18	48,44	50,3	51,89	53,24	54,43	55,5	56,52	58,27	95,2
5	43,7	45,16	48,35	50,72	52,68	54,33	55,75	57	58,12	59,19	61,02	115,47
5,5	45,6	47,08	50,41	52,88	54,92	56,65	58,13	59,42	60,6	61,71	63,62	137,5
6	47,4	48,91	52,38	54,94	57,06	58,85	60,39	61,74	62,95	64,11	66,1	161,26
6,5	49,1	50,66	54,24	56,9	59,09	60,95	62,54	63,93	65,2	66,39	68,45	186,73
7	51,8	52,32	56,03	58,77	61,03	62,95	64,6	66,04	67,34	68,58	70,7	213,89
Данные для подбора воздухонагревателей КСк4
Таблица 2.30
vp, кг М2С	Коэффициент теплопередачи к, Вт/(м2>оС) при скорости движения теплоносителя по трубам v„p, м/с											Аэродинамичес- кое сопротивле- ние Д7\, Па
	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1	1,2	
Воздухонагреватели КСк4												
1,5	22,3	24,11	25,73	26,94	27,91	28,72	29,44	30,09	30,66	31,19	32,12	17,68
2	26	27,79	29,66	31,06	32,18	33,11	33,94-	34,7	35,34	35,96	37,03	28,88
2,5	29,3	31,05	33,13	34,7	35,94	36,99	37,91	38,76	39,48	40,16	41,37	42,24
3	32,3	33,98	36,27	37,98	39,35	40,49	41,5	42,42	43,21	43,96	45,28	57,65
3,5	35	36,68	39,15	41	42,47	43,71	44,8	45,79	46,65	47,46	48,88	74,97
4	37,6	39,21	41,84	43,82	45,39	46,71	47,88	48,94	49,86	50,72	52,24	94,15
4,5	39,9	41,57	44,37	46,65	48,13	49,53	50,77	51,9	52,87	53,78	55,39	115,08
5	42,1	43,8	46,74	48,96	50,71	52,18	53,49	54,68	55,7	56,66	58,36	137,73
5,5	44,2	45,91	49	51,31	53,15	54,7	56,06	57,31	58,88	59,39	61,17	162,03
6	46,2	47,94	51,16	53,58	55,5	57,12	58,54	59,84	60,96	62,02	63,88	187,94
6,5	48,2	49,87	53,22	55,74	57,74	59,42	60,9	62,26	63,42	64,52	66,45	215,42
7	51	51,74	55,22	57,88	59,91	61,65	63,19	64,59	65,8	66,94	68,95	244,45
164	Глава II
165
ПРИМЕР 2.15. Подобрать калорифер для нагревания L= 6800 м3/ч
воздуха. Теплоноситель - перегретая вода с параметрами 4ор=150°С;
^=70°С. Проектируемое здание расположено в г. Минске.
Расчётная температура наружного воздуха в холодный период для г.
Минска (параметр Б) Г„=-24°С (пример 2.1).
На основании расчета воздухообмена (пример 2.9) и воздухораспреде-
ления (пример 2.12) определена температура приточного воздуха 1пр— 13°C.
Учитывая нагрев воздуха в вентиляторе (формула 2.25) на 1°С, воздух в ка-
лориферах необходимо подогревать до температуры 4=^ - 1 = 13 - 1 = 12°С.
1.	Расход теплоты, необходимой для нагревания приточного воздуха:
Q = 0,28 • 6800 • 1,005 • 1,238 • (12 + 24) = 85280 Вт.
Плотность воздуха при tk= 12°С; р = 353/(273+12) = 1,238 кг/м3.
2.	Задаемся массовой скоростью vp = 7 кг/(м2-с) и находим площадь
фронтального сечения калориферной установки для прохода воздуха:
// = 6800-1,2/(3600-7) =0,32 м2.
3.	Принимаем к установке КСк 3-7 (табл. 2.28):
= 0,33 м2; fmp=0,000846 м2;	= 16,34 м2.
4.	Находим действительную массовую скорость.
v/j=6800-1,2/(3600-0,33) =6,9 кг/(м2-с).
Находим расход воды в калориферной установке:
Q	85280
0,28-с^-/^) 0,28-4,19(150-70) 909 кг/ч;
909	_0, ,
Vmp 0,000846-3600-1000	’
По найденным значениям vp и vmp по табл. 2.29 находим коэффици-
ент теплопередачи калорифера:
КСкЗ-7 ур = 6,9кг/(м2-с); v,
5.	Определяем требуемую поверхность нагрева:
•	— tzop + ^обр — 150 + 70 _ 1оС.
’тр = 0,3 м/с; к-55 Вт/(м2-°С).
лир
~24 + 12 _	.
ср~ 2 “	2	’
„	1,1-85280 лл _ 2
Fnv 55 (110 + 6) 1 ’7 “ ’
6. Определяем общее число устанавливаемых калориферов
n'=Fmp!Fr6= 14,7/16,34 = 0,89;
166
Глава II
Fd= 16,34-1 = 16,34 м2.
7. Запас поверхности нагрева калорифера
16 34-14 7
(p = AO^7VV .100 = 11%.
Аэродинамическое сопротивление калорифера определяем из табл. 2.29
при vp = 6,9 кг/(м2-с)
ДР*=208 Па.
Гидравлическое сопротивление калорифера КСкЗ-7 определяем при
vmp - 0,3 м/с; А -12,97 (табл. 2.28)
ДРт;,= 12,97 0,32= 1,17 кПа.
Теплообменники-утилизаторы
При проектировании систем вентиляции помещений целесообразно
рассматривать вопрос использования вторичных тепловых ресурсов для
подогрева воздуха в приточных установках. В этом случае в качестве вто-
ричных источников теплоты рассматриваются:
-теплота воздуха, удаляемого системами общеобменной вентиляции,
кондиционирования воздуха и местных отсосов;
-	теплота потоков жидкостей и газов от технологических установок.
Во всех случаях необходимо оценивать экономическую целесообраз-
ность применения вторичных энергоресурсов для подогрева приточного
воздуха (см. подраздел «Кондиционирование воздуха...») и возможность
их технической реализации. Возможность утилизации теплоты нагретых
газов и жидкостей может ограничиваться находящимися в их составе аг-
рессивными и взрывопожароопасными примесями, а также по санитарно-
гигиеническим показателям.
Применяемые в вентиляции и кондиционировании воздуха утилизато-
ры теплоты удаляемого воздуха подразделяются на четыре типа:
-	перекрестноточные и противоточные рекуперативные теплообменники
пластинчатого типа;
-	регенеративные теплообменники с вращающейся насадкой;
-	теплообменники-утилизаторы с промежуточным теплоносителем;
-	теплообменники-утилизаторы на тепловых трубках.
Эффективность работы теплообменников утилизаторов оценивается в
практике проектирования температурным коэффициентом эффективности
£. Для холодного периода
g _ ^вх.вн ^вых.вн	(2.62)
^вх.вн ^вх.нар
где iex. вн - температура на входе в утилизатор внутреннего или иного по-
ступающего на утилизацию теплоты воздуха или газа;
tebtx««-температура на выходе из утилизатора этого же потока;
t«x.Hap~ температура наружного воздуха на входе в утилизатор.
167
Представленный на схеме (рис. 2.14) пластинчатый перекрестноточ-
ный рекуперативный теплообменник утилизатор, оборудован поддоном для
сбора конденсата и сепаратором для улавливания капель конденсата на
выходе наружного и удаляемого воздуха. На входе приточного воздуха
предусмотрена установка клапана, регулирующего расход наружного воз-
духа. Необходимость установки поддона и сепаратора в каждом конкрет-
ном случае определяется путем построения процессов утилизации теплоты,
а в теплый период года - холода, в I-d диаграмме.
Рис. 2.14. Схема теплообменников-утилизаторов
пластинчатого перекрестноточного рекуперативного, с вращающейся
насадкой и с промежуточным теплоносителем
1 - вращающаяся насадка; 2 - щит управления; 3 - привод ротора; 4 - поддон для
сбора конденсата; а - теплообменник-утилизатор с промежуточным теплоносителем
168
Глава II
В теплообменниках-утилизаторах с вращающейся насадкой возможен
обмен между удаляемым и приточным воздухом, однако он имеет самую
высокую эффективность, £ < 0,83, изменение которой возможно путем из-
менения скорости вращения ротора.
Утилизаторы с промежуточным теплоносителем позволяют полно-
стью исключить обмен между приточным и удаляемым воздухом. Они
состоят из двух теплообменников газ-жидкость, соединяющей их трубо-
проводной системы и насоса. Применяются при раздельном размещении
ПУ и ВУ или при утилизации теплоты технологических газов. Имеют
самое низкое значение коэффициента эффективности, £<0,55. Теплооб-
менники-утилизаторы на тепловых трубках применяются в установках
фирмы «Альтернатива», г. Брест.
Более подробные сведения об утилизации теплоты уходящих газов
приведены в подразделе «Кондиционирование воздуха...» и в специальной
литературе.
Вентиляторы
Приточные и вытяжные системы с механическим побуждением в основ-
ном оборудуются радиальными вентиляторами общего назначения. Выбор
вентилятора необходимо производить по каталогам заводов-изготовителей,
при выполнении курсового проекта можно пользоваться справочной лите-
ратурой [19].
Вентиляторы подбираются по сводному графику и аэродинамическим
характеристикам при известных величинах производительности и полного
давления. Величина полного давления, Рв, Па,
Рв = 1,1 {^Рсети +	(2.63)
где кРсети - потери давления в сети воздуховодов, Па;
ЬРобор - потери давления в вентиляционном оборудовании (фильтре,
калорифере, теплоутилизаторе и др.).
Производительность вентилятора определяется по количеству пода-
ваемого или удаляемого вентиляционной системой воздуха с учетом потерь
и подсосов через неплотности в воздуховодах и элементах системы. Эта
поправка оценивается в 10% при длине воздуховодов до 50 м и в 15% при
длине более 50 м.
Производительность вентилятора Le= 1,1-1,15£селги, м3/ч.
При подборе вентиляторов необходимо стремиться к тому, чтобы их
КПД имел максимальное значение и находился в пределах rj > 0,9т]П1ах. В
таком случае вентилятор будет работать в экономичном режиме.
При подключении вентилятора к сети воздуховодов желательно, чтобы
ближайшее местное сопротивление на всасывании было на расстоянии не
менее 5d0, а на нагнетании не менее ЗД», где do - диаметр всасывающего
отверстия вентилятора, а Дг - гидравлический диаметр. При этом/£>-4/777,
где F и П площадь и периметр выходного отверстия вентилятора. Если ус-
ловия о местных сопротивлениях не выполняются, то необходимо произве-
169
сти расчет дополнительных потерь давления вблизи вентилятора и учесть
это при подборе [19].
Вентиляторы выбирают в следующем порядке: по значениям произво-
дительности Le и полного давления Рв на сводном графике, находят точку
пересечения координат L- Р. Если точка не попадает на «рабочую» харак-
теристику, то ее относят на ближайшую (вверх или вниз) и пересчитывают
вентиляционную систему на новое давление. Далее уже по индивидуаль-
ным аэродинамическим характеристикам, по принятым Le и Рв, находим
частоту вращения рабочего колеса вентилятора, КПД, потребляемую мощ-
ность. При подборе необходимо отдавать предпочтение тому вентилятору,
у которого наиболее высокий КПД, относительно небольшая окружная
скорость, а число оборотов колеса позволяет соединить с электродвигате-
лем на одном валу. Требуемую мощность на валу электродвигателя, кВт,
определяют по формуле:
3600-1021 т]в т]л ’
(2.64)
где Le - расход воздуха, принимаемый для подбора вентилятора, м3/ч;
Рв - расчетное сопротивление сети, Па;
т]в - коэффициент полезного действия вентилятора в рабочей точке;
т|л - коэффициент полезного действия передачи, ця = 1 - для непосред-
ственной насадки колеса вентилятора на вал электродвигателя;
ц„ = 0,98 - для соединения вала вентилятора и электродвигателя с по-
мощью муфты;
т]„ = 0,95 - для ременного привода с клиновыми ремнями.
Установочную мощность электродвигателя Nv, кВт, находят по формуле:
Ny=K3N,	(2.65)
где К3 - коэффициент запаса мощности.
Коэффициент запаса мощности:
/С, = 1,5 при Nv <0,5 кВт; К3 = 1,3 при Nv - 0,51 -1 кВт;
К3 = 1,2 при Nv= 1-2 кВт; К3-1,15 при Ny = 2-5 кВт;
К3 = 1,1 при Nv > 5 кВт.
ПРИМЕР 2.16. Подобрать вентилятор и электродвигатель для приточ-
ной системы. Расход воздуха в сети £сети = 6800 м3/ч. Потери давления в
сети, определенные на основании аэродинамического расчета воздухово-
дов, &Рсети = 230 Па; потери давления в фильтрах = 143 Па (пример
214); потери давления в калорифере Д/\ = 208 Па (пример 2.15).
Производительность вентилятора
Le = 1 ,\Lcemu =1,1- 6800 = 7480 м3/ч.
Развиваемое полное давление вентилятора
Рв = 1,1 (ДРсетиа+ ЫРФ+ &РК} = 1,1 • (230 + 143 + 208) = 640 Па.
170
Глава II
Согласно каталогу ОАО «МОВЕН» принимаем вентилятор общего на-
значения низкого давления ВР 86-77-6,3 с диаметром рабочего колеса
D=	КПД т]в - 0,8 при максимальном КПД г]макс= 0,815; частотой
вращения рабочего колеса «=935 об/мин, установленном на одном валу с
электродвигателем мощностью 77= 2,2 кВт.
Проверяем требуемую мощность на валу электродвигателя:
Лг LePe	7480 • 640	«
N =-------—-------=---------------= 1,63 кВт.
3600-1020  т]вт]и 3600 1020 -0,8 4
С учетом запаса К3 = 1,2
Ny= К3-77 = 1,24,63 = 1,96 кВт.
Требуемая мощность электродвигателя с учетом запаса меньше мощ-
ности принятого электродвигателя.
2.1.9.	Глушители шума
Источниками шума в вентиляционных системах являются работающий
вентилятор, электродвигатель, воздухораспределители, воздухозаборные
устройства.
По природе возникновения различают аэродинамический и механиче-
ский шум. Аэродинамический шум вызывается пульсациями давления при
вращении колеса вентилятора с лопатками, а также за счет интенсивной
турбулизации потока. Механический шум возникает в результате вибрации
стенок кожуха вентилятора, в подшипниках, в передаче.
Для вентилятора характерно существование трех независимых путей
распространения шума: по воздуховодам на всасывании, по воздуховодам
на нагнетании, через стенки кожуха в окружающее пространство. В при-
точных системах наиболее опасным является распространение шума в
сторону нагнетания, в вытяжных - в сторону всасывания. Уровни звуко-
вого давления по этим направлениям, измеренные в соответствии со
стандартами, указываются в паспортных данных и каталогах вентиляци-
онного оборудования.
Для уменьшения шума и вибрации проводится ряд предупредительных
мер: тщательная балансировка рабочего колеса вентилятора; применение
вентиляторов с меньшим числом оборотов (с лопатками, загнутыми назад и
максимальным КПД); крепление вентиляторных агрегатов на виброоснова-
ниях; присоединение вентиляторов к воздуховодам с помощью гибких
вставок; обеспечение допустимых скоростей движения воздуха в воздухо-
водах, воздухораспределительных и воздухоприемных устройствах.
Если перечисленных мероприятий недостаточно, для снижения шума в
вентилируемых помещениях применяют специальные шумоглушители.
Шумоглушители бывают трубчатые, пластинчатые и камерного типа.
Трубчатые глушители выполняются в виде прямого участка металли-
ческого воздуховода круглого или прямоугольного сечения, облицованного
171
изнутри звукопоглощающим материалом, применяются при площади сече-
ния воздуховодов до 0,25 м2.
При больших сечениях применяются пластинчатые глушители, основ-
ным элементом которых является звукопоглощающая пластина - металли-
ческая перфорированная по бокам коробка, заполненная звукопоглощаю-
щим материалом. Пластины устанавливаются в прямоугольном кожухе.
Шумоглушители обычно устанавливаются в приточных механических
системах вентиляции общественных зданий со стороны нагнетания, в вы-
тяжных системах - со стороны всасывания. Необходимость установки шу-
моглушителей определяется на основании акустического расчета вентиля-
ционной системы. Методика расчета изложена в справочнике [18].
Смысл акустического расчета:
1)	устанавливается допустимый уровень звукового давления для дан-
ного помещения;
2)	определяется уровень звуковой мощности вентилятора;
3)	определяется снижение уровня звукового давления в вентиляцион-
ной сети (на прямых участках воздуховодов, в тройниках и т.п.);
4)	определяется уровень звукового давления в расчетной точке поме-
щения, ближе всего расположенного к вентилятору со стороны нагнетания
для приточной системы и со стороны всасывания - для вытяжной системы;
5)	сравнивается уровень звукового давления в расчетной точке поме-
щения с допустимым уровнем;
6)	в случае превышения подбирается шумоглушитель необходимой
конструкции и длины, определяется аэродинамическое сопротивление глу-
шителя.
СНиП устанавливает допустимые уровни звукового давления, дБ, для
различных помещений по среднегеометрическим частотам: 63, 125, 250,
500, 1000, 2000, 4000, 8000 Гц. Наиболее интенсивно шум вентилятора про-
является в низких октавных полосах (до 300 Гц), поэтому в курсовом про-
екте акустический расчет производится в октавных полосах 125, 250 Гц.
ПРИМЕР 2.17. Произвести акустический расчет приточной системы
вентиляции общественного здания и подобрать шумоглушитель. Ближай-
шее помещение со стороны нагнетания вентилятора - помещение конструк-
торского бюро размером 5 х 12x3,5 (А) м, объемом 210 м3, воздух поступает
через три жалюзийные решетки типа РВ размером 250 x250 мм. Скорость
выхода воздуха не превышает 3 м/с. Приточные решетки установлены на
расстоянии 0,5 м от потолка вдоль длинной стороны помещения. Расстоя-
ние между решетками I = 3 м. Воздух из решетки выходит параллельно
потолку (угол 0 = 0°) (рис. 2.15). В приточной камере установлен (см. при-
мер 2.16) радиальный вентилятор ВР 86-77-6,3 с параметрами: производи-
тельность L = 7480 м3/ч, развиваемое давление Р- 640 Па, частота вращения
и = 935 об/мин. Отклонение режима работы вентилятора от режима макси-
мального КПД - 1,5%. Размер выходного парубка вентилятора 441x441 мм.
172
Глава II
Диаметр колеса вентилятора колеса D-1,05 DHOM. Схема расчетной ветви
воздуховодов представлена на рис. 2.15.
РВ 250x250
Рис. 2.15. Схема расчетной ветви воздуховодов (к примеру 2.17)
В примере расчет ведется для полосы 125 Гц.
1) Устанавливаем допустимый уровень звукового давления для данного
помещения по табл. 2.31. Для помещения конструкторского бюро Ldon - 56 дБ.
2) Определяем октавный уровень звуковой мощности аэродинамиче-
ского шума вентилятора, излучаемого в вентиляционную сеть со стороны
нагнетания, дБ, по каталогу завода-изготовителя или по формуле
L°Km =£ + 201gP + 101ge + 6-AL1 +Д£2,
(2.66)
где L - критерий шумности вентилятора на стороне нагнетания L =33 дБ
(табл. 2.32);
Р - полное давление вентилятора, Па, Р=640 Па;
Q - производительность вентилятора, м3/с, Q =£/3600 = 7480/3600 =
= 2,08 м3/с;
5 - поправка на режим работы вентилятора; если вентилятор подобран
с максимальным КПД или отклонение от не > 10%, то 5 = 0; если
отклонение от r|^c до 20%, 5 = 3 дБ;
173
ДЛ1 - поправка, учитывающая распределение звуковой мощности по
октавным полосам, дБ, АЛ] =4 дБ, (табл. 2.33);
АА2 - поправка, учитывающая присоединение воздуховода, дБ;
Д£2 = 3 дБ (табл. 2.34).
Таблица 2.31
Допустимые уровни шума систем вентиляции с 7 до 23 час
Помещения	Октавная полоса, Гц	
	125	250
1. Палаты больниц, операционные	43	53
2. Кабинеты врачей	34	26
3. Классные помещения, аудитории, конференц-залы, читальные залы, зрительные залы	47	40
4. Жилые комнаты квартир, жилые помещения домов отдыха, пансионатов, спальные комнаты, номера гостиниц, общежития	52	44
5. Залы кафе, ресторанов, столовых	61	54
6. Торговые залы магазинов	65	58
7. Конструкторские бюро, проектные залы, программисты	56	49
8. Помещения управления, рабочие комнаты	65	59
Таблица 2.32
Критерий шумности вентилятора L на нагнетании, дБ
Тип вентилятора	Номер	Диаметр колеса	Критерий шумности на нагнетании
ВЦ4-70, ВЦ4-75	2,5; 3,2; 4; 5; 6,3;	90-100	33
	8; 10; 12,5; 16	105	36
ВЦ4-76	8; 10; 12; 16	100	30
Таблица 2.33
Значение поправки A£j, дБ
Тип и номер вентилятора	Частота вращения, об/мин	Октавная полоса, Гц	
		125	250
ВЦ4-70, ВЦ4-75	930-1120	5	7
Jfe 2, 5, 3,2; 4	1370-1700	5	5
ВЦ4-70, ВЦ4-75	350-450	6	9
№5; 6,3; 8; 10; 12,5	460-600	5	8
	635-800	4	7
174
Глава II
Таблица 2.34
Значения поправки АГ2, дБ
Диаметр воздуховода (патрубка) или ->Г из пло- щади поперечного сечения конца прямоугольного воздуховода или решетки, мм	Октавная полоса, Гц	
	125	250
100	15	9
125	13	7
140	12	6
160	11	5
180	10	4
200	9	4
225	8	3
250	7	2
280	6	2
315	5	2
350	4	1
450	3	0
500, 560, 630	2	0
Подставляя найденные значения, получим:
L™ = 33 + 201g 640+ 101g(7480/3600) + 0-4 + 3=91 дБ.
3)	Определяем снижение звуковой мощности в элементах вентиляци-
онной сети ( рис. 2.15), дБ
Мжт =у ла. ,	(2.67)
LXL,cemu ^L^L,icemu’	v 7
где ^^Licemu- сумма снижений уровня звукового давления в различных
элементах сети воздуховода до входа в расчетное помещение.
Участок 1. Снижение уровня звуковой мощности в прямом участке ме-
таллического воздуховода 450x450 мм длиной 5 м: 0,6x5=3 дБ (табл. 2.35);
в прямоугольном плавном повороте шириной 450 мм - 0 дБ (табл. 2.36).
Таблица 2.35
Снижение уровней звуковой мощности в металлических
воздуховодах прямоугольного сечения (на 1 пог. метр), дБ
Эквивалентный диаметр, мм	Октавная полоса, Гц	
	125	250
75-100	0,6	0,45
210-400	0,6	0,6
410-800	0,6	0,6
810-1600	0,3	0,15
175
Таблица 2.36
Снижение уровня звуковой мощности в необлицованных
прямоугольных поворотах
Ширина поворота, мм	Снижение уровня звуковой мощности при среднегеометрических частотах октавных полос, Гц				
	63	125	250	500	1000
125	0	0	0	1	5
250	0	0	1	5	7
500	0	1	5	7	5
1000	1	5	7	5	3
Снижение звуковой мощности в металлических необлицованных воз-
духоводах круглого сечения можно не учитывать.
Снижение октавных уровней звуковой мощности в разветвлении, дБ
ДА, = 101g
F • • tn -4
1 ome.i
(2.68)
где mn - отношение площадей сечений воздуховодов тп = FMaz /^Fomei\
Fome.i - площадь сечения воздуховода ответвления, м ;
Рмаг - площадь сечения воздуховода перед ответвлением, м2;
- суммарная площадь поперечных сечений воздуховодов ответ-
влений, м2.
Узлы разветвлений для вентиляционной системы (рис. 2.15) показаны
на рис. 2.16.
Узел I
Рис. 2.16. Узлы разветвлений воздуховодов
Для тройника-поворота (узел 1, уч.2; рис. 2.15 и 2.16)
т„ =--|2^^_ = о,88;
4002+5002
ДА; = 101g
0,41-(0,88+ 1)2
0,25-0,88-4
= 2,2 дБ.
Для тройника-поворота (узел 2, участок 3, рис. 2.15 и 2.16)
5002
4002 +2002
= 1,25; Ы1р =101g
0,2-(1,25 + 1)2
0,04 1,25-4
= 7,0 дБ.
176
Глава II
Участок 5. Два поворота размером 140x270 мм под прямым углом
Д£„ = 0 (табл. 2.36). Потери звуковой мощности в кирпичном канале можно
не учитывать. Потери звуковой мощности в результате отражения звука от
приточной решетки для частоты 125 Гц - 10 дБ (табл. 2.37).
Таблица 2.37
Снижение уровня звуковой мощности в результате отражения
звука от открытого конца воздуховода или решетки в помещении, дБ
Диаметр воздуховода или из площади прямоугольного воздуховода или решетки	Октавная полоса, Гц	
	125	250
140	15	9
160	14	8
180	13	7
200	12	6
225	И	5
250	10	4
280	9	4
315	8	3
350	7	2
400	6	2
450	5	2
500	4	2
Суммарное снижение уровня звуковой мощности в вентиляционной
сети до расчетного помещения в октавной полосе 125 Гц:
MX, = ЕMtamu =3+2,2+7 +10 = 22,2 дБ.
4)	Определяем октавные уровни звукового давления в расчетной точке
помещения. При объеме помещения более 120 м3 и проникании шума в по-
мещении через несколько воздухораспределителей (решеток) одной вентиля-
ционной системы, октавные уровни звукового давления в помещении, дБ, [18]
г окт _ токт _ ктокт
~	^^сети
mi чг ф1 4и
1Й4го;2 В
(2.69)
где Ф, - коэффициент направленности, определяется по рис. 2.18;
г, - расстояние от геометрического центра источника шума до расчет-
ной точки (РТ) для z-го воздухораспределительного устройства (решет-
ки). В проекте для первой по ходу воздуха решетки г,=3 м (рис. 2.17);
т - число воздухораспределительных устройств (решеток), ближай-
ших к расчетной точке, от одной системы вентиляции (т.е. решеток,
для которых г, < 5гиын, здесь гиин - расстояние, м, от расчетной точки до
177
центра ближайшей решетки, ^«=^=3 м (см. рис. 2.17). В данном при-
мере т=3;
п - общее число воздухораспределителей (решеток) одной вентиляци-
онной системы в расчетном помещении. В нашем случае п = 3;
В - постоянная помещения, м2.
Рис. 2.17. К определению расстояний от источника шума в помещении
до расчетной точки (РТ)
Постоянную помещения в октавных полосах частот следует опреде-
лять по формуле
В=Яюоо- Ц,	(2.70)
где 51оо<) - постоянная помещения, м2, на среднегеометрической частоте
1000 Гц, для помещений общественных зданий 5юоо можно принимать
равной V! 6, где V — объем помещения м3;
ц - частотный множитель, по табл. 2.38 ц = 0,62.
Таблица 2.38
Частотный множитель р,
Объем помещения, Г, м3		Октавная полоса, Гц	
		125	250
	<200	0,75	0,7
	200-1000	0,62	0,64
	> 1000	0,5	0,55
При объеме помещения Г=210м3, Вюоо = 210/6 = 35 м2. Тогда
В=35 • 0,62 = 21,7 м2.
Для среднегеометрической частоты f= 125 Гц, при y]Fpeiu = д/250-250 =
=0,25 м и 0 = 0° (выход воздуха из решеток под потолком, решетки распо-
ложены по варианту 4, рис. 2.18а), коэффициент направленности Ф, = 7,0
(Рис. 2.186).
178
Глава II
Произведение частоты звука на размер	, Гц-м
Рис. 2.18. Схема возможного размещения вентиляционных отверстий
(решеток) (а) и кривые коэффициента направленности излучения Ф
источника шума (б) [18]
Подставляя в формулу L°nK0™ найденные величины, получим:
f 70	7 0	7 0	4-3 'I
L°™ =91-22,2 + 101g -=60дБ.
1^4-3,14-32 4-3,14-4,22 4-3,14-6,72 21,7J
5)	Требуемое снижение октавного уровня звукового давления:
^7 = «-«+101gnc,	(2.71)
где пс - в этом случае число вентиляционных систем с механическим по-
буждением, обслуживающих расчетное помещение, пс = 2 (одна приточная
и одна вытяжная).
Тогда I™ = 60-56 + 101g2 = 7 дБ.
Для небольших помещений объемом до 120 м3 и при расположении рас-
четной точки не менее чем на 2 м от решетки (плафона) средний по помеще-
нию октавный уровень звукового давления, дБ, можно определять по формуле:
«=^"”-Д^Х-Ю1ёВ + 6.	(2.72)
179
6)	Подбор шумоглушителя.
Для выбора типа глушителя определяем его свободное сечение, м2
v^-3600’
(2.73)
где L - производительность вентиляционной системы (L = 7480 м3/ч);
Vdon - допускаемая скорость в свободном сечении глушителя, м/с,
уаоя принимается в зависимости от допустимого уровня звука в поме-
щении Ldon.
%™, дБ 30 40 50 55
vdo„, м/с 4	6	8	10
При F™ > 0,25 м2 следует применять пластинчатые глушители. Опти-
мальная толщина пластин составляет 200 мм, расстояние между пластина-
ми так же 200 мм (А).
Принимаем к установке два пластинчатых глушителя ГП1-2 с площадью
свободного сечения = 0,3 м2, размером 1200x500 (Л), длиной £=1м.
Устанавливаем их последовательно длиной 2 м. Снижение уровня звуково-
го давления для частоты 125 Гц составит =7 дБ (табл. 2.39).
Таблица 2.39
Снижение уровня звуковой мощности пластинчатыми
глушителями при толщине пластин и расстоянии между ними
200 мм и факторе свободной площади 50%, дБ
Площадь свободного сечения, м2	Размеры, мм		Длина глушителя, м	Октавная полоса со средне- геометрической частотой, Гц	
	ширина	высота		125	250
1	2	3	4	5	6
0,2	800	500	1,0	3	12
0,3	1200		1,5	5	18
0,4	1600		2,0	7	22
			2,5	10	26
			3,0	12	30
0,4	800	1000	1,0	3	12
0,6	1200		1,5	5	18
0,8	1600		2,0	7	22
1,0	2000		2,5	10	26
			3,0	12	30
0,6	800	1500	1,0	3	12
0,9	1200		1,5	5	18
1,2	1600		2,0	7	22
			2,5	10	26
			3,0	12	30
180
Глава 1Г
Продолжение таблицы 2.39
1	2	3	4	5	6
0,8	800	2000	1,0	3	12
1,2	1200		1,5	5	18
1,6	1600		2,0	7	22
			2,5	10	26
			3,0	12	30
Примечание. По данным серии 5.904-17: Типовая документация на строительные
системы и изделия зданий и сооружений.
Как правило, длина пластинчатого глушителя не должна превышать
3-4 м. Если по расчету требуется длинна 4 м и более, следует делить глу-
шитель на две части, соединяя их воздуховодом длиной 800-1000 мм, при-
чем, на этом воздуховоде желательно установить вставку из прорезиненной
ткани длинной 250-300 мм (рис. 2.19).
Рис. 2.19. Варианты соединений пластинчатых глушителей
Трубчатые глушители (табл. 2.40) не требуют разделения на части при
4>3м.
Уточняем скорость в свободном сечении глушителя
vcd= 7480/(0,30- 3600) = 6,9 м/с.
Гидравлическое сопротивление глушителей, Па
Л 1 с Л v2
Л.=	¥р>	(2-74)
где - коэффициент местного сопротивления глушителя, принимаемый
для пластин с обтекателем £,г„ = 0,38; без обтекателя £гл = 0,5; для труб-
чатых глушителей £,-,г= 0;
X - коэффициент трения, принимаемый в зависимости от гидравличе-
ского диаметра глушителя dz.:
ds 0,1	0,2	0,4	0,6	1,0	1,5 и более
Л 0,06 0,05 0,04 0,03 0,025	0,025
181
Таблица 2.40
Снижение уровня звуковой мощности трубчатыми глушителями, дБ
Конструкция	Внутренний диаметр или сечение, мм	Длина глушителя, м	Октавная полоса со среднегеометрической частотой, Гц	
			125	250
		1,0	9	16
	200	1,5	13	21
		2,0	17	27
		1,0	8	14
	250	1,5	11	19
		2,0	15	25
		1,0	8	15
Круглое	315	1,5	11	20
сечение				
		2,0	15	27
		1,0	7	15
	400	1,5	9	19
		2,0	10	26
		1,0	5	13
	500	1,5	7	18
		2,0	9	24
		1,0	7	14
	300x200	1,5	9	19
		2,0	10	23
		1,0	6	11
	400x200	1,5	8	14
Прямоугольное		2,0	9	18
сечение		1,0	4,5	8
	400x300	1,5	6	11
		2,0	7	15
		1,0	3	7
	400x400	1,5	5	10
		2,0	6	14
Для пластинчатого глушителя гидравлический диаметр
<4 = -7ТТ = 2’2 Л5 = °.29 М-
А + h	0,2 + 0,5
где Л - расстояние между пластинами глушителя.
Гидравлическое сопротивление глушителя при Z = 0,045, р= 1,2 кг/м3
^ = 2 м
6 92
^-1,2 = 23 Па.
2
=| 0,5 + 0’^45'2
0,29
При выполнении расчетов для нескольких октавных полос удобно
пользоваться табл. 2.41.
182
Глава II
Таблица 2.41
№ пп	Определяемые величины	Усл. обозн.	Ед. изм.	Формула (источник)	Значения вели- чин в октавных полосах, Гц	
					125	250
I	Допустимый уровень шума в помещении	токт ^доп	дТ?	табл. 2.31	56	49
2	Октавный уровень звукового давления аэродинамического шума вентилятора	ТОК	дБ	Z+201gpe + +101g Q + 5— -ДД-Д^	91	85
2.1	Критерий шумности венти- лятора	L	дБ	табл. 2.32	33	33
2.2	Давление, развиваемое вен- тилятором	Ре	Па		640	640
2.3	Секундная производитель- ность вентилятора	Q	м3/с	£/3600	2,08	2,08
2.4	Поправка на режим работы вентилятора	5	дБ	[18]	0	0
2.5	Поправка, учитывающая рас- пределение звуковой мощно- сти по октавным полосам	&Li	дБ	табл. 2.33	4	7
2.6	Поправка, учитывающая присоединение воздуховода	А£2	дБ	табл. 2.34	3	0
3	И т.д. по расчету					
2.2.	Вентиляция и отопление промышленного здания
2.2.1.	Исходные данные для выполнения проекта,
оформление, выбор расчетных данных
Целью курсового проекта является рассчитать и запроектировать
системы вентиляции промышленного здания в соответствии с действую-
щими Строительными нормами и правилами (СНиП), указаниями по про-
ектированию (СН), техническими условиями (ТУ) на монтаж и эксплуата-
цию систем отопления и вентиляции.
Исходные данные для выполнения проекта: план цеха и конструктив-
ные особенности ограждений; перечень технологического оборудования,
высота цеха; название города, в котором расположено здание; ориентация
здания по сторонам света; параметры теплоносителя и др.
Пояснительная записка курсового проекта включает:
-введение (краткое описание проектируемого объекта и конструктив-
ных особенностей здания);
-	описание технологического процесса и характеристику выделяющихся
вредностей;
183
-	выбор расчетных параметров наружного и внутреннего воздуха для
холодного, теплого периодов и переходных условий;
-	теплотехнический расчет ограждающих конструкций и расчет тепло-
потерь здания;
-	определение количества вредностей (теплоты, влаги и вредных ве-
ществ), поступающих в помещение, для трех периодов года;
-	составление теплового баланса и выбор системы отопления;
-	определение типа и производительности местных отсосов от техноло-
гического оборудования;
-	определение воздухообмена по вредностям;
-	расчет раздачи приточного воздуха;
-	аэродинамический расчет одной приточной и одной вытяжной системы;
-	подбор вентиляционного оборудования (фильтра, калорифера, венти-
лятора);
-	расчет воздушно-тепловой завесы.
В графической части должны быть представлены: план и разрез здания
с нанесением технологического оборудования и систем вентиляции; аксо-
нометрические схемы рассчитанных систем; план и разрез приточной ка-
меры с нанесением оборудования, его спецификация.
План цеха с нанесением воздуховодов, технологического и вентиляци-
онного оборудования выполняется в М 1:100; М 1:200. На план наносят на-
звания помещений, номера позиций технологического оборудования, мест-
ные отсосы, обозначение вентиляционных систем. В соответствии с ГОСТ
[27] приняты следующие обозначения: П - приточная система с механиче-
ским побуждением; В - вытяжная система с механическим побуждением;
ПЕ - приточная система с естественным побуждением; BE - вытяжная сис-
тема с естественным побуждением; У - воздушные завесы, А - агрегаты ото-
пительные. К обозначениям добавляют порядковый номер системы, напри-
мер: П1, П2, Bl, ВЕ1, АЗ, У2. Элементы и оборудование систем вентиляции
вычерчиваются в масштабе в виде упрощенных графических изображений.
Фасонные части воздуховодов приведены на рис. 2.20 и 2.21.
Контуры воздуховодов и отопительно-вентиляционного оборудования
изображают на плане сплошными толстыми основными линиями; строи-
тельные конструкции - сплошными тонкими; невидимые контуры шахт,
Дефлекторов, крышных вентиляторов - утолщенными штрих-пунктирны-
ми, подпольные каналы и приямки - штриховыми линиями. На планы и
разрезы наносят координатные оси здания и расстояния между ними.
Кроме того, наносят отметки чистых полов этажей и основных площа-
док; привязки к координатным осям или элементам строительных конструк-
ции вентиляционных установок, воздуховодов, технологического оборудо-
вания, диаметры воздуховодов и сечений каналов, категории производств по
взрывной и пожарной опасности (в прямоугольнике 5x8 мм), наименование
помещений и категорию производств допускается приводить в экспликации
помещений. Примеры оформления планов и разрезов помещений с нанесе-
нием отопительно-вентиляционных систем представлены на рис. 2.23-2.25.
184
Глава II
Рис. 2.21. Унифицированные
детали прямоугольных воз-
духоводов: прямой тройник
Рис. 2.20. Унифицированные детали круглых
воздуховодов
а, б, в - тройники для систем вентиляции общего
назначения; г - тройник для систем аспирации; д —
отвод для систем вентиляции общего назначения;
е - отвод для систем аспирации
Рис. 2.22. Схема воздуховодов приточной установки П2
185
План 2-2
12000
Рис. 2.23. Фрагмент плана цеха (2-2) с нанесением вентиляции и отопления
186
Глава II
План 3-3
12000
Рис. 2.24. Фрагмент плана цеха (3-3) с нанесением вентиляции и отопления
187
Разрез 1-1
Рис. 2.25. Разрез 1—1 с нанесением вентиляции
188
Глава II
Чертеж приточной (вытяжной) вентиляционной установки (план и раз-
резы) выполняют в масштабе 1:100 или 1:50 (рис. 2.26).
Схемы воздуховодов вентиляционных систем вычерчивают одной
сплошной линией в аксонометрической проекции с соблюдением масшта-
ба. При накладке линий допускаются разрывы, которые обозначаются
строчными буквами и соединяются точечной связкой.
На расчетных схемах в пояснительной записке дополнительно про-
ставляют номера и длины участков.
Расчетные параметры наружного и внутреннего воздуха принимаются
в соответствии с нормативными документами (см. подраздел 2.1.2).
Рис. 2.26. Приточная установка П1
2.2.2.	Расчет теплопоступлений, составление тепловых
балансов и выбор системы отопления
Избыточная теплота определяется как сумма теплопоступлений от лю-
дей, искусственного освещения, электродвигателей, нагретого оборудова-
ния, остывающих материалов, через заполнения световых проемов, через
массивные ограждающие конструкции и др.
189
Теплопоступления от людей, искусственного освещения, за счет сол-
нечной радиации через заполнение световых проемов и массивные ограж-
дающие конструкции (наружные стены и покрытие), рассматриваются в
разделе 2.1.3.
Теплопоступления от электродвигателей, установленных в общем
помещении, и приводимого ими в действии оборудования, Вт, при значе-
нии коэффициента полноты загрузки кп= 1, находят по формуле:
Qde = 1 000///1 - т] + ед)кс,	(2.75)
где Ny - установочная мощность электродвигателей, кВт;
г| - КПД электродвигателя; т| = 0,7-0,8 при мощности двигателя
0,5-3 кВт, ц = 0,82-0,85 при мощности двигателя 3,1-10 кВт;
кт - коэффициент перехода теплоты в помещение. кт = 1 для металло-
режущих станков без охлаждения эмульсией режущего инструмента, с
охлаждением кт = 0,9 [26];
кс - коэффициент спроса на электроэнергию; кс = 0,2 для металлоре-
жущих станков, кс = 0,5 - для сварочного, деревообрабатывающего
производства.
Теплопоступления от оборудования, обогреваемого с помощью элек-
тричества (электрических нагревательных печей, сушил, ванн и др.), Вт
6^=1000#/,,	(2.76)
где Nv - установочная мощность оборудования, кВт;
ki - коэффициент, учитывающий долю теплоты, поступающей в по-
мещение [21].
Теплопоступления от оборудования, обогреваемого за счет сжигания
топлива, Вт
Qo6=Qi28BQp *2п,	(2.77)
где В - расход топлива, кг/ч;
теплотворная способность топлива, кДж/кг;
к2 - коэффициент, учитывающий долю теплоты, поступающую в по-
мещение [21];
Т| - коэффициент неполноты сгорания топлива.
Теплопоступления при ручной сварке от одного электросварочного
поста принимают 4600 Вт, а от поста газовой сварки - 10000 Вт [28]. При
этом следует помнить, что при установке местного отсоса 70% теплоты и
других вредностей удаляется из помещения.
Теплопоступления от нагретых поверхностей, Вт
QH.n = Qn + QK-	(2.78)
Количество теплоты, поступающей за счет конвективного теплообмена
QK=aK(tn-te)F,	(2.79)
190
Глава Н
где ак - коэффициент теплоотдачи конвекций, Вт^м^С);
t„, te - температура нагретой поверхности и окружающего воздуха, °C;
F- поверхность теплоотдачи, м2.
Коэффициент теплоотдачи ак для вертикальной поверхности
OLK = 1,66 A,,	.
Л	л	ч	о
(2.80)
Для горизонтальной поверхности, обращенной вверх, значение чис-
ленного коэффициента - 1,86.
Теплоотдачу излучением можно определить:
О	п
й4юо
(2.81)
где Спр - приведенный коэффициент лучеиспускания, в практических рас-
четах Сир=4,64 Вт/(м2К4).
Температуру нагретой поверхности t„, °C, следует принимать не более
45°С [15].
Теплопоступления через загрузочные отверстия печей, Вт
Со». =	,	(2.82)
где - коэффициент диаграфмирования, зависящий от отношения наи-
меньшего размера отверстия h (обычно это высота отверстия) и тол-
щины стенки печи 5;
Тпч - температура внутри печи, °К;
Fотв - площадь отверстия, м2;
Z - количество минут за 1 час, в течение которых отверстие открыто.
Для прямоугольных отверстий при Л/6 = 1	=0,6; при Л/5 =1,5	=
= 0,7. Для квадратного и круглого отверстия соответственно Xome = 0,5 и 0,6;
Если над печью имеется зонт, перекрывающий ее в плане, в расчете
теплоотдачи учитывается только лучистая теплота от боковых стенок. Теп-
ловыделения пода в расчет можно не принимать.
Тепловыделения от зонта Q3, Вт, над горячими источниками вредно-
стей находят по уравнению [12]:
Q3 kF3(Icm
(2.83)
где к - коэффициент теплопередачи укрытия, к = 4,64 Вт/(м2-°C);
F3 - площадь поверхности зонта, м2;
1СЛ< - температура смеси газов и воздуха под зонтом.
При удалении воздуха с помощью механической вентиляции tCM не бо-
лее 150°С, естественной - не более 350°С [6].
191
ПРИМЕР 2.18. Определить теплопоступления от печи. Площадь вер-
тикальной поверхности Feep = 10 м2, горизонтальной Fsop-2 м2; температура
внутри печи /ич=1000°С, температура нагретой поверхности /„=45°С. Раз-
мер загрузочного отверстия 0,5 х 0,5 м; Fome=0,25 м2; Z= 15 мин.; 5 = 0,4 м;
4=20°С.
Теплопоступления от нагретой вертикальной поверхности
0% = 1,66 $45 -20/ +4,64
г 273+45?
< ЮО J
•10 = 5900 Вт.
Теплопоступления от нагретой горизонтальной поверхности

1,86 $45-20/ +4,64
f 273+ 45 У
t 100 J
•2 = 1210 Вт.
Теплопоступления через загрузочное отверстие (при соотношении
Л/5 = 0,5/0,4 = 1,25 для квадратного отверстия XOOTff = 0,57)
/п п л ал г\ 273 + 1000^ 15 лалл
0отв =0,57 • 4,64 • 0,251-—--I • — = 4340 Вт.
Теплопоступления от печи £?о^ = 5900 + 1210 + 4340= 11450 Вт.
Выше были рассмотрены статьи теплопоступлений, наиболее часто
встречающиеся при выполнении курсовых проектов. Теплопоступления от
других источников, не вошедшие в данный раздел, можно найти в литера-
туре [18, 21, 24, 26, 28 и др.].
Рассчитанные теплопоступления и теплопотери помещения сводят в
таблицу теплового баланса (табл. 2.42). Эти данные используют при опре-
делении воздухообменов и выборе системы отопления.
Таблица теплового баланса
Таблица 2.42
Период года	Общие потери тепло- ты	Потери тепло- ты при /в = 5°С	Суммар- ные теп- лопосту- пления	Избытки (+) или недостатки (-) теплоты с учетом работы дежурного отопления	Избытки (+) или недостатки (-) теплоты без учета работы дежурного отопления
Холодный					
Переходные условия					
Теплый					
192
Глава II
При составлении теплового баланса определяют так же теплопотери
при температуре воздуха в помещении /в=5°С, обеспечиваемую системой
дежурного отопления, Вт
(2.84)
где Qp -п- - теплопотери помещения при расчетной наружной температуре
(А Вт.
При выборе системы отопления могут быть следующие варианты:
-	общие потери теплоты примерно равны теплопоступлениям. Проекти-
руется дежурная система отопления, которая обеспечивает в нерабочее
время /в=5°С, в рабочее время отопление выключается;
-	теплопоступления больше, чем теплопотери. Проектируется дежурная
система отопления, которая обеспечивает в нерабочее время 4,=5 °C, в
рабочее время отопление выключается. В помещение будет подаваться
охлажденный приточный воздух;
-	при незначительных теплопоступлениях возможно проектирование
постоянно действующей системы отопления.
В производственных помещениях могут быть поступления влаги от
людей, при испарении со смоченных поверхностей оборудования и пола, с
открытых водных поверхностей и др. Количество влаги поступающей в
рабочую зону помещений определяется по формулам, приведенным в [18,
21, 26 и др.]. Количество вредных веществ, выделяющихся в воздух произ-
водственных помещений, обычно принимают по данным технологов, в от-
дельных случаях рассчитывают [18, 21, 26, 28 и др.].
2.2.3. Определение производительности местной
вытяжной вентиляции
Местная вытяжная вентиляция предназначена для удаления вредных
веществ непосредственно у мест их выделения через специальные устрой-
ства (местные отсосы). При этом достигается максимальный эффект при
минимальном количестве удаляемого воздуха.
В зависимости от взаимного расположения местного отсоса и источ-
ника вредностей различают
-	отсосы открытого типа, когда местный отсос находится на некотором
расстоянии от источника вредностей и окружающий воздух свободно
подтекает к отверстию местного отсоса (вытяжные зонты, зонты-
козырьки, боковые и нижние отсосы);
-	полуоткрытые отсосы представляют собой укрытие, внутри которого
находится источник вредностй, укрытие имеет открытый проем (вы-
тяжные шкафы, укрытия у вращающихся режущих инструментов);
-	полностью закрытые укрытия представляют собой часть технологиче-
ского оборудования с небольшими отверстиями или неплотностями
для поступления через них воздуха из помещения.
193
Отдельную группу составляют активированные отсосы, представляю-
щие собой комбинацию отсоса и местного притока воздуха, локализующе-
го зону вредных выделений.
Эффективность местных отсосов зависит от их конструкции.
При выборе конструкции отсоса необходимо учитывать следующие
требования:
-	местный отсос должен быть максимально приближен к источнику
вредностей, но при этом не мешать технологическому процессу;
-	всасывающее отверстие должно располагаться так, чтобы поток вред-
ностей минимально отклонялся от своего первоначального направле-
ния (горячие газы должны удаляться вверх, холодные, тяжелые газы и
пыль - вниз), при этом удаляемый воздух не должен пересекать зону
дыхания работающего человека;
-	конструкция местного отсоса должна быть простой и иметь небольшое
аэродинамическое сопротивление.
При подборе местного отсоса необходимо выбрать его конструкцию и
определить расход удаляемого воздуха.
Вытяжные зонты
Вытяжные зонты используются для удаления теплоты и вредных ве-
ществ в тех случаях, когда более полное укрытие источника вредностей
мешает технологическому процессу. Угол раскрытия зонта должен быть не
более 60°, при больших углах эффективность всасывания уменьшается.
Методика определения размеров вытяжного зонта и расхода удаляемого
воздуха изложена в [18].
Зонты-козырьки
Зонты-козырьки устанавливают над загрузочными отверстиями элек-
трических нагревательных печей и подобного оборудования.
Размеры зонта-козырька принимают конструктивно: вылет 1,4-1,8 вы-
соты загрузочного отверстия, ширина равна ширине отверстия плюс 0,1 м с
каждой стороны, температура воздуха, удаляемого через зонты-козырьки
от проемов электропечей, при естественной тяге не должна превышать
35О°С, а при механической - 150°С (t^) [18].
ПРИМЕР 2.19. Рассчитать зонт-козырек у загрузочного отверстия
термической электропечи сопротивления. Размер отверстия 6 = 0,6 м;
6 = 0,5 м; /в = 20°С; температура в печи Го = 800°С. Воздух удаляется сис-
темой механической вентиляции /СЛ<=100°С. Барометрическое давление
Pg =745 мм.
1.	Находим плотность воздуха, кг/м3, р = 353/Т.
Плотность воздуха помещения рв = 353/(273 + 20)= 1,2 кг/м3; смеси - рсж=
= 353/(273 + 100) =0,95 кг/м3; воздух (газ), выходящий из печи - ро =
= 353/(273 + 800) =0,33 кг/м3.
194
Глава II
Находим коэффициент К, определяющий какая часть отверстия (по
высоте) работает на приток
к= fF/T. V1073/293	0 6
1 + ^/1073/293	’ ’
где Г» = 273 + ZO = 273 + 800= 1073°С, Г„=273 + /,=273 + 20°С=293.
2.	Определим высоту рабочего отверстия, работающего на приток
hnp = home • К= 0,5 • 0,6=0,3 м,
тогда площадь отверстия, работающего на приток
Fnp=bhnp=Q,6-0,3=0,18 м2.
3.	Находим среднее по высоте отверстия избыточное давление Р, Па,
под действием которого газы выбиваются из печи
P=hnp(pe — po)g/2=0,3-(l,2 - 0,33)-9,81/2 = 1,28 Па.
4.	Рассчитываем скорость выхода воздуха (газов) vo, м/с, из загрузоч-
ного отверстия печи по формуле [25]
v„ = 1,41/р/рГ = 1,41^/1,28/0,33 = 2,8 м/с.
5.	Массовый расход газов, выбивающихся из печи Go, кг/ч,
=F„p• vo• ро• 3600=0,18 • 2,8 • 0,33 • 3600 = 600 кг/ч.
6.	Используя уравнение теплового баланса GCjWZc4< = G!0-Z0 + Gete, где
GCJU-GO + Ge, находим массовое количество воздуха, Ge, кг/ч, подтекающе-
го под зонт из помещения
* (^о ^см) .
в~ t -t ’
1СМ
fCM=100°C; Ze=20°C; /о=800°С;
600-(800-100)
100-20
= 5250 кг/ч;
Gcw = 600 + 5250=5850 кг/ч.
Объемный расход смеси и газов LCM = GcJpCM = 5850/0,95 = 6160 м3/ч.
Ширина зонта-козырька 63=0,2 + b=0,2 + 0,6=0,8 м; вылет £3 = 1,4 • 0,5 =0,7 м.
Вытяжные шкафы
Вытяжные шкафы представляют собой укрытия с рабочим проемом,
обеспечивающие максимальную локализацию вредностей, которые удаля-
ются из шкафа вместе с воздухом. На их место из помещения через рабо-
чий проем подтекает воздух, препятствующий прониканию вредных выде-
лений в помещение. Шкафы можно применять при работе с мелкими дета-
лями для закалочных ванн, при гальванической обработке металлов и
195
окраске деталей, при покрытии изоляции лаком, над столами для обезжи-
ривания деталей, при зарядке аккумуляторов и др.
Вытяжные шкафы могут быть с верхним, нижним и комбинированным
удалением воздуха. Расход воздуха, Z, м3/ч, удаляемого от укрытия шкаф-
ного типа при отсутствии в нем тепловыделений
£=3600-Глрглр,	(2.85)
где Fnp - площадь рабочего проема, м2;
упр - скорость воздуха в рабочем проеме, м/с.
Скорость воздуха в рабочем проеме vnp зависит от токсичности выде-
ляющихся вредностей и принимается на основании справочных данных
[26, 28].
При отсутствии данных скорость можно принимать в зависимости от
ПДК выделяющихся вредных веществ:
ПДК >10 мг/м3 v„p=0,5 м/с;
ПДК = 0,1 -10 мг/м3 vnp = 0,7 м/с;
ПДК< 0,1 мг/м3 vnp - 1 м/с.
При работе, связанной с выделением аэрозолей vnp — 1, 2-1,5 м/с.
При наличии в шкафу тепловыделений расход воздуха, м3/ч *
L = l2otfhQF>,	(2.86)
где h - высота рабочего проема, м;
F„p - площадь рабочего проема, м2;
Q - тепловыделения в укрытии, идущие на нагревание воздуха в нем,
Вт, (принимаются 50-70% от общей теплопроизводительности источ-
ника).
ПРИМЕР 2.20. Определить расход воздуха, отсасываемого от шкаф-
ного укрытия, в котором установлена электросоляная печь-ванна для за-
калки металла мощностью 7V=40 кВт. Рабочий проем имеет ширину 0,5 м,
высоту 0,6 м.
Принимаем количество теплоты, идущей на нагрев воздуха в укрытии
50% от N печи: Q = 1000 • 40 • 0,5 = 20000 Вт.
Расход воздуха
L = \20][hQF*p = 120^0,6-20000(0,5-0,6)2 =1240 м’/ч.
Панели равномерного всасывания применяют у тепловых источни-
ков и при сварочных работах на стационарных постах: столы сварщика,
электромонтажника и пайщика, ванна для закалки в масле, вулканизация и
ДР- Панели бывают односторонние и двухсторонние, размеры, мм:
600x645; 750x645; 900x645; соответственно площадь живого сечения, м2,
Асе = 0,09; 0,11; 0,13 (для двухсторонних панелей/жс в 2 раза больше). Ши-
рина панели выбирается на 100-200 мм меньше ширины стола.
196
Глава II
Расход воздуха, удаляемого через панель L, м3/ч,
£=^cC-v-3600,	(2.87)
где v - скорость воздуха в живом сечении, м/с; v=3,4-4 м/с для сварочных
работ; v=2,5-3 м/с для электромонтажных работ и др.
Защитно-обеспыливающие кожухи устанавливаются над заточными,
обдирочно-шлифовальными и полировальными станками. Расход воздуха,
удаляемого местными отсосами L, м3/ч, [26]
L=adKp,	(2.88)
где dKp - диаметр круга, мм, а - удельная величина отсоса воздуха, м3/ч;
для абразивных кругов а-2- заточные, шлифовальные станки;
для войлочных кругов а = 4 - полировальные станки;
для матерчатых кругов а = 6 - полировальные станки.
Бортовые отсосы
Бортовые отсосы получили широкое распространение в гальваниче-
ских цехах, при обезжиривании и травлении металла, при антикоррозий-
ных и декоративных покрытиях, к которым относятся процессы цинкова-
ния, хромирования, никелирования и др. в результате этих процессов с по-
верхности ванн выделяются пары кислот, щелочей, а при цинковании,
меднении, латунировании и других видах покрытий - цианистый водород.
При свинцевании - фтористый водород.
Воздухоприемная щель бортового отсоса может располагаться в вер-
тикальной плоскости (обычные отсосы) или в горизонтальной (опрокину-
тые отсосы). Бортовые отсосы могут быть однобортовыми при ширине
ванны менее 600 мм и двухбортовыми при ширине ванны более 600 мм.
Если длина ванны не превышает 1200 мм, то применяется сплошной борто-
вой отсос, при большей длине - секционный. Длина секций от 500 до
1200 мм. При ширине ванны более 1500 мм для эффективного улавливания
вредных выделений применяется бортовой отсос с передувкой. Для умень-
шения количества удаляемого воздуха поверхность испарения может быть
укрыта пеной или пластмассовыми шариками диаметром 10-12 мм.
Местные отсосы от оборудования травильных цехов объединяют в от-
дельные системы. В отдельные системы также выделяют группы местных
отсосов от ванн обезжиривания органическими растворителями, ванн с
цианистыми растворами и с процессами хромирования и никелирования.
Расчет бортовых отсосов сводится к определению объема удаляемого
воздуха и выбора их конструкции. Расход воздуха L, м3/ч, отсасываемый от
нормализованных ванн через двухбортовые опрокинутые отсосы, опреде-
ляется по формуле [26]
L=Lo K&rKm К, К2К3,	(2.89)
где Lo - расход удаляемого воздуха, м3/ч, при значении поправочных ко-
эффициентов Кт, Кь К2, К3 равных единице (табл. 2.43). Эти коэффи-
197
циенты учитывают: К& - разность температур раствора и воздуха помеще-
ния; (табл. 2.44); Кт - токсичность вредных выделений (табл. 2.45); К\ -
наличие воздушного перемешивания, =	- укрытие поверхности
испарения шариками, К2~0,75; К3 - укрытие зеркала раствора пеной,
К3 = 0,50.
ПРИМЕР 2.21. Определить расход воздуха от нормализованной ванны
цинкования (цианистый раствор) размером 1000x1500 мм с двухбортовым
отсосом te- 15 °C. Процесс идет с воздушным перемешиванием и укрытием
поверхности испарения пеной.
Расход удаляемого воздуха по табл. 2.43 £о=1450м3/ч; tp-50°C, при
Д/=50- 15 = 35°С; 7^= 1,55 (табл. 2.44); /Сда=1,8 (табл. 2.45); #1 = 1,2;
#2= 1,0; Кз = 0,5.
Расход удаляемого воздуха
L6o=L„-Kk,-Кт-К} КГК3= 1450-1,55-1,8-1,2-1 0,5 =2430 м3/ч.
Таблица 2.43
Расходы воздуха удаляемого от нормализованных ванн,
оборудованных двухбортовыми отсосами Lo, м3/ч
Размер ванны в плане (ширина, длина), мм	Lo, м3/ч
1000x1500	1450
1000x2200	2180
1200x1100	1320
1200x1500	1860
1200x2200	2760
Таблица 2.44
Коэффициент КА( учета разности температур раствора
и воздуха помещения
Разность температур раствора и воздуха в помещении Д/, °C	Коэффи- циент Кд/	Разность температур раствора и воздуха в помещении Д/, °C	Коэффи- циент Кд/
0	1,00	45	1,71
5	1,03	50	1,79
10	1,16	55	1,86
15	1,24	60	1,94
20	1,31	65	2,02
25	1,39	70	2,10
30	1,47	75	2,18
35	1,55	80	2,26
40	1,63		
198
Глава II
Таблица 2.45
Коэффициент Кт учета токсичности вредных веществ
Технологический процесс гальванопокрытий	Кт
Промывка в горячей воде	0,5
Обработка металлов (кроме алюминия и магния) в растворах щелочи (химическое обезжиривание, нейтрализация), химическая обработка стали в растворах хромовой кислоты (пассивация, травление, снятие оксидной пленки и т.д.)	1,0
Анодирование алюминия и магниевых сплавов в растворах, содержа- щих хромовую кислоту; оксидирование стали, травление алюминия, магния в растворах щелочи	1,25
Цинкование, меднение, латунирование, декапирование и амальгамиро- вание в цианистых растворах	1,8
Кадмирование, серебрение, золочение и электродекапирование в циа- нистых растворах	2,0
2.2.4. Воздушное душирование
Воздушные души являются местной приточной вентиляцией, с помо-
щью которой на ограниченной площади помещения можно создавать пара-
метры микроклимата отличные от всего помещения.
Воздушное душирование применяется на постоянных рабочих местах
в следующих случаях: при тепловом облучении интенсивностью 350 Вт/м2
и более; при производственных процессах, сопровождающихся вредными
выделениями и при невозможности устройства эффективной местной вен-
тиляции и укрытий; в кабинах крановщиков, когда окружающий их воздух
содержит избытки явной теплоты или вредные вещества с концентрацией
выше предельно допустимой и др.
Расчетные нормы температуры и скорости воздуха в душирующей
струе на рабочем месте в производственных помещениях принимаются в
зависимости от категории работ и поверхностной плотности лучистого те-
плового потока по приложению Б [2].
Расчет воздушного душирования сводится к определению типа и раз-
мера душирующего патрубка, скорости, температуры и расхода воздуха на
выходе из патрубка. Их устанавливают на расстоянии 1,8-1,9 м от уровня
пола и не менее 1 м до рабочего места.
Для обработки воздуха применяются приточные камеры и кондицио-
неры. Системы воздушного душирования не объединяются с приточными
общеобменными системами.
2.2.5.	Расчет воздухообмена
Расход воздуха для вентиляции помещений промышленных зданий опре-
деляется после расчета теплопотерь и теплопоступлений, составления теплово-
199
го баланса и выбора системы отопления, определения количества влаги, вред-
ных и взрывоопасных газов, поступающих в рабочую зону, определения про-
изводительности местных отсосов, выбора схемы организации воздухообмена.
Расход приточного воздуха L, м3/ч определяют для теплого, холодного
периодов и переходных условий для ассимиляции избыточной теплоты,
влаги, вредных газов и паров
а)	по избыткам явной теплоты
J — Т	б Qu)6 ~~ СР^<.О.	~^Пр)	длх
б)	по массе выделяющихся вредных или взрывоопасных веществ
L=L,lt, +'»,-W?'i-,7„P).	(2.91)
Я ух Я пр
в)	по избыткам влаги (водяного пара):
М — pLu„ (dK — d„n )
L =+---------ы x 	<2-92>
P(“l-Л dnp )
Для помещений с избытком влаги следует проверять достаточность
воздухообмена для предупреждения образования конденсата на внутренней
поверхности наружных ограждающих конструкций при расчетных пара-
метрах Б наружного воздуха в холодный период года.
В формулах (2.90-2.92):
Аи о — расход воздуха, удаляемого из обслуживаемой или рабочей зоны
помещения системами местных отсосов и на технологические нужды, м3/ч;
S Qu36 ~ избыточный явный тепловой поток в помещение, Вт;
с - теплоемкость воздуха, с ~ 1,005 кДж/(кг°С);
р - плотность воздуха, р= 1,2 кг/м3;
tvx - температура воздуха, удаляемого из помещения за пределами об-
служиваемой или рабочей зоны, °C;
tnp - температура приточного воздуха, °C;
М - избытки влаги в помещении, г/ч;
dxx - влагосодержание воздуха, удаляемого из помещения за пределами
обслуживаемой или рабочей зоны, г/кг;
d„p— влагосодержание приточного воздуха, г/кг;
mt - расход каждого из вредных или взрывоопасных веществ, посту-
пающих в воздух в помещения, мг/ч;
qxx - концентрация вредного или взрывоопасного вещества в воздухе,
удаляемом за пределами обслуживаемой зоны помещения, мг/м3;
q„p - концентрация вредного или взрывоопасного вещества в воздухе,
подаваемом в помещение, мг/м3. »
Параметры воздуха te, de следует принимать равными расчетным пара-
метрам в обслуживаемой или рабочей зоне помещения, a qe - равной ПДК в
рабочей зоне помещения.
200
Глава II
Наиболее сложным при расчетах воздухообмена является установле-
ние связи между температурой приточного tnp и температурой удаляемого
из помещения воздуха ty*. Правильный выбор ^t~tyx - tnp имеет большое
значение для создания необходимых условий в помещении и для выбора
вентиляционного оборудования. При увеличении значений А/ уменьшается
расход приточного воздуха, и следовательно, снижаются затраты на уст-
ройство систем и расходы тепловой и электрической энергии.
Параметры воздуха, удаляемого из помещения
•	температура, °C
(2.93)
•	влагосодержание, г/кг
dyx = dnp +КМ,-dnP}',	(2.94)
•	концентрация вредных веществ, мг/м3
Я ух = Япр +	(ПДК -Я пр)-	(2.95)
Коэффициенты воздухообмена Кь Kq следует принимать по норма-
тивным документам для конкретных производств, по экспериментальным
данным натурных или лабораторных исследований, находить расчетным
путем (табл. 2.46-2.48).
Таблица 2.46
Значение коэффициентов воздухообмена Kt и Kq для помещений
с незначительными избытками явной теплоты
Подача воздуха	Значение коэффициентов К( и Kq при кратности воздухообмена, 1/ч					
	3-5		5-10		10 и более	
Непосредственно в рабочую зону	1,3	1,85	1,2	1,4	1,05	1,15
Наклоненными струями в направлении рабочей зоны: • с высоты не более 4 м	1,15	1,4	1,1	1,2	1	1,1
• с высоты более 4 м	1	1,2	1	1,1	1	1,05
• сосредоточенно, выше рабочей зоны	0,95	1,1	1	0,95	1	1
• сосредоточенно, выше рабочей зоны с использованием на- правляющих сопел	1	1	1	1	1	1
Сверху вниз: • настилающимися струями						
	0,95	1,1	1	1,05	1	1
• коническим струями	1,05	1,1	1	1,05	1	
• плоскими струями	1.1	1,2	1,05	1,1	1	1
201
Таблица 2.47
Коэффициенты Kt и Кч помещений со значительными избытками теплоты
при подаче воздуха непосредственно в рабочую зону или наклоненными
струями в направлении рабочей зоны
Помещения с избытками теплоты (явной) более 23 Вт/м3	Kt	
Кузнечно-прессовые, печные пролеты сталеплавильных, рельсо- прокатных цехов, склады горячего металла, цехи эмалирования	2,0	2,7
Термические	1,9	2,6
Сушильные	1,8	2,5
Литейные	1,7	2,3
Доменные и кузнечные	1,6	2,2
Прокатные	1,5	2,1
Компрессорные	1,4	1,9
Цехи вулканизации и производства изделий из пластмасс	1,3	1,8
Таблица 2.48
Расчетные значения коэффициента, К,
Способ подачи воздуха	Место удаления воздуха общеобменной вентиляцией	Доля тепло- выделений в рабочую зону	К,
Непосредственно в рабочую зону	Из верхней зоны	1 0,7 0,5	1 1,4 2
Наклонными струями в направлении рабочей зоны с высоты 4 м от пола	То же	1 0,7 0,5	1 1,2 1,3
То же, более 4 м	— // —	1 0,7 0,5	1 1 1,2
Выше рабочей зоны: • настилающимися и нена- стилающимися струями	вне зоны непосредствен- ного воздействия струи	1 0,7 0,5	1 1,15 1,2
• плоскими или компактны- ми и веерными струями	в зоне непосредственно- го воздействия струи	1 0,5	0,9 0,85
Настилающимися струями	То же, при h/Fcnip = 10 20 30	—	0,8 0,9 0,95
Ненастилающимися струями	Из верхней зоны	1 0,7 0,5	0,85 0,95 1
202
Глава II
При выборе способа подачи воздуха следует отдавать предпочтение
системам, имеющим наибольшую величину коэффициента воздухообмена.
Температуру воздуха Zvx, °C, удаляемого из верхней зоны помещения,
можно так же определять по выражениям
(2-96)
т
tyx=te + grad t(Hn - hp,3\	(2.97)
где m - температурный симплекс, учитывающий долю избыточной тепло-
ты, которая воздействует на температуру воздуха в рабочей зоне;
grad t - температурный градиент, учитывающий повышение температу-
ры воздуха по высоте помещения на каждый метр выше рабочей зоны;
Н„ — высота помещения, м;
hp а. - высота рабочей зоны, м.
Значения коэффициента т, температурного градиента приведены в
[26], [28].
При выборе схемы организации воздухообмена следует руководство-
ваться требованиями СНиП [1, 2], а также действующими ведомственными
нормами и рекомендациями.
Подача воздуха в производственные помещения осуществляется в со-
ответствии с требованиями СНиП [1, 2] и рекомендуется в рабочую зону.
Удаление воздуха из помещений согласно СНиП [1,2] следует преду-
сматривать из наиболее загрязненных зон или там, где воздух имеет наи-
большую температуру и энтальпию.
При выделении пыли и аэрозолей удаление воздуха предусматривается
из нижней зоны. Максимальный эффект достигается при минимальных
расходах воздуха, удаляемого из нижней зоны, т.е. через местные отсосы и
на технологические нужды, а весь остальной воздух — из верхней зоны [2].
При определении воздухообмена по формуле (2.90) может быть так,
что в числителе дроби получится отрицательное число, формулы теряют
смысл, т.к. расход приточного воздуха будет меньше расхода воздуха, уда-
ляемого местными отсосами. Это означает, что местными отсосами удаля-
ется такое количество воздуха, компенсации которого Lnp-LMO достаточно
для ассимиляции теплоты и вредных веществ. В этом случае расход при-
точного воздуха, м3/ч, следует принять
L~LM0+Lyx.	(2.98)
Расход уходящего воздуха Lvx, м3/ч, в помещениях с выделением вредных
или горючих газов должен быть не менее однократного воздухообмена в час
L^=Vn-t	(2.99)
а в помещениях высотой более 6 м - не менее 6 м3/ч на 1 м2 помещения
£VX=6F,	(2.100)
где F- площадь помещения, м2; Vn - объем помещения, м3.
203
Зная расход приточного воздуха, необходимо уточнить его температу-
ру, °C, из формулы (2.90)
. _	+ ^УХ^Р^УХ ~~ ^j^Qu36	try 1 П1 Л
пр~	cpL	{	}
При одновременном поступлении в воздух помещения теплоты, вред-
ных веществ следует принимать большую из величин полученным по фор-
мулам (2.90-2.92). Если в помещение поступают вредные газы однона-
правленного действия (например, пары растворителей - ацетона, спирта,
бензина и т.д.), расход приточного воздуха определяется как сумма расходов
воздуха, необходимых для разбавления каждого из веществ в отдельности.
ПРИМЕР 2.22. Рассчитать воздухообмен в цехе технического обслужи-
вания и текущего ремонта грузовых автомобилей с карбюраторным двигате-
лем. Рабочий объем цилиндров двигателя И =6,5 л, мощность 150 л.с. (бензин
не этилированный). Одновременно обслуживаются три автомобиля. Выхлоп-
ные трубы автомобилей оборудуются шланговыми отсосами. Количество
воздуха, удаляемого шланговым отсосом от одного автомобиля мощностью
от 120 до 180 л.с. - 500 м3/ч [29], от трех автомобилей будет 1500 м3/ч.
Количество приточного и вытяжного воздуха для осмотровых канав,
приямков и тоннелей принято, исходя из расчета их десятикратного возду-
хообмена, и составляет 1000 м3/ч. Общее количество воздуха, удаляемого
из рабочей зоны LM 0_ = 1500 + 1000 = 2500 м3/ч.
В помещении имеется достаточное количество окон для проветрива-
ния в теплый период. Работа средней тяжести Па.
Теплый период.
Температуру приточного воздуха принимаем по параметрам «А» tnp =
= t„ =21 °C. В соответствии с [1] для работы средней тяжести Па, температу-
ру рабочей зоны принимаем на 4°С выше t„\ ^=/« + 4=25°С (допустимые
параметры). Суммарные теплопоступления составляют =20000 Вт,
или	= 20000-3,6 = 72000 кДж/ч. Объем цеха И=2400 м3, высота -6 м.
В соответствии с [29] в помещениях технического обслуживания и текуще-
го ремонта подвижного состава удаление воздуха системами общеобмен-
ной вентиляции следует предусматривать из верхней и нижней зон поровну
с учетом вытяжки из осмотровых канав, а подачу приточного воздуха -
рассредоточено в рабочую зону и в осмотровые канавы. При таком способе
подачи, принимая в первом приближении кратность воздухообмена в пре-
делах 5-10 1/ч, по таблице 2.46 принимаем /С, = 1,2; Kq = 1,4 (как для крат-
ности 5—10).
По формуле (2.90) с учетом формулы (2.93) определяем расход при-
точного воздуха, м3/ч:
J J ^>4^^->Qu36 ~ ^Р^М.О.^в ~
мо+ срК, (/«-<„,)	’
204
Глава II
L = 2500 4
3,6- 20000 -1,005 • 1,2 • 2500 (25 -21)
1,005-1,2-1,2(25-21)
= 12920 м3/ч.
Кратность воздухообмена К= 12920/2400=5,4, значит коэффициенты
Kt и Кд выбраны правильно.
Переходные условия.
Температура воздуха в рабочей зоне /в=18°С [1, 2]. Температура на-
ружного воздуха tH = 8°С, приточного tnp = 8 + 1 = 9 °C. Избытки явной теп-
лоты XQuiS - 18000 Вт или 65000 кДж/ч, К(= 1,2; Кд = 1,4 (подача воздуха в
рабочую зону) [2].
Расход приточного воздуха
г „ СЛП 3,6 • 18000 -1,005 • 1,2 • 2500(18 - 9)
L = 2500+—------------------------------
1,005-1,2-1,2(18-9)
= 5430 м3/ч.
Расход удаляемого воздуха из верхней зоны
Lyx = L-LMjO = 5430-2500 = 2930 м3/ч.
Холодный период.
Температура воздуха в рабочей зоне принимается как и для переход-
ного периода te= 18°C. Из теплового баланса, составленного с учетом рабо-
ты отопления Ебизб = 6000 кДж/ч. В холодный период года при незначи-
тельных избытках явной теплоты (до 5 Вт/м3) допускается принимать
tvx- 4г=0,5 - 1°С. Пусть в нашем случае tyx~ 19°С, =24°С.
Производительность приточной установки рекомендуется принимать
по переходному периоду [22].
Температура приточного воздуха (2.101)
= 2500 • 1,2 • 18 + 2930 • 1,2 • 19 - 6000 = 54000 + 66804 - 6000 _! 7 6оГ
1,2-5430	"	6516	" ’
В помещениях технического обслуживания и текущего ремонта авто-
мобилей, кроме тепловыделений, имеется значительное поступление в ра-
бочую зону окиси углерода при въезде, выезде и регулировке автомобилей.
Время этих операций принимают по данным технологов и из литературных
источников [29].
Пусть заводка и выезд автомобиля из цеха - 1 мин., въезд и маневриро-
вание автомобиля при установке на место - 1 мин. Испытание и регулирова-
ние на стенде 8 минут. В последнем случае в связи с наличием шлангового
отсоса прорыв отработанных газов в помещение следует принимать 10% [29].
Количество окиси углерода G, кг/ч, выделяющейся при работе автомо-
билей с карбюраторными двигателями, определяют по формуле
67 = 15(0,6+0,8^^,
где п - число автомобилей, находящихся в работе, и = 3;
В - рабочий объем цилиндров двигателя, л, В - 6,5;
205
Р - массовое содержание вредностей в отработанных газах, %; Р=6%
при заводке и регулировании; Р=4% при маневрировании, въезде и
выезде [14];
т - время работы двигателя, мин.
При выезде из помещения
G = 15-(0,6 + 0,8-6,5)+-~-3 =0,170 кг/ч.
100 60
При въезде в помещение
G = 15-(0,6+0,8-6,5)^+—-3-0,4 = 0,07 кг/ч.
При въезде автомобиля вводится понижающий коэффициент 0,4 [26].
Поступление СО при регулировании двигателя с учетом работы шлангово-
го отсоса (10%).
G = 15(0,6 + 0,8-6,5)-^- -^-3 0,1 = 0,2 кг/ч.
100 60
Всего выделяется окиси углерода при одновременной работе 3-х авто-
мобилей
G = 0,170 + 0,07 + 0,2 = 0,44 кг/ч.
Воздухообмен, £, м3/ч, для разбавления этого количества окиси угле-
рода (mlr= G) определяем по формуле (2.91) с учетом формулы (2.95)
rf . С-1мо{ПДК-дпр)
К^цдк-д„р) 
При этом: LMO=2500 м3/ч; Кд~ 1,4; ПДК=2$ мг/м3; qnp = 5 мг/м3 [29], тогда
I = 2500+W0^500(20-5) = 21
1,4(20-5)
Кратность воздухообмена 21670/2400 = 9 коэффициенты Kt и Kq не ме-
няются.
Как видим, воздухообмен для разбавления СО больше, чем для разбав-
ления теплоты. Принимаем его за расчетный, т.е. £ = 21670 м3/ч. Этот рас-
ход воздуха подается в рабочую зону, а удалять воздух рекомендуется [29]
в равных количествах из рабочей и верхней зон, т.е. LMO_=LVX= 10835 м3/ч.
Зная £ = 21670 м3/ч, уточним температуру в рабочей зоне в теплый период.
Т — LMO
где bt=te-tnp.
Тогда
3, 6 Qu36 ^м.о. '
срКг -At
L c p Kt At = LMO -c p Kt ^t + 3,6YQu36~c-p-
21670-1-1,2-1,2-Ar = 10835-1-1,2-1,2-Д/+72000-1-1,2-10835-AZ;
206
Глава II
31,24z = 15,6 • 4Z + 72 -1 34z; 4/ = 2,5°С;
отсюда
te=tnp + kt=2\ + 2,5=23,5°С.
Как видим, при воздухообмене £ = 21670 м3/ч в рабочей зоне будет бо-
лее благоприятная температура (была принята /в=25°С).
Переходные условия.
Из формулы (2.90), принимая £ = 21670 м3/ч; LM0 = 10835 м3/ч; К,= 1,2;
te= 18°С, находим 4z=Ze- tnp. При этом Ейизб = 65000 кДж/ч; 4/=2°С, тогда
^=18 -2=16°С.
Холодный период.
Из формулы (2.90), принимая £ = 21670 м3/ч; LMO- 10835 м3/ч; К(-1,2;
te = 18°C, Е визб - 6000 кДж/ч, находим 4/=te - tnp, 4z = 0,2°С, тогда t„p-
= 18 - 0,2= 17,8°С » 18°С.
Дополнительно вентилирование верхней зоны не требуется, т.к. удаля-
ется оттуда Lyx- 10835 м3/ч - это примерно пятикратный воздухообмен.
В теплый и холодный периоды удаление воздуха из верхней зоны в ко-
личестве 10835 м3/ч обеспечивают четыре крышных вентилятора ВКРМ-4,
которые установлены в покрытии. Количество воздуха, удаляемого из рабо-
чей зоны, так же составляет 10835 м3/ч, при этом из смотровых ям удаляет
1000 м3/ч отдельной вытяжной системой с механическим побуждением. От
выхлопных труб автомобилей через шланговые отсосы удаляется 1500 м3/ч
(по 500м3/ч от каждого). Остальное количество воздуха 10835 — 2500 =
- 8335 м3/ч удаляется системой общеобменной вентиляции.
Расход приточного воздуха 21670 м3/ч. Из них 20670 м3/ч подается в
рабочую зону через эжекционные панельные воздухораспределители ВЭПш,
установленные на высоте 1,5 м от пола, а 1000 м3/ч подается в смотровые
ямы через решетки типа Р.
Ремонтно-механический цех
ПРИМЕР 2.23. Рассчитать воздухообмен в ремонтно-механическом
цехе размером 36х 12 м и высотой 8 м. Расчетная наружная температура
зимой zf=-25°С, летом Z^ = 21°C. Суммарная производительность местных
отсосов LM O =20000 м3/ч. Приточный воздух в переходный и холодный
периоды подается в верхнюю зону сосредоточенными не настилающимися
струями из воздухораспределителей типа ВСП. В теплый период — допол-
нительно естественным путем в рабочую зону через фрамуги окон.
Теплый период.
Исходные данные: избытки явной теплоты Е0изб =72000 кДж/ч, в соот-
ветствии с [1] te=21 + 4=25°С. По таблице 2.46, принимая кратность воздухо-
обмена 5-10 1/ч, К(= 1,0 (подача воздуха сосредоточенно, выше рабочей зоны).
Расход приточного воздуха
72000 -1,2 - 20000 (25 - 21)
1,21(25-21)
207
Как видим, в числителе второго слагаемого получается отрицательная
величина. Определяем расход воздуха для вентиляции верхней зоны. Со-
гласно [1,2] при высоте помещения больше 6 м (наш случай) из верхней
зоны под перекрытием помещения необходимо удалять 6 м3/ч на 1 м2 пло-
щади помещения, т.е. £ул = 36-12-6 = 2592 м3/ч.
Принимая расход приточного воздуха L = £и о. + Lvx = 20000 + 2592 =
= 22592 м3/ч, находим из формулы (2.90) величину kt=te + tnp
72000=1,2-225924/;
72000
1,2-22592
= 2,6°С,
тогда /в=21 + 2,6 = 23,6°С, т.е. в рабочей зоне установится более комфорт-
ная температура.
Кратность воздухообмена К = 22592/3456 = 6,5.
Вентиляцию верхней зоны в количестве Lyx = 2592 м3/ч обеспечивают
четыре вытяжных шахты d- 500 мм с дефлекторами.
Переходные условия.
Исходные данные: избытки явной теплоты ]£ Qu36 = 60000 кДж/ч,
1в = 18°С, tnp = 9°С. Приточный воздух подается организованно в верхнюю
зону через воздухораспределители ВСП. Согласно таблице 2.46, Kt = 1.
Так как перепад температур te - t„p= 9°С, больше чем в теплый период, то
очевидно, что тепловой поток, удаляемый из рабочей зоны с воздухом
местных отсосов больше £0^6= 60000 кДж/ч. Аналогично теплому пе-
риоду Lyx = 2592 м3/ч, расход приточного воздуха L = Le + Lvx - 20000 +
+ 2592 = 22592 м3/ч из формулы (2.90) находим Д/ = 2,2°С, тогда tnp =
= /в - Д/= 18 - 2,2 = 15,8°С.
Удаление воздуха из верхней зоны £„ = 2592 м3/ч осуществляется, как
и в теплый период. Производительность приточной установки L = 22592 м3/ч.
Холодный период.
Исходные данные: £=18°С, недостатки явной теплоты при работаю-
щей постоянно системе дежурного отопления Y^QU36 =-60000 кДж/ч. Рас-
ход приточного воздуха принимаем по переходному периоду L = 22592 м3/ч.
Из формулы (2.90) находим
7e tnp
-60000
1,2-22592
тогда tnp = te - Д/ = 18 + 2,2 = 20,2°С.
2.2.6.	Воздушно-тепловые завесы
Воздушно-тепловые завесы устраивают в отапливаемых зданиях для
обеспечения требуемой температуры воздуха в рабочей зоне и на рабочих
местах, расположенных вблизи ворот и у дверей.
208
Глава II
У ворот промышленных зданий устраивают воздушные завесы шибер-
ного типа, которые в результате частичного перекрытия проема воздушной
струей, сокращают прорыв наружного воздуха через открытый проем, а в
помещение поступает смесь холодного наружного с нагретым воздухом
воздушной завесы. При этом температура смеси должна быть равна норми-
руемой температуре вблизи ворот. Температуру смеси воздуха посту-
пающего в помещение при работе воздушной завесы следует принимать не
менее: 14°С - при легкой работе, 12°С - при работе средней тяжести, 8°С -
при тяжелой работе.
У ворот промышленных зданий обычно устанавливают боковые двух-
сторонние завесы шиберного типа, с расположением вентилятора и калори-
фера на вертикальном коробе для выпуска воздуха. Воздушная струя направ-
ляется под углом 30° к плоскости проема. Высота щели равна высоте проема.
ПРИМЕР 2.24. Рассчитать боковую двухстороннюю завесу у распаш-
ных ворот без тамбура размером 3,6x3,6 м в одноэтажном производствен-
ном здании высотой 7,5 м без фонарей. Приток и вытяжка сбалансированы.
Расчетная температура наружного воздуха ZW=-25°C, температура воздуха
в помещении /в=18°С. Барометрическое давление - 745 мм рт.ст (Бела-
русь). Работа средней тяжести (/см=12°С). Расчетная скорость ветра (зи-
мой) - ve=4,5 м/с.
Общий расход воздуха, кг/ч, подаваемой завесой шиберного типа, оп-
ределяем по формуле [18]:
G3 = 5100 • qpnp • F^APp^,
(2.102)
где q - отношение расхода воздуха, подаваемого завесой, (С3) к расходу
воздуха, проходящего в помещение через проем при работе завесы
(С?яр). Рекомендуется принимать 0,6...0,7. Принимаем 0,6;
р.„р - коэффициент расхода проема при работе завесы. Определяется по
табл. 2.49 в зависимости от типа ворот (раздвижные или распашные),
вида завесы (боковая или нижняя) и относительной площади
F	где Fnp - площадь проема ворот (Fn£= 12,96 м2);
- площадь воздуховыпускных щелей, м2, F задаются в пределах
20.. .30. Примем F =20, тогда по табл. 2.49 ц„р = 0,27;
рсч - плотность, кг/м3, смеси подаваемой завесой воздуха при темпера-
туре ^см = 12°С, можно определять по формуле
Реи
353
Т
353
273 + 12
= 1,24 кг/м3
ДР - разность давлений воздуха с двух сторон наружного ограждения
на уровне проема, оборудованного завесой, Па. Значение ДР можно
определять по формуле ДР=ДРг + К\&Рв, где /q - поправочный коэф-
фициент, учитывающий степень герметичности здания. Для зданий без
аэрационных проемов zq = 0,2 [18].
209
Таблица 2.49
Коэффициенты расхода для боковых завес шиберного типа
Относительная площадь F = FnpIF4	Значение		ц^при q		Примечание
	0,5	0,6	0,7	0,8	
1 л	0,42	0,38	0,35	0,33	
1 и	0,36	0,32	0,31	0,28	
20	0,35	0,32	0,30	0,29	Над чертой приведены
	0,30	0,27	0,26	0,25	[лпр для раздвижного
-ш	0,31	0,29	0,29	0,29	проема, под чертой для
JU	0,27	0,25	0,25	0,25	распашного
дп	0,29	0,29	0,29	0,29	
	0,25	0,25	0,25	0,25	
Гравитационное давление АРГ, Па находим по формуле:
ДРГ = 9,8Лрасч(р„ -рД	(2.103)
где hpaC4 - расстояние по вертикали от центра проема оборудованного за-
весой до уровня нулевых давлений, где давление снаружи и внутри
здания равны (высота нейтральной зоны), м. Для зданий без аэрацион-
ных проемов можно принимать 0,5 высоты ворот, hp= 1,8 м;
р„ - плотность воздуха при наружной температуре (-25°С)
Рн -	=1,42 кг/м3;
н 273+(-25)
рв- плотность воздуха, кг/м3, при tg= 18°С, рв= 1,21 кг/м3.
Ветровое давление, Па
&Pe=cve2^-,
где с - расчетный аэродинамический коэффициент, значение которого для
вертикального ограждения - 0,8 (СНиП 2.01-07-85. Нагрузки и воздей-
ствия);
ve - расчетная скорость ветра, м/с, при параметрах «Б» для холодного
периода года (ve=4,5 м/с).
Тогда расчетная разность давлений составит:
ДР = 9,8-1,8(1,42-1,21) + 0,2-0,8-4,521,42/2 = 6 Па.
Подставим ДР в формулу расхода воздуха завесы:
G3 = 5100-0,6-0,27-12,96^/6 1,24 =29200 кг/ч.
По таблице 2.50 выбираем завесу ЗВТ1 00.000-0.2 суммарной произво-
дительностью по воздуху Gma6 = 28800 кг/ч, по теплу Q3 = 232600 Вт, F = 24.
210
Глава IJ
Таблица 2.50
Основные расчетные показатели боковых двухсторонних
воздушно-тепловых завес
Шифр завесы	Производительность		Ширина щели, мм	Размер проема ворот, м		Относи- тельная площадь F = Fnp!Fut
	по воздуху, 63, кг/ч	по теплу Съ Вт		ширина	высота	
ЗТ.В2-25.01.УЗ	30000	180000	100	3	3	15
ЗТ.В2-28.01.УЗ	33600	200000	100	3,6	3,6	18
А5-01	18500	173300	70	3 3,6	3 3	21 26
ЗВТ1.00.000	28800	232600	90	3 3,6	3 3	17 20
ЗВТ1.00.000-01 ЗВТ2.00.000-01	40800	511700	100	3,6	3	18
ЗВТ1.00.000-02 ЗВТ2.00.000-02	28800	232600	75	3,6 4,2	3,6	24 28
ЗВТ1.00.000-03 3BT2.00.000-03	40800	511700	90	3,6 4,2	3,6	20 23
ЗВТЗ-1 ЗВТ6-1	39000	368200	150	3,6	4,2	12
ЗВТЗ-2 ЗВТ6-2	41400	423100	150	3,6	4,2	12
ЗВТЗ-З 3BT603	43700	481600	150	3,6	3,2	12
ЗВТЗ-4 ЗВТ6-4	44100	383400	150	4,2	4,2	14
Из формулы G3 находим действительное значение дд
Рис. 2.27. Определение Q
для боковой завесы
28800	п ,
Чд =-----------------7 -----= 0,6.
5100-0,27-12,96^/6-1,21
Требуемую температуру воздуха, пода-
ваемого завесой, 6, °C, находим по формуле:
। ^см

(2.104)
где Q - отношение теплоты, теряемой с воз-
духом, уходящим через открытый проем на-
ружу, к тепловой мощности завесы (находим
по рис. 2.27) Q =0,06.
q-	_ э с_____12 + 25
Тогда *3 - 25 + 0,60(1-0,06)
211
Тепловую мощность калориферов завесы, Вт определяем по формуле
& =0,286-(^-^Д	(2.105)
где Z3=40,6°C; tHU4 - температура воздуха, забираемая для завесы °C, мож-
но принимать равной т.е. 12°С.
Тогда
Q3 = 0,28-28800(40,6 - 12) = 230630 Вт.
Это близко к расчетной производительности (отклонение допускает-
ся +10%). В случае значительного превышения тепловой мощности над
расчетной рекомендуется: в одном из агрегатов завесы не устанавливать
калориферы или принять однорядную установку калориферов в одном
или обоих агрегатах завесы.
2.2.7.	Распределение воздуха
Выбор способа подачи приточного воздуха и типа воздухораспредели-
теля производится в зависимости от категории помещения, требований к
микроклимату, вида технологического оборудования и характера вредно-
стей, поступающих в рабочую зону.
Производственные помещения условно делятся на две категории [19].
К 1 категории относятся помещения высотой 6-8 м и более (основные
цеха заводов машиностроения, судостроения, вагоностроения, электротех-
ническая промышленность, домостроительные комбинаты и др.). Высоких
требований к равномерности распределения параметров воздуха по рабо-
чей зоне этих цехов не предъявляется.
Ко 2 категории относятся производственные помещения высотой ме-
нее 6 м (радиотехническая, электронная, приборостроительная, легкая, де-
ревообрабатывающая промышленность и т.п.). Технологический процесс в
некоторых из этих помещений существенно зависит от равномерности рас-
пределения параметров воздуха в рабочей зоне.
В производственных помещениях 1 категории с незначительными из-
бытками явной теплоты рекомендуются следующие способы подачи воз-
духа:
•	наклонными струями в направлении РЗ через воздухораспределители
типов НРВ, РВ и ВВР;
•	сосредоточенно выше РЗ через воздухораспределители типов ВСП,
ВГКм, РР, РВ;
•	непосредственно в РЗ через воздухораспределители типов ВЭПш,
УВН, РР, РВ;
•	смыкающимися или несмыкающимися коническими струями сверху вниз
с высоты не более 8 м через воздухораспределители типов ВР, ПРМ, ВК.
Подачу воздуха наклонными струями рекомендуется осуществлять с
высоты 4-6 м.
В производственных помещениях 1 категории со значительными из-
бытками явной теплоты рекомендуются следующие способы подачи воздуха:
212
Глава II
•	непосредственно в РЗ через воздухораспределители типов ВЭПш,
УВН, РВ;
•	наклонными струями в направлении РЗ с высоты не более 4 м через
воздухораспределители типов НРВ, РВ и ВВР.
В производственных помещениях 2 категории рекомендуются сле-
дующие способы подачи воздуха:
•	сверху вниз веерными или несмыкающимися коническими струями
через воздухораспределители типов ВР, ВДШп и ПРМ;
•	сверху вниз плоскими струями через воздухораспределители типа ВПК;
•	непосредственно в РЗ через воздухораспределители типов ВЭПш,
УВН, РВ.
Многообразие технологических процессов в производственных усло-
виях вызывает необходимость решать вопросы выбора способа воздухо-
распределения применительно к каждому конкретному объекту.
Подача приточного воздуха в рабочую зону рекомендуется при нали-
чии в помещении значительных избытков теплоты (кузнечные, термиче-
ские, тепловые участки), а также в помещения, в которых теплопоступле-
ния сопровождаются выделением влаги или вредных веществ (гальваниче-
ские цеха). В помещениях технического обслуживания и текущего ремонта
автомобилей подавать приточный воздух рекомендуется рассредоточено в
рабочую зону и в осмотровые канавы. Подача воздуха выше РЗ допускает-
ся в производственные помещения при незначительных избытках явной
теплоты и наличии пыле- и газовыделений (механические, сварочные, ок-
расочные, электроремонтные цеха) и помещения общественных и админи-
стративно-бытовых зданий. В производственных помещениях с выделе-
ниями пыли (деревообработка, заточные, шлифовально-полировальные
участки, производство строительных материалов) приточный воздух, как
правило, рекомендуется подавать сверху вниз из воздухораспределителей,
расположенных выше рабочей зоны [19].
Согласно СНиП [1, 2], подача приточного воздуха в рабочую зону
наиболее эффективна, так как сокращает воздухообмен. При этом жела-
тельно весь объем приточного воздуха распределять в рабочей зоне, не де-
ля его на рабочую и верхнюю зоны, на которые делится расход воздуха,
удаляемого из помещения.
Удаление воздуха из помещений системами вентиляции следует пре-
дусматривать из зон, в которых воздух наиболее загрязнен или имеет наи-
более высокую температуру. Максимальный эффект, достигается при ми-
нимальных удалениях воздуха из рабочей зоны, т.е. при удалении из нее
только заданных расходов на местные отсосы и технологические нужды.
Весь остальной воздух следует уделять общеобменной вентиляцией из
верхней зоны [2]. Исключением являются помещения со значительными
влаговыделениями и выделениями пыли, где удаление воздуха предусмат-
ривается из нижней зоны. Расчет раздачи воздуха в промышленных здани-
ях различного назначения приводится на основании подраздела 2.1.6, спра-
вочника [19] и методических указаниях [17].
213
2.2.8.	Аэродинамический расчет систем вентиляции
При проектировании приточных и вытяжных систем вентиляции необ-
ходимо выполнять требования, изложенные в [1, 2]. Воздуховоды проекти-
руются преимущественно круглого сечения из листовой стали. При транс-
портировании воздуха, содержащего химически активные газы, аэрозоли
кислот и щелочей, воздуховоды выполняют из алюминия, нержавеющей
стали, винипласта, керамики и др. В каждом конкретном случае выбор ма-
териалов для проектирования воздуховодов производится в соответствии
со СНиП [1, 2]. Воздуховоды не должны мешать работе оборудования,
транспортных средств, кранов и персонала.
Аэродинамический расчет воздуховодов сводится к определению раз-
меров их поперечного сечения, а также потерь давления на отдельных уча-
стках при заданном расходе А, м3/ч, и рекомендуемой скорости v, м/с.
При увязке ответвлений расхождение в потерях давления должно быть
не более 15%, если воздух поступает в одно помещение (цех) и не более
10%, если в разные помещения [19].
При проектировании вентиляционных систем следует использовать
унифицированные детали воздуховодов (см. рис. 2.20, 2.21), за исключени-
ем систем аспирации и пневмотранспорта. Коэффициенты местных сопро-
тивлений этих деталей с достаточной точностью можно определить по [19].
ПРИМЕР 2.25. Рассчитать сеть металлических воздуховодов приточ-
ной установки П1 (рис. 2.28). Раздача воздуха осуществляется через плафо-
ны регулируемые многодиффузорные типа ПРМ2 с площадью живого се-
чения = 0,08 м2 и коэффициентом местного сопротивления ^=1,4. На
каждый плафон приходится - 1270 м3/ч. Расчетное направление выбирается
через наиболее протяженную и загруженную ветвь. В нашем случае венти-
ляционная система симметрична, воздуховоды будем рассчитывать для
направления через участки 1, 2,3,4, 5.
Рис. 2.28. Расчетная схема сети воздуховодов Ill
214
Глава II
Результаты расчета заносим в таблицу 2.51, удельные потери на трение
R, Па/м, определяем по табл. 2.22, коэффициенты местных сопротивлений
- по справочнику [19].
Таблица 2.51
Расчет воздуховодов системы П1
№	L, м3/ч	Л м	мм	V, м/с	R, Па/м	R£, Па	Рд, Па	2Л	£=£% Па	R£+Z, Па
Плафон ПРМ2	1270			4,4			11,67	1,4	16,33	16,33
1	1270	4	315	4,5	0,77	3,08	12,31	0,61	7,51	10,59
2	2540	3	400	5,6	0,85	2,55	18,93	0,17	3,22	5,76
3	3810	3	400	8,4	1,80	5,39	42,60	0,2	8,52	13,91
4	5080	5	450	8,9	1,71	8,55	47,28	1,26	59,57	68,12
5	10160	3	560	11,5	2,10	6,30	78,86	0,61	48,10	54,40
10СТД 5289	10160			4,7			13,27	1,2	15,93	15,93
Общее сопротивление сети &Рсетй= 185 Па	£185 Аэродинамическая увязка ответвлений ^» = ^«2 + S(W+Z), =16,33 + 10,59 = 26,92 Па										
ПРМ2	1270			4,4			11,67	1,4	16,33	16,33
10	1270	1	315	4,5	0,77	0,77	12,31	0,9	11,08	11,85
£28,18 ст = 28>lj~2A92 х 100 = 4,7% 28,18 Р'^ = ЬРПРМ2+Х(Л<+Z)u = 16,33+10,59 + 5,76 = 32,68 Па										
ПРМ-2	1270			4,4			11,67	1,4	16,33	16,33
11	1270	1	315	4,5	0,77	0,77	12,31	1,5	18,46	19,23
35,56—32,68	со/ ст - —	— х 100 = 8% 35,56 Р'^, = ЛРпгмг + Т.(Р( + Z),,„ = 16,33 +10,59 + 5,76+13,91 = 46,59 П										L 35,56 а
ПРМ2	1270			4,4			11,67	1,4	16,33	16,33
12	1270	1	315	4,5	0,77	0,77	12,31	2,6	32,0	32,77
£49,0										
ст = 49,0-46,59 х100 = 5% 49,0										
Пр имечание. В данном случае разветвления системы Ш абсолютно симметрич-
ны по длинам и расходам. Если этого нет, необходимо рассчитывать левое ответв-
ление и увязывать с правым ответвлением, т.е.
L(«£+Z)1_4=X(^£+Z)6_9.
215
Рекомендуемые скорости в воздуховодах вентиляционных систем об-
щего назначения для промышленных зданий (табл. 2.16): в магистралях -
до 12 м/с; в ответвлениях - до 8 м/с [19].
Определение коэффициентов местных сопротивлений (К.М.С.)
Так как К.М.С. плафона ПРМ2 (£=1,4) относится к скорости выхода
va, то для определения потерь давления в ПРМ находим
L
4,-3600
м/с.
Согласно [19] для ПРМ2 Ло = 0,08 м2.
1270	ov2 12-4 42
Тогда v° = ппя ^nn=4’4 м/с; =^^ = 1,4  ,’-16,33 Па.
= 0,62; £лр = 0,4.
Участок 1. Поворот (отвод) 90° (табл. 22.26 [19]) £=0,21. Тройник на
проход (табл. 22.37) [19]:
^ = 1270=05- А = 3152
4 2540	’ ’ fc 4002
£4 = 0,4 + 0,21=0,61.
Участок 2. Тройник на проход
ко. =	- о зз- - 4вв2 = 1- £ =0 17
4 3810	’ ’ fc 4002	’	'
Участок 3. Тройник на проход
Al = 1270 = о 25-
4 5080	’ ’
f 4002
z=fr°’8; ^=0Л
Участок 4. Поворот (отвод) - 90°, £=0,21.
Тройник на ответвление (табл. 22.36 [19]):
4 _ 5080 _Q5. /о _ 4502
Lc 10160	’ ’ fc 5602
= 0,65; £о=1,05.
£4 = 0,21 + 1,05 = 1,26.
Участок 5. Поворот £=0,21; переход за вентилятором £-0,1 [19]; кон-
фузор перед вентилятором ^конф = 0,3. ££5=0,61.
Узел воздухозабора. В промышленных зданиях приточные камеры
обычно располагаются на площадках на высоте 3-4 м от пола, при этом
воздух забирается через проем в стене цеха. В этом проеме устанавливают-
ся неподвижные штампованные жалюзийные решетки типа СТД Ереш- 1,2
(относится к скорости в живом сечении решетки). Рекомендуемая скорость -
vpeiu до 5 м/с.
Принимаем vpeut = 5 м/с, тогда суммарное живое сечение для прохода
воздуха
216
Глава II
ж.с.
L _ 10160	2
3600 -уреш 3600-5	’ М‘
Принимаем к установке решетки типа СТД 5289 размером 150x580 (Л),
Рж.с. = 0,06 м2, число решеток и = 0,57/0,06= 10 шт. уточняем скорость дви-
жения воздуха в решетках
= 0,62; 4 = 0,9.
10160
Уреш 3600-О,0610" ’
Устанавливаем решетки по вертикали в 2 ряда, по горизонтали в 5 ря-
дов. В этом случае размер приточного проема 750 х 1160 (Л).
Увязка ответвлений
Участок 10. Тройник на ответвлении (табл. 22.36) [19]
4_1270_05. /о=ЗП
4 2540	’ ’	40(
Участок 11. Тройник на ответвлении
А.=1222=о,зз; А=21
4 3810 fc 40
Участок 12. Тройник на ответвлении
4  1270 =п А=зг
4 5080	’ ’ £ 451
= 0,62; ^о=1,5.
= 0,49; 4 = 2,6.
Т.о., потери давления в воздуховодах Ш: АРсети = Y,(R£ + Z) = 185 Па.
Расчет систем аспирации
Системы аспирации предназначены для удаления запыленного воздуха
от укрытий и местных отсосов технологического оборудования.
Целью расчета является определение диаметров участков, потерь дав-
ления в сети, увязка ответвлений.
Воздуховоды систем аспирации рекомендуется принимать круглыми,
минимально допустимые диаметры при транспортировании минеральной,
древесной пыли - 80 мм [19]. Длина ответвлений воздуховодов от местного
отсоса до коллектора не должна превышать 30 м.
Воздуховоды аспирационных систем рассчитывают, как правило, из
условия одновременной работы всех отсосов. При расчете необходимо
тщательно увязывать потери давления в ответвлениях сети, допуская
неувязку не более 5%. При необходимости для увязки потерь давления
допускается увеличить объем воздуха, удаляемого от того или иного от-’
coca, до 15% или устанавливать конусные диафрагмы на вертикальных
участках.
Расчет воздуховодов систем аспирации рекомендуется проводить по
методу динамических давлений. При перемещении малозапыленного воз-
217
духа с массовой концентрацией ц< 0,01 кг/кг потери давления, Па, на рас-
четном участке
V2
(2.Ю6)
где - сумма коэффициентов местных сопротивлений на участке;
v - скорость движения воздуха в воздуховоде.
Скорость движения воздуха следует принимать больше скорости тро-
гания и витания частиц пыли. Практические значения скорости в воздухо-
водах для перемещения различного транспортируемого материала приво-
дятся в табл. 22.57 [19].
Приведенный коэффициент трения
Ъ =&	(2.Ю7)
а
где X - коэффициент сопротивления трения;
d - диаметр воздуховода, мм;
£ - длина расчетного участка воздуховода, м.
Значения Wd для металлических воздуховодов систем аспирации
d, мм	Значения Ud при скорости воздуха, м/с							
	01-3	3,1-6	6,1-9	9,10-12	12,1-15	15,1-18	18,1-21	21,1-25
80	0,418	0,318	0,28	0,257	0,245	0,237	0,231	0,222
100	0,316	0,24	0,212	0,198	0,189	0,183	0,178	0,173
ПО	0,281	0,213	0,188	0,177	0,169	0,164	0,159	0,155
125	0,239	0,181	0,161	0,153	0,146	0,141	0,137	0,133
140	0,208	0,158	0,141	0,133	0,129	0,123	0,12	0,117
160	0,176	0,133	0,121	0,114	0,109	0,106	0,103	0,1
180	0,152	0,115	0,105	ОД	0,096	0,092	0,09	0,087
200	0,133	0,101	0,093	0,088	0,084	0,081	0,079	0,077
225	0,115	0,088	0,081	0,077	0,073	0,071	0,069	0,067
250	0,101	0,078	0,072	0,068	0,065	0,063	0,061	0,059
280	0,088	0,068	0,063	0,059	0,057	0,055	0,054	0,052
315	0,075	0,06	0,055	0,052	0,05	0,048	0,047	0,045
355	0,065	0,052	0,048	0,045	0,043	0,042	0,041	0,039
400	0,056	0,045	0,041	0,039	0,038	0,036	0,035	0,034
При перемещении воздуха с механическими примесями ц > 0,01 кг/кг
потери давления в сети на трение, местные сопротивления и подъем транс-
портируемых с воздухом примесей определяется по формуле
P = i,iZ(^.(i+^))+Z4v,
(2.108)
где 1,1- коэффициент на неучтенные потери;
218
Глава II
Рр/1 + Лц) - суммарные потери давления на участках расчетного на-
правления при перемещении воздуха с примесями, Па;
к - опытный коэффициент, зависящий от характера транспортируемо-
го материала; для внутрицеховых систем пневмотранспорта к = 1,4 [19];
ц - массовая концентрация смеси, кг/кг; для шлифовальных, заточных,
полировальных станков р = 0,05, для древесных отходов ц=0,1 [19];
£в - длина вертикального участка воздуховода.
Если ^£ev составляет менее 30 Па, ее можно не учитывать.
ПРИМЕР 2.26. Рассчитать сеть воздуховодов из листовой стали сис-
темы аспирации шлифовального участка (рис. 2.29), где установлено сле-
дующее оборудование: 1) станок обдирочный £ = 860м3/ч; 2) станок
шлифовальный - 3 штуки по L = 520 м3/ч; 3) станок полировальный
L = 530 м3/ч.
Вертикальный коллектор
4
1,<
4,000
0110,£=5м /у
£=530м3/ч '<-
0140,1 = 8м
£=860м3/ч
В1
0110,£=5,5м
£=520 м3/ч
7\ 0110,1=6м
£ = 520м3/ч
0,500 /7x 0110,€=6м
£=520м3/ч
0250,1= 10м
£=2950м3/ч
Циклон
ЦН-11 </=630
Рис. 2.29. Расчетная схема сети воздуховодов системы аспирации В1
7,000
^_025О,^=6м
К расчету принята схема с вертикальным коллектором-сборником ци-
линдрической формы. Диаметр коллектора определяется, исходя из скоро-
сти в нем 3—5 м/с. Высота коллектора 400-700 мм. Коллектор-сборник
следует располагать в помещении так, чтобы расстояние до каждого станка
было по возможности одинаково.
Минимальная скорость в воздуховодах для мелкой минеральной пыли —
14 м/с [19].
Расчет ведем через самый отдаленный станок - участок 1. Расчеты
сводим в табл. 2.52.
Таблица расчета сети воздуховодов системы В1
Таблица 2.52
№ уч.	Оборудование	Заданные величины		Принятые величины					£э = = (М*Х	к	£э + + 2Л	Р<ъ Па	Руч ~~ Па
		L, м3/ч	V, м/с	м	L, м3/ч	V, м/с	d, мм	Md					
1	Станок обдирочный	860	14	8	860	15,5	140	0,123	0,98	4,3	5,28	144,2	761
2	—	2950	——	10	2950	16,7	250	0,063	0,63	1,35	1,98	167,3	331
3	**- 	2950	—	6	2950	16,7	250	0,063	0,38	1,1	1,48	167,3	248
Суммарные потери в сети ЕЛ,2,з= 1340 Па Увязка ответвлений РраСп =	= 761 Па													
4	Станок шлифовальный	520	14	5,5	520	15,2	ПО	0,164	0,9	4,3	5,2	138,6	721
761-721 1ЛЛ ст =	х100 = 5% 761 Ррасп = Руч = 761 Па													
5	Станок шлифовальный	520	14	6	520	15,2	НО	0,164	0,98	4,3	5,28	138,6	732
ст = 761 732.х i00 = 3,8% 761 Ррасп = Руч = 761 Па. Уч. 6 аналогичен участку 5, т.е. Р6 = 732 Па Ррасп ~ Руч — 761 Па													
7	Станок шлифовальный	530	14	5	530	15,5	ПО	.0,164	0,82	4,3	5,12	144,2	750
ст= 761 75°х100 = 1,5% 761													
219
220
Глава II
Участок 1, Защитно-обеспыливающий кожух станка £=3,0; два пово-
рота под Z90° £ = 2 - 0,25 = 0,5; вход в коллектор =0,8. S£i - 4,3.
Участок 2. Выход из коллектора £ = 0,5; 3 поворота £ = 3*0,25=0,75;
переход к вентилятору £ = 0,1; Е£г = 135.
Участок 3. Диффузор за вентилятором £=0,7; поворот 90° £=0,25; пе-
реход с круглого на прямоугольное сечение (к циклону) £=0,15. £з= 1,1.
Участки 4, 5, 6, 7 аналогичны участку 1 Е£=4,3.
Производительность вентилятора с учетом 10% подсоса воздуха через
неплотности воздуховодов и 10% подсоса через неплотности циклона со-
ставляет Ze=l,lxl,lx 2950 = 3570 м3/ч.
Для очистки воздуха принимается к установке циклон ЦН-11-630
(при удалении древесных отходов применяют циклоны Гипродревпрома с
^ = 5,4 [19]).
При подборе циклонов скорость воздуха во входном патрубке не сле-
дует принимать более 20 м/с. Скорость движения воздуха во входном пат-
рубке циклона (при площади патрубка 0,0495 м2).
Потери давления в циклоне при £^ = 5,2 [19]
202
Р„=5,2~- 1,2 = 1248 Па.
Далее производим пересчет потерь давления в сети с учетом транспор-
тирования смеси воздух-минеральная пыль по формуле (2.108)
Ле^=1,Ы340-(1 + 1,4-0,05)= 1578 Па.
Потери давления в системе В1
ЬРжт =	1578+1248 = 2826 Па.
сети
Подбираем вентилятор для системы аспирации В1.
Производительность вентилятора £ = 3570 м3/ч.
Развиваемое полное давление вентилятора Р = 1,1 • 2826 = 3109 Па.
Принимаем к установке радиальный пылевой вентилятор ВР-100-45-5
с числом оборотов 2575 об/мин., на клиноременной передаче с электродви-
гателем АИР132М4, мощностью 11 кВт.
2.3.	Кондиционирование воздуха и холодоснабжение
2.3.1.	Исходные данные для выполнения курсовой работы
Системы кондиционирования воздуха (СКВ) относятся к эффектив-
ным средствам формирования в автоматическом режиме в закрытых поме-
щениях всех или отдельных параметров воздушной среды (температуры,
221
влажности, подвижности, запыленности и др.) в местах пребывания людей
(комфортное кондиционирование) или при реализации технологических
процессов (технологическое КВ). Широкое применение находят также
комфортно-технологические системы. СКВ формируют оптимальные для
жизнедеятельности людей параметры воздушной среды, способствует по-
вышению производительности труда и создает требуемые условия для ор-
ганизации и реализации технологических процессов. Системы кондицио-
нирования воздуха устраивают:
•	первого класса - для обеспечения метеорологических условий,
требуемых для реализации технологического процесса при экономиче-
ском обосновании или в соответствии с требованиями нормативных до-
кументов; средняя необеспеченность требуемых параметров воздушной
среды в обслуживаемом помещении в этом классе СКВ составляет в
среднем 100 часов в год при круглосуточной работе и 70 часов при одно-
сменной работе;
•	второго класса - для обеспечения метеорологических условий в пре-
делах оптимальных санитарных норм или требуемых для технологических
процессов; показатели необеспеченности для этого класса СКВ составляют
соответственно 250 и 175 часов за год;
•	третьего класса - для обеспечения метеорологических условий в
пределах допустимых норм, если они не могут быть обеспечены вентиля-
цией в теплый период года без применения искусственного охлаждения
воздуха, или оптимальных норм - при экономическом обосновании или на
основании задания на проектирование. Средняя необеспеченность для это-
го класса СКВ равна 450 часам при круглосуточной работе и 315 часам в
год при односменной работе.
Расчетные метеорологические условия в рабочей зоне кондициониру-
емых производственных помещений, а также в обслуживаемой зоне обще-
ственных, административно-бытовых, жилых и иных помещений приве-
дены в ГОСТ 12.1.005 - «Общие санитарно-гигиенические требования к
воздуху рабочей зоны», в справочниках, в отраслевых нормативных доку-
ментах и в других нормативных источниках [1-5, 7-15,31-37 и др.].
Расчетные параметры наружного воздуха для проектирования систем
КВ этих помещений следует принимать по [1-5]:
•	параметры А - для кондиционирования воздуха третьего класса в те-
плый период года;
•	параметры Б - в холодный период года и для систем кондициониро-
вания воздуха первого класса в теплый период года. Для систем кондицио-
нирования воздуха второго класса следует принимать температуру наруж-
ного воздуха для теплого периода года ниже на 2°С и удельную энтальпию
меньше на 2 кДж/кг, чем установленные для параметров Б.
Например, для гг. Якутск, Минск и Одесса расчетные климатические
параметры наружного воздуха приведены в таблице 2.53.
222
Глава II
Таблица 2.53
Климатические параметры наружного воздуха
Период года	Город	Параметры А		Параметры Б	
		темпера- тура, °C	удельная эн- тальпия, кДж/кг	темпера- тура, °C	удельная эн- тальпия, кДж/кг
Теплый	Якутск	23,0	48,1	28,6	52,3
	Минск	21,2	47,2	25,8	50,6
	Одесса	25,0	59,0	28,6	62,0
Холодный	Якутск	-45,0	-45,2	-55,0	-55,3
	Минск	-10,0	-6,8	-24,0	-22,7
	Одесса	-6,0	-1,3	-18,0	-16,3
В соответствии с данными СНиП II-А. 6-72 «Строительная климатоло-
гия и геофизика» для теплого периода года продолжительность стояния
температур выше 21 °C для г. Минска составляет 365 часов/год, а темпера-
туры выше 26°С наблюдаются в среднем более 46 часов в году. Выбор в
качестве расчетных параметров «А» или «Б» наружного воздуха определя-
ет, таким образом, сколько часов в году СКВ не сможет обеспечивать в
установленных пределах параметры внутреннего воздуха. По этой причине
необходимо внимательно относиться к выбору расчетных параметров на-
ружного воздуха и при наличии требований «Заказчика» следует прини-
мать и иные расчетные параметры наружного воздуха.
2.3.2.	Системы кондиционирования воздуха
Системы кондиционирования воздуха (СКВ) представляют собой со-
вокупность технических средств, служащих для приготовления, транспор-
тировки и распределения воздуха, автоматического регулирования и кон-
троля процессов изменения его параметров. СКВ выполняют функции пе-
ремещения, распределения и смешения потоков воздуха, очистки их от
загрязняющих веществ, в том числе и от носителей запахов; нагрева или
охлаждения; осушки или увлажнения; утилизации теплоты. СКВ являются
основной составной частью системы кондиционирования микроклимата
(СКМ), обеспечивающей внутренние климатические условия и включаю-
щей в себя кроме СКВ также наружные ограждающие конструкции, систе-
мы отопления и вентиляции. СКВ подразделяют на центральные и мест-
ные, круглогодичные и сезонные. Местные кондиционеры применяются
в быту, в офисных помещениях и предназначены для обслуживания не-
скольких рядом расположенных помещений, одного помещения или части
его. Центральные СКВ обслуживают группу преимущественно близких по
требованию к параметрам воздушной среды помещений. Они бывают одно-
и двухканальные, прямоточные (подающие в помещение только наруж-
ный воздух) и с частичной рециркуляцией (часть воздуха для формиро-
223
вания приточной смеси забирается из помещения). Забор части воздуха из
помещения выполняется с целью повышения энергетической и экономиче-
ской эффективности СКВ. Минимально допустимое количество наружного
воздуха определяют исходя из нормативных требований, базирующихся на
условии обеспечения санитарной нормы подачи воздуха на одного челове-
ка [1, 2]; компенсации воздуха, удаляемого вытяжной вентиляцией и ис-
пользуемого на технологические нужды; поддержании избыточного давле-
ния в кондиционируемом помещении [1,2, 18, 19].
Основным элементом СКВ является кондиционер - агрегат для обра-
ботки и перемещения воздуха. Различают автономные (со встроенными
холодильными машинами) и неавтономные (снабжаемые холодом и теп-
лотой от внешних источников) кондиционеры, кондиционеры-доводчики
(снабжаемые воздухом от центрального кондиционера, а теплотой и холо-
дом - от внешнего источника). Большую группу составляют прецезионные
кондиционеры, которые обеспечивают высокую точность поддержания
температуры (±0,1 К) и влажности обрабатываемого воздуха. Одновремен-
но с поддержанием требуемых значений t и (р в кондиционерах воздух
очищается от пыли. В некоторых помещениях чистота воздуха имеет при-
оритетное значение. В специфических условиях могут предъявляться тре-
бования по уровню ионизации воздуха и т.д. При разработке СКВ необхо-
димо также оценивать уровень шума, формируемого установкой КВ в об-
служиваемом помещении.
Широко применяют кондиционеры, в которых для изменения темпе-
ратуры и влагосодержания воздуха реализуются процессы тепло- и мас-
сообмена путем непосредственного контакта его с водой в контактных
аппаратах (форсуночные камеры, орошаемые насадки и слои и т.п.). Теп-
ловлажностная обработка воздуха осуществляется также с помощью пара,
жидких и твердых сорбентов. Изменение только температуры воздуха
осуществляется с помощью теплообменников, в которых теплота переда-
ется воздуху от теплоносителя через разделяющую стенку. Как правило, в
качестве этой стенки применяются оребренные трубные поверхности.
Такие теплообменники называются калориферами, а при отводе теплоты
от обрабатываемого воздуха с помощью холодоносителя или хладоагента -
воздухоохладителями.
Рынок кондиционеров в настоящее время характеризуется высоким
уровнем потребления и формируется большим количеством производите-
лей и продавцов. В основу производства кондиционеров производители
закладывают модульный принцип построения типового ряда. Типовой ряд
конкретного производителя состоит из набора кондиционеров, каждый из
которых имеет свой диапазон применения по количеству обрабатываемого
воздуха. Каждый кондиционер из типового ряда производитель формирует
из типовых модулей. Этот подход позволяет ограничить номенклатуру
применяемых изделий и при этом получить широкий диапазон изменения
производительности и функциональных особенностей. Фирмы-производи-
224
Глава II
тели формируют параметры типового ряда собственной продукции исходя
преимущественно из своих производственных возможностей.
В зависимости от характера требуемых процессов обработки воздуха
кондиционеры (рис. 2.30) компонуются из следующих элементов и функци-
ональных блоков:
-	контактных аппаратов, в том числе сблокированных с воздухоохлади-
телями;
-	блоков первого и второго подогрева;
-	воздухоохладителей;
-	блока очистки воздуха;
-	блока утилизации теплоты;
-	вентиляторного агрегата;
-вспомогательного оборудования (камер обслуживания, смесительных
камер, блоков приемных и присоединительных).
Большинство производителей кондиционеров включают в их состав и
агрегаты для удаления воздуха из помещения, т.е. вытяжной вентилятор,
необходимый набор клапанов для управления потоком вытяжного воздуха,
фильтр.
Рис. 2.30. Общий вид кондиционера с линейной компоновкой
функциональных блоков
Обязательным элементом кондиционера является система автоматиче-
ского регулирования и контроля параметров воздуха и применяемых энер-
гоносителей, а в некоторых случаях и средства обеспечения безопасных
режимов эксплуатации. При наличии некоторых специфических требова-
ний в состав кондиционера могут входить и другие элементы.
Фирмы-производители кондиционеров, как правило, имеют основные
(базовые) схемы комплектации и множество производных схем, являю-
225
щихся модификациями базовых. Модификация базовых схем заключается в
дополнительной их комплектации отдельными элементами кондиционера
(камерами обслуживания, клапанами, воздухонагревателями, утилизатора-
ми) для увеличения эффективности подогрева или охлаждения воздуха; в
изменении схемы компоновки элементов (вертикальное, горизонтальное,
угловое и т.д.), в изменении применяемых материалов и т.п. Это позволяет,
например, для одной производительности кондиционера получить модифи-
кации с различными схемами забора воздуха, направлениями выхода его из
кондиционера; местом расположения установки: в техническом помеще-
нии, на крыше здания и т.д.; горизонтального или вертикального движения
потоков и т.п.
Блоки первого и второго подогрева комплектуются воздухонагре-
вателями (калориферами) без обводного канала и с обводным каналом, в
который встраивается воздушный клапан. Калориферы предназначены
для нагрева обрабатываемого воздуха. Теплоносителем преимуществен-
но служит вода, максимальные значения температуры и давления ее рег-
ламентируются техническими условиями производителя. Реже применя-
ются паровые калориферы. Воздухонагревательные элементы калорифе-
ров изготавливаются преимущественно из оребренных медных или
биметаллических труб. Биметаллическая труба состоит из внутренней
стальной и внешней алюминиевой трубы с накатным оребрением. Число
рядов трубок определяется потребностью в теплоте на нагрев воздуха.
Чаще всего применяются калориферы с числом рядов трубок от одного
до четырех.
Воздухоохладители конструктивно схожи с калориферами. Отличие
их от калориферов определяется условиями применения. При охлаждении
воздуха может образовываться конденсат, который способствует интенси-
фикации коррозии поверхности трубок. В этой связи применяются ореб-
ренные трубки, поверхность которых со стороны обрабатываемого воздуха
покрывается цинком. Такие трубки имеют высокую устойчивость против
воздействия процессов коррозии в условиях влажной среды. В воздухоох-
ладителях устраивается до шести включительно рядов охлаждающих тру-
бок. В воздухоохладителях необходимо также организовывать сбор и отвод
конденсата. Для предотвращения уноса конденсата с поверхности трубок
воздухоохладителя ограничивается скорость движения воздуха во фрон-
тальном сечении, этот параметр назначается производителем и в среднем
составляет 3 м/с. Секция воздухоохладителя, как и секция подогрева возду-
ха, может иметь обводной канал с клапаном. На выходе из воздухоохлади-
теля может устанавливаться каплеуловитель.
В трубки воздухоохладителей может подаваться холодоноситель и
хладоагент. В последнем случае они являются испарителями холодильной
машины и их называют воздухоохладителями непосредственного охлажде-
ния. Воздухоохладители-испарители применяются в автономных конди-
ционерах.
226
Глава II
В процессе эксплуатации межреберное пространство трубок калори-
феров и воздухоохладителей загрязняется осаждающимися из воздуха ме-
ханическими примесями. Слой загрязнений может существенно снизить
интенсивность процессов теплообмена. По этой причине до секций подог-
рева (охлаждения) необходимо устанавливать блоки очистки воздуха от
механических примесей. Эти же блоки в первую очередь должны обеспе-
чивать требуемую степень очистки воздуха по комфортным или техноло-
гическим условиям.
Секции подогрева (охлаждения) воздуха должны иметь доступ к фрон-
тальной поверхности с обеих сторон с целью обеспечения технического
обслуживания. По этой причине до и после них могут устанавливаться про-
межуточные секции или секции обслуживания со встраиваемыми герме-
тичными дверьми или люками. В кондиционерах малой производитель-
ности доступ к оборудованию для обслуживания осуществляется через
съемные боковые панели.
При выборе и конструировании схемы теплоснабжения калориферов
или схемы холодоснабжения воздухоохладителей необходимо обеспечи-
вать выполнение некоторых обязательных требований:
-	свободного опорожнения системы от теплоносителя или холодоноси-
теля;
-	выпуска воздуха из верхних точек трубопроводов;
-	не переполнение линий отвода конденсата;
-	свободного расширения труб системы теплоснабжения (холодоснаб-
жения) и трубок в теплообменниках;
-	недопустимости воздействия силы тяжести трубопроводов и арматуры
на теплообменники;
-	предотвращения замерзания теплоносителя в холодный период года.
При применении нескольких теплообменников необходимо выбрать
рациональную схему обвязки их теплопроводами. Обвязка обеспечивает
последовательное, параллельное и последовательно-параллельное прохо-
ждение воды по теплообменникам, а также определяет живое сечение
труб для прохода воды и ее скорость. Схема обвязки должна обеспечи-
вать отключение теплообменников, условия регулирования подачи теп-
лоносителя (холодоносителя или хладоагента), удобство обслуживания.
Рекомендуемые схемы обвязки теплопроводов приведены в справочной
литературе и в технических условиях производителей. Подробная мето-
дика подбора калориферов рассмотрена в разделе «Вентиляция» данного
пособия и в справочной литературе, а также в материалах производителей
кондиционеров, которые, как правило, предоставляют только ее элек-
тронную версию.
Камеры орошения и другие средства тепловлажностной обработ-
ки воздуха. При кондиционировании воздуха в зависимости от конкрет-
ных условий и требуемой эффективности процесса тепловлажностной об-
227
работки применяют различные технические средства, позволяющие изме-
нить влагосодержание и температуру обрабатываемого воздушного пото-
ка. Процесс увлажнения осуществляется при контакте воздуха с каплями
воды (например, в камерах орошения), со смоченной поверхностью на-
садки или слоя, путем введения в воздушную среду воды в молекулярном
состоянии (увлажнение воздуха паром) или близком к молекулярному
состоянию (увлажнение с помощью ультразвуковых диспергаторов). В
качестве орошаемых слоев применяются слои волокнистых материалов;
слои, заполненные сетками или специальными керамическими материа-
лами и т.д. Насадки образуют, например, с помощью пластмассовых, де-
ревянных пластин и т.п. Возможны и другие способы увлажнения возду-
ха, например, с помощью дисковых увлажнителей, высокодисперсного
распыла воды специальными форсунками непосредственно в объем по-
мещения, применения перегретой воды и т.д. Некоторые способы увлаж-
нения воздуха требуют специальной подготовки воды, в частности, той
или иной степени умягчения ее.
Камеры орошения представляют собой устройства, в которых вода
разбрызгивается с помощью форсунок. При контакте воздуха с каплями
воды за счет процессов тепло- и массообмена происходит изменение тем-
пературы и влажности обрабатываемого воздушного потока. Камеры
орошения состоят из одного или двух коллекторов, к которым присоеди-
няются трубные стояки. На стояках крепятся форсунки для распыла воды.
В зависимости от количества коллекторов камеры бывают одно- и двух-
рядными, с распылом воды «по» и «против» потока воздуха. На выходе из
камеры устанавливается каплеуловитель, дополнительно с целью умень-
шения каплеуноса скорость во фронтальном сечении ее ограничивается
~3 м/с. На входе может предусматриваться стабилизатор, обеспечиваю-
щий равномерное по сечению поле скоростей воздушного потока. Раз-
брызгиваемая вода собирается в поддоне, циркуляция ее по системе водо-
снабжения осуществляется с помощью насоса, имеются также инженер-
ные системы подготовки, нагрева (охлаждения) воды и создаются
необходимые условия для обслуживания камеры. Камеры орошения с
системой обеспечения циркуляции и поддержания требуемых параметров
воды представляют собой сложные и дорогостоящие комплексы. Введе-
ние их в состав кондиционера существенно повышает его стоимость. По
этой причине в последнее время применяют оросительные камеры, рабо-
тающие только в адиабатическом (изоэнтальпийном) режиме, т.е. без сис-
темы охлаждения (нагрева) циркулирующей воды.
В орошаемых слоях вода подается на смачиваемые поверхности на-
садки или элементов слоя. Они имеют меньшую по сравнению с камерами
орошения удельную площадь контакта воздуха с поверхностью воды
(м /м ), меньшую эффективность процесса увлажнения и ощутимо мень-
ший коэффициент орошения.
228
Глава II
Паровые увлажнители состоят из генератора пара (для испарения воды
преимущественно применяется электрическая энергия), паропровода, фор-
сунок или коллектора ввода пара в воздушную среду, трубопровода отвода
конденсата. Ввиду высокой стоимости электроэнергии применение паро-
вых увлажнителей должно обосновываться технико-экономическими рас-
четами.
Все устройства увлажнения воздуха должны обеспечиваться система-
ми автоматического регулирования режима работы и в обоснованных слу-
чаях могут иметь обводной канал с клапаном.
Осушка воздуха может осуществляться различными способами, в том
числе и с помощью контактных аппаратов. При контакте в них воздуха с
водой, температура которой ниже температуры точки росы для данных па-
раметров воздуха, водяные пары конденсируются на водной поверхности.
В контактных аппаратах осушка воздуха может осуществляться и при
взаимодействии его с растворами сорбентов (бромистого лития, хлористого
кальция, гликолей). Такой контактный аппарат по структуре близок к уст-
ройству оросительных камер и дополнительно в нем имеются инженерные
системы для регенерации раствора путем выпаривания поглощенной влаги.
Жидкие сорбенты обладают достаточно высокой коррозионной активно-
стью и по этой причине такие системы изготавливаются из специальных
материалов и имеют высокую стоимость. Для осушки воздуха могут при-
меняться и твердые поглотители (твердые сорбенты). К ним относятся се-
ликогель, алюмогель, активированный уголь и др. Из этих веществ форми-
руются кассеты, через которые и пропускается осушаемый воздух. Как
правило, в этом случае в установке имеется минимум две кассеты. Одна
работает в режиме поглощения влаги, другая - в режиме регенерации. Ре-
генерация осуществляется путем подогрева сорбента и выпаривания улов-
ленной влаги.
При конденсации влаги на поверхности воды или сорбента выделяется
теплота парообразования. По этой причине процесс осушки воздуха всегда
сопровождается повышением его температуры.
Осушка воздуха может осуществляться и при контакте его с холодны-
ми поверхностями, температура которых ниже температуры точки росы.
Часто для этого используются воздухоохладители.
Секция очистки воздуха, часто которую называют секцией фильтра-
ции, предназначена для снижения в обрабатываемом воздухе концентрации
механических примесей и доведения этого параметра до уровня ниже ПДК.
Второе назначение секции фильтрации - защита теплообменных поверхно-
стей (в утилизаторах теплоты, калориферах и воздухоохладителях) от за-
грязнений механическими примесями. В современных кондиционерах для
очистки воздуха от пыли чаще всего применяется фильтрация его через
полотна и реже через ткани, отсюда вытекает применение в терминологии
частного случая очистки воздуха с помощью фильтрации для наименова-
ния секции очистки. В секциях грубой очистки могут применяться метал-
229
лизированные сетки и ткани из синтетических волокон. Конструктивно
фильтрующие элементы могут быть оформлены в виде ячеек (панелей),
гофрированных листов, карманов различной длины и т.д. Фильтры грубой
очистки (по европейскому стандарту EURO VENT 4/5 классы EU1...EU4)
имеют степень очистки 65...90%; фильтры среднего класса (EU5...EU9)
имеют степень очистки до 95%.
Размеры карманных и ячейковых фильтров положены в основу вы-
бора размеров и формы поперечного сечения кондиционера на основе
размеров модуля фильтрующего элемента. Некоторыми производителями
в качестве фильтрующего элемента приняты карманные и ячейковые
фильтры на направляющих с размером модуля 610x610 мм (и его произ-
водные 610x305 и 305x305 мм), другими - фильтрующие элементы, раз-
мещаемые на каркасе с размером модуля 428x428, или 490x490 или
592x592 (592x287) мм.
Требуемая площадь фильтрации и вытекающий отсюда набор фильт-
рующих элементов определяет размер поперечного сечения кондиционера.
Следует отметить также, что при выборе размера поперечного сечения
кондиционера учитываются также ограничения на скорость движения воз-
духа в поперечном сечении камер орошения и воздухоохладителей с мок-
рым режимом эксплуатации (по условиям отсутствия каплеуноса).
Полотна представляют собой нетканый материал с произвольным
расположением тонких полиэфирных или иных волокон (путанка). По-
лотна характеризуются толщиной (мм), плотностью (кг/м2) и толщиной
нити, чаще всего выражаемой с помощью внесистемной единицы - текс.
Количество «текс» численно равно массе нити длиной 1 км или метр, со-
ответственно в граммах или в милиграммах (г/км - мг/м). Чем меньше
толщина полотна при одинаковой плотности или чем выше плотность при
одинаковой толщине, а также чем меньше значение текс при одинаковой
толщине и плотности - тем меньше пористость полотна и тем выше сте-
пень очистки воздуха. С уменьшением текс при одинаковой плотности и
толщине полотна уменьшается размер пор, такие материалы улавливают
частицы меньших размеров.
Образующие фильтровальное полотно волокна относятся к классу
синтетических материалов, они характеризуются низкой гигроскопично-
стью; высокой кислотостойкостью и устойчивостью против действия орга-
нических растворителей; низкой термостойкостью (рабочая температура до
60°С). В полотно могут вплетаться металлические нити, придающие ему
большую прочность и снижающие вероятность накопления статического
электричества.
Фильтрующие поверхности вместе с элементами крепления и поддер-
живающей конструкцией являются легкосъемными устройствами. В зави-
симости от требуемой степени очистки и характера улавливаемой пыли в
кондиционере могут применяться одна, две или три последовательно уста-
новленные секции очистки воздуха.
230
Глава II
Секции утилизации теплоты предназначены для повторного приме-
нения теплоты или холода, забираемых от уходящего воздуха систем вен-
тиляции и кондиционирования, от технологических потоков, местных
отсосов и т.п. В системах кондиционирования воздуха в качестве утили-
заторов тепловой энергии применяются пластинчатые рекуперативные
теплообменники с перекрестным или противоточным движением теплоно-
сителей, роторные теплообменники регенеративного типа и теплообменни-
ки с промежуточным теплоносителем. В отдельных случаях применяются
теплообменники-утилизаторы на тепловых трубках. Применение секции
утилизации теплоты должно обосновываться технико-экономическими
расчетами. Тип секции утилизации теплоты определяется характеристика-
ми потоков и требованиями, предъявляемыми к помещению, в котором
необходимо осуществлять кондиционирование воздуха.
Работа утилизатора оценивается температурным или тепловым коэф-
фициентом эффективности. Температурный коэффициент эффективности
для пластинчатых рекуператоров достигает 70%, для регенеративных теп-
лообменников с вращающимся ротором - 83% и для теплообменников с
промежуточным теплоносителем - до 55%.
Наибольшее применение в технике кондиционирования воздуха полу-
чили пластинчатые теплообменники-утилизаторы. В случае переноса теп-
лоты в теплообменнике между воздушными средами процесс может идти с
конденсацией водяных паров в одном из трактов, причем в зависимости от
периода года это может происходить и на тракте удаляемого воздуха и на
тракте приточного воздуха. При наличии конденсации влаги теплообмен-
ники комплектуются поддонами для сбора конденсата и сепараторами для
предотвращения уноса капель в последующие элементы воздушного трак-
та. При работе утилизатора в зимнее в зоне конденсации возможно обмер-
зание теплопередающих поверхностей и зарастание снеговой шубой про-
точных частей теплообменника. В этих случаях предусматривается управ-
ление режимом работы с помощью средств автоматизации и установка
обводных клапанов, а нижнее рабочее значение температуры «холодного»
теплоносителя ограничивается. Например, нижний предел температуры
наружного воздуха в зависимости от параметров удаляемого воздуха в
среднем ограничивается уровнем -5°С.
Вентиляторы в СКВ предназначены для организации перемещения по
воздушным трактам требуемого количества воздуха. В установках конди-
ционирования применяются вентиляторы и вентиляторные агрегаты. По-
следние кроме привода и собственно вентилятора включают несущую ра-
му, передачу, виброизоляторы, при необходимости направляющий аппарат
и средства управления. Вентиляторный агрегат монтируется в вентилятор-
ной секции, что позволяет без существенных трудностей изменять направ-
ления подвода и отвода воздуха. Наибольшее применение в кондиционерах
получили радиальные вентиляторы с загнутыми назад и вперед лопатками,
в случае большой производительности - с двухсторонним всасыванием.
231
В настенных блоках сплит-систем применяются диаметральные вентилято-
ры и редко в некоторых автономных установках диагональные. Электро-
привод вентиляторов может быть одно- и многоскоростным. Регулирова-
ние частоты вращения ротора привода может осуществляться и с помощью
преобразователей частоты тока.
Неотъемлемой частью СКВ является и система воздухораспределе-
ния. Воздух, приготовленный в установке комфортного кондиционирова-
ния с соблюдением всех требований, при не соблюдении требований по
нормированию его подвижности, температуры и влажности в рабочей или
обслуживаемой зоне может создать в помещении зону дискомфорта.
Для ассимиляции тепло- и влагоизбытков приточный воздух на вы-
ходе из воздухораспределителя имеет температуру и влагосодержание
меньшие, чем в рабочей или обслуживаемой зоне. По пути к ней эта раз-
ность должна уменьшится до допустимых значений. Эту задачу и решает
система воздухораспределения. Кроме того, в рабочей или обслуживае-
мой зоне должна соблюдаться нормируемая подвижность воздуха. Повы-
шенные скорости движения воздуха формируют ощущение «сквозняка».
Для раздачи воздуха в СКВ применяются различные типы воздухораспре-
делителей, формирующие прямоточные, веерные, конические, закручен-
ные, каскадные и др. струи, имеющие различную интенсивность падения
температуры и скорости потока по мере удаления его от воздухораспреде-
лителя. Правильный выбор места расположения, типа воздухораспре-
делителя, его размера и количества применяемых воздухораспределите-
лей обеспечивает комфортное состояние воздуха в обслуживаемой зоне
помещения.
При расчете процессов кондиционирования воздуха изменение его со-
стояния изображается в I-d диаграмме. Приведем в качестве напоминания
характер изменения состояния воздуха при прохождении через тот или
иной элемент кондиционера (рис. 2.31).
Наиболее простыми для расчета являются процессы смешения и на-
грева воздуха. Нагрев воздуха осуществляется без изменения влагосодер-
жания, т.е. по линии d~ const (процесс lb-2b). При смешении воздуха с
параметрами А и Б точка смеси (См) находится на линии, соединяющей
точки А и Б и делит отрезок А и Б в соотношении обратно пропорциональ-
ном массам смешиваемых объемов воздуха. Например, в приводимом на
рис. 2.31 варианте воздух с параметрами А в смеси составляет три массовые
части, а воздух с параметрами Б - одну массовую часть.
При контакте воздуха с водой изменение его параметров происходит в
результате сложных процессов тепло- и массообмена, зависящих от акку-
мулирующей способности (произведения массы на теплоемкость) взаимо-
действующих веществ, скорости их взаимного перемещения, площади
взаимодействия, теплофизических параметров и температуры каждого
компонента и т.д. Это чрезвычайно сложные процессы и учет их в полной
мере при решении инженерных задач неоправдан.
232
Глава II
Рис. 2.31. Схема основных процессов изменения состояния воздуха при
обработке его в установках кондиционирования
При расчете процессов взаимодействия воздуха с водой на стадии про-
ектировании систем кондиционирования воздуха принята упрощенная мо-
дель, представляющая процесс переноса влаги от водной поверхности к
воздуху как процесс смешения. Предполагают, что тонкий слой воздуха
над поверхностью воды полностью насыщен водяными парами (<р= 100%),
а его температура равна температуре воды. При таком предположении про-
цесс тепло- и массообмена между воздухом и водой можно рассматривать
как процесс смешения основного потока воздуха с воздухом в тонком слое,
находящемся в насыщенном состоянии вследствие прямого контакта с во-
дой. Параметры смеси, в соответствии с этим допущением, находятся на
прямой, соединяющей точку начального состояния воздуха с точкой, соот-
ветствующей температуре воды и расположенной на линии ср- 100%. По-
ложение точки смеси, как уже было отмечено, зависит от величины поверх-
ности тепло- и массообмена, продолжительности контакта воздуха и воды,
скорости их взаимного перемещения, а также параметров воздуха и воды.
233
На рис. 2.31 в соответствии с принятой упрощенной моделью пред-
ставлено несколько вариантов изменения состояния воздуха с начальными
параметрами 1 при различном значении температуры воды W. Процесс 1-2
(увлажнение с подогревом) осуществляется, если температура воды выше
температуры воздуха, tw2 > G- Процесс 1-3 соответствует изотермическому
увлажнению, /u3 = /i. Процессы 1-4... 1-8 осуществляются с понижением
температуры, 1-4 - политропическое, а 1-5 - адиабатическое или изоэн-
тальпийное увлажнение. Процесс адиабатического увлажнения реализует-
ся, если температура воды равна температуре мокрого термометра (tWMm)
для данного состояния воздуха. Процесс 1-7 реализуется, если температу-
ра воды равна температуре точки росы, twmp. В этом случае влагосодержа-
ние воздуха не изменяется. Если температура воды меньше tHmp, то в кон-
тактных аппаратах реализуется процесс охлаждения с осушением обраба-
тываемого воздуха (процесс 1-8).
В любом случае параметры воздуха не могу достигнуть параметров
воды, т.е. t=tw и ф= 100%. Как показано на рисунке, начавшись в точке 1,
процесс в зависимости от параметров воды заканчивается в точках 2...8.
Отношение отрезка, например, £j_5 к длине отрезка определяет эф-
фективность процессов взаимодействия и обозначается в технике конди-
ционирования воздуха буквой Е. Значение коэффициента эффективности
Е можно найти через значения температур или энтальпий в характерных
точках.
Е5	, Ег =	Е-, = /' У7 .	(2.109)
Ч ^ымт	* и'2	* I	* 1	* wmp
Значение Е для контактных аппаратов установок кондиционирования воз-
духа определяется преимущественно скоростью взаимного перемещения
сред и коэффициентом орошения
Е = Л(ур)йц'я,	(2.110)
где ур - массовая скорость движения воздуха в камере орошения, кг/м2- с;
р - коэффициент орошения, кг воды/кг воздуха;
Л, и, т - эмпирические коэффициенты, зависящие от числа рядов фор-
сунок, плотности их в ряду, дисперсности и направления распыла воды.
Исследования показывают, что параметры воздуха после орошения
форсунками в серийных оросительных камерах находятся на линии
Ф = 90-98%.
Следует отметить некоторую условность принятой выше модели опре-
деления параметров воздуха при контакте с водой. Она дает достаточно
достоверные результаты только при условии, что температура воды равна
температуре мокрого термометра для обрабатываемого воздуха (tw=tWMm). В
остальных случаях параллельно с изменением температуры воздуха меня-
ется и температура воды. Точка, характеризующая ее состояние, перемеща-
234
Глава II
ется по линии <р= 100%. При tw > tWMm вода при взаимодействии с воздухом
охлаждается и температура ее стремится принять значение температуры
мокрого термометра. В этих вариантах воздух получает наибольшее коли-
чество влаги. Охлаждение воды обуславливается большим расходом тепло-
вой энергии на испарение; поступление ее от воздуха, ввиду малой разницы
или даже отрицательного значения t\ - tm несущественно. При tw < tWMm
увеличивается разность ц - tw и уменьшается испарение влаги с поверхно-
сти воды. Увеличение - tw приводит к увеличению поступления теплоты к
воде от воздуха и с учетом уменьшения потока влаги от воды к воздуху
температура воды увеличивается. Температура ее при	тоже стре-
мится принять значение температуры мокрого термометра. В первом слу-
чае для поддержания постоянной температуры воды требуется ее подогрев,
во втором - охлаждение. Адиабатическое взаимодействие воды и воздуха
осуществляется с наименьшими энергетическими затратами и широко
применяется в технике кондиционирования воздуха. В этом случае конвек-
тивный тепловой поток, поступающий от воздуха к воде, равен расходу
теплоты на испарение.
Всякое изменение параметров воздуха можно характеризовать соот-
ношением e = Az/AJ, называемым угловым коэффициентом изменения со-
стояния или тепловлажностным отношением. Величина этого коэффициен-
та для рассматриваемых процессов определяется на диаграмме с помощью
транспортира (рис. 2.31).
При увлажнении воздуха паром теплота, выделяемая при снижении
температуры пара до температуры воздуха, приводит к повышению темпе-
ратуры последнего (процесс 1а-2а). Приращение температуры воздуха при
увлажнении его паром пропорционально энтальпии пара для условий ввода
его в воздушную среду и дефициту влаги в воздухе. При введении в 1 кг
воздуха 1 грамма пара при температуре 100°С (теплоемкость пара 2,04
кДж/кг-К) и охлаждении его до 20°С воздух подогревается на 0,16 градуса.
Эта цифра может служить ориентиром при оценке температурного эффекта
увлажнения воздуха паром.
При осушке воздуха сорбентами (процесс 1с-2с) водяные пары из
осушаемого воздуха конденсируются в сорбенте, в результате этого про-
цесса выделяется скрытая теплота парообразования. Часть теплоты конден-
сации расходуется на формирование физических связей процесса смачива-
ния поверхности капилляров при применении в качестве сорбентов твер-
дых (селикогель, алюмогель и др) поглотителей влаги. При применении
жидких поглотителей (растворы хлористого лития, хлористого кальция и
др.) дополнительно выделяется теплота гидратации, растворения и раз-
бавления. Балансовое количество теплоты в обоих случаях потребляется
на нагрев осушаемого воздуха и повышение температуры сорбента.
Осушка воздуха сопровождается достаточно ощутимым повышением его
температуры. Конденсация 1 грамма воды приводит к выделению 2260
Дж теплоты, что достаточно для нагрева 1 кг воздуха примерно на 2 гра-
235
дуса. В случае твердых поглотителей эта теплота затрачивается преиму-
щественно на нагрев воздуха ввиду относительно малой массы сорбента,
участвующего в процессе. В случае применения жидких поглотителей
степень повышения температуры воздуха в значительной степени опре-
деляется коэффициентом орошения и соотношением аккумулирующей
способности (произведениея массы участвующих в процессе агентов на
их теплоемкость) воздуха и раствора.
Осушка воздуха может осуществляться и путем конденсации влаги на
холодных поверхностях воздухоохладителя. Это достаточно сложный про-
цесс, не имеющий к настоящему времени универсальных и надежных ме-
тодик расчета. В начальной стадии процесса снижения температуры влаго-
содержание воздуха не меняется (процесс Id-2d). После достижения тем-
пературы точки росы (точка 3) начинается выпадение конденсата и осушка
воздуха (процесс 3-4). Это модель идеального процесса, который имеет
место только для слоев потока, непосредственно контактирующих с холод-
ными поверхностями воздухоохладителя, т.е. в пределах пограничного
слоя. При развитых поверхностях теплообмена в воздухоохладителе удель-
ный объем такого потока весьма значителен и параметры его достигают
значений, характерных для точки 4. Однако, часть воздуха проходит через
воздухоохладитель без контакта с поверхностями охлаждения или имеет
недостаточный по времени контакт с ними. Эту часть воздуха можно при-
вести к параметрам точки 1 d и учесть эффект от смешения ее с охлажден-
ным потоком, назначив для нее соответствующую эквивалентную массу.
Таким образом, на выходе из воздухоохладителя условно происходит сме-
шение воздуха с параметрами точки 4 и воздуха с параметрами Id. Точка
смеси имеет параметры 2d'. Определение положения точки 2d' затрудни-
тельно, оно зависит от интенсивности процессов переноса в воздухоохла-
дителе, начальных параметров воздуха и параметров охлаждающей среды,
скорости движения воздуха и т.д. В этой ситуации для определения поло-
жения точки 2d' необходимо пользоваться данными производителя обору-
дования. Современные воздухоохладители имеют хорошо организованные
поверхности теплообмена с малыми расстояниями между ребрами. С дос-
таточной степенью точности можно считать, что относительная влажность
на выходе из них близка к 100%. Этому способствует и то, что скорость
движения воздуха в поперечном сечении кондиционера ограничивается по
условиям снижения уноса капель. При снижении скорости движения воз-
духа увеличивается время контакта его с теплообменными поверхностями
и повышается эффективность процесса.
Изменяется температура воздуха и при прохождении его через венти-
лятор. Аэродинамические потери давления в проточных частях вентилято-
ра трансформируются в тепловую энергию, расходуемую в том числе и на
нагрев воздуха. Степень подогрева воздуха в вентиляторе определяется
развиваемым давлением и к.п.д. вентилятора. Оценить степень нагрева воз-
духа можно по приближенной зависимости
236
Глава II
Ar = 0,00 IP,	(2.111)
где P - развиваемое вентилятором давление, Па.
Таким образом, температура воздуха при прохождении через вентиля-
тор кондиционера повышается. В соответствии с параметрами применяе-
мых вентиляторов и развиваемого ими давления нагрев воздуха в вентиля-
торе составляет 1... 1,5 градуса.
Исходные данные на проектирование при выполнении курсовой
работы по КВ:
- избыточные количества полной или явной теплоты Q и влаги М для.
теплого и холодного периодов года (соответственно £?"((?*
-диапазон оптимальных значений параметров воздуха в рабочей или
обслуживаемой СКВ зоне помещения tem,
— сведения, позволяющие найти возможный и допустимый уровень ре-
циркуляции (и) внутреннего воздуха;
-рабочая разность температур системы воздухораспределения (А/0 = 4-
Г„), т.е. разность между температурой внутреннего воздуха te и темпе-
ратурой воздуха на выходе из воздухораспределителя (воздухораспре-
делителей) Г„;
-градиент температуры по высоте помещения (gradГ), для которого
проектируется СКВ и высота расположения приемника уходящего
воздуха (Н).
Последние данные позволяют определить температуру уходящего
воздуха
/y=re+gradr(tf-2).	(2.112)
Методики определения (?"((?*), QstQ” )> М3» излагаются в кур-
се «Вентиляция...» и являются частью курсового проекта по вентиляции,
остальные параметры назначаются в соответствии с нормативными требо-
ваниями	(рвН...фвЛ), литературными данными (gradr) или по проект-
ным материалам (Н).
Результаты формирования исходных данных сводятся в таблицы.
Таблица 2.54
Расчетные значения параметров наружного и внутреннего воздуха
Город, в котором располо- жено здание	Характер помещения, для которого проектиру- ется СКВ	Расчетные параметры воздуха				
		Период года	наружного		внутреннего	
			темпе- ратура, °C	энталь- пия, кДж/кг	темпе- ратура, °C	относи- тельная влажность, %
		холодный	1цх		t" te * вн—* вн	ф ей—фен
		теплый	?ит	1нт		
237
Таблица 2.55
Исходные данные для проектирования СКВ
Теплоизбытки, кДж/час		Влагоизбытки, кг/час		А/о	grad/	п	Н
теплый период года	холодный период года	теплый период года	холодный период года				
QAQ*)	да	мл	М3				
Оптимальные параметры внутреннего воздуха в нормативных источ-
никах представляются в виде интервала изменения температуры и относи-
тельной влажности. Рекомендуется для холодного периода года принимать
в качестве расчетной величины нижний предел изменения температуры
(/"<), а Д’18 теплого периода года - верхний (/£,); расчетное значение влаж-
ности для обоих периодов года рекомендуется принимать как среднюю
величину для назначенного интервала изменения, т.е. 0,5-(ф"( + ф*() или по
обоснованию другие значения ее.
В соответствии со структурой построения курсовой работы студенты:
-	изучают основные способы изменения тепловлажностного состояния
воздуха;
-	исходя из принципа минимизации воздухообмена и снижения энерго-
потребления овладевают навыками выбора рациональной последова-
тельности и состава процессов обработки воздушных потоков;
-изучают устройство и закономерности функционирования конструк-
тивных элементов кондиционера, методы их подбора, в том числе и с
помощью ЭВМ.
-	составляют функциональные и конструктивные схемы проектируемой
установки;
-	получают сведения об источниках холодо- и теплоснабжения.
2.3.3. Построение на l-d диаграмме основных процессов
обработки воздуха в теплый и холодный периоды года
Решение конкретной задачи кондиционирования воздуха заключается
в построении на I-d диаграмме процессов, протекающих в кондициони-
руемом помещении и в кондиционере. На этом основании полученных дан-
ных далее осуществляется компоновка кондиционера и расчет (подбор) его
основного оборудования.
На рисунке 2.32 представлена схема возможной комплектации конди-
ционера, в частном случае некоторые элементы этой схемы могут отсутст-
вовать. Предусматривается установка утилизатора теплоты У, теплообмен-
ников 1-ой и И-ой ступени, оросительной камеры, штриховыми линиями
показаны возможные варианты рециркуляции воздуха (Pl, Р2, РЗ). Устрой-
ства для очистки воздуха от механических примесей и шумоглушители
условно не показаны. Теплообменники условно могут выполнять функции
238
Глава II
охлаждения и нагрева воздуха. Схема водоснабжения показана для случая
редко применяемого политропического режима взаимодействия обрабаты-
ваемого воздуха с водой. Охлаждение воды осуществляется в испарителе И
холодильной машины, при применении реверсивных холодильных машин
этот теплообменник может выполнять и функции нагрева воды. Применена
традиционная открытая схема водоснабжения с хранением воды в холод-
ном и теплом (X, Г) отделении бака.
Рис. 2.32. Принципиальная схема установки кондиционирования воздуха
Построим несколько вариантов процесса обработки воздуха в конди-
ционере. Исходные данные для проектирования представлены в нижепри-
водимых таблицах 2.56 и 2.57 Принято, что объект находится в г. Одесса.
Система кондиционирования воздуха должна соответствовать требовани-
ям, предъявляемым к СКВ второго класса. Расчетные параметры наружно-
го и внутреннего воздуха для проектирования СКВ (с учетом требований
[1, 2] по корректировке параметров Б для теплого периода года) представ-
лены в таблице 2.56.
Рассмотрим и оценим несколько вариантов организации процесса об-
работки воздуха и на основании полученных результатов подберем необ-
ходимое оборудование.
Работа по выбору процессов обработки воздуха и назначения необхо-
димого оборудования, как правило, начинается с производства расчетов и
анализа полученных результатов для для теплого периода года.
Наносим на I-d диаграмму (рис. 2.33) зону оптимальных параметров
внутреннего воздуха. Она ограничена в данном случае изолиниями 1в=20 и
22°С, (рв = 40 и 60%. Работа в зоне допустимых параметров внутреннего
воздуха обосновывается в соответствии с требованиями ГОСТ 12.1.005.
239
Таблица 2.56
Расчетные значения параметров наружного и внутреннего воздуха
Город, в котором располо- жено здание	Характер помещения, для которого проектиру- ется СКВ	Расчетные параметры воздуха для СКВ				
		период года	наружного		внутреннего	
			темпе- ратура, °C	энталь- пия, кДж/кг	темпе- ратура, °C	относи- тельная влажность, %
Одесса	Кинотеатр на	холод- ный	hix “ = -18	^нх = -16,3		Ф ви.. .фвн
	500 зрителей	теплый*	?нт = +26,6	= +60,0	= 20...22	= 40...60
* - с учетом корректировки параметров «Б» в соответствии с требованиями СНиП
2.04.05 и СНБ 4.02.01.
Таблица 2.57
Исходные данные для проектирования СКВ
Теплоизбытки, кДж/час		Влагоизбытки, кг/час		А/о	grad/	п	Н
теплый период года	холодный период года	теплый период года	холодный период года				
Q”=175715	£>" = 71300	М, = 21,2	М3=16	5	0,5		4
Построение процесса обработки воздуха начинается с определения те-
пловлажностного отношения при ассимиляции теплоты и влаги приточным
воздухом в обслуживаемом помещении £л. В технической литературе эта
величина называется еще угловым коэффициентом процесса изменения
состояния воздуха в помещении или сокращенно лучом процесса.
(2Л13>
£л = 175215. = 8288 ^9^..
21,2	кг
На транспортире численных значений угловых коэффициентов прово-
дим линию £, = 8288 и путем параллельного переноса накладываем ее на
угловые точки выделенной зоны оптимальных параметров. Далее по этим
линиям перемещаемся вниз на величину A/0 = Ze- tH = 5° и получаем угловые
точки зоны возможных значений параметров приточного воздуха. Зона
возможных значений приточного воздуха ограничивается изолиниями
tH~ 15 и 17°С = соия/, (р„ = 46 и 15%=^const.
При разработке процессов кондиционирования из выделенной зоны
оптимальных параметров внутреннего воздуха назначается расчетная точка
внутреннего воздуха В. С точки зрения экономической целесообразности в
240
Глава II
теплый период года лучше всего поддерживать в помещении верхнее зна-
чение оптимальной температуры, т.е. te = 22°С. В этом случае затраты, свя-
занные с потреблением холода будут минимальными. В качестве расчетно-
го значения влажности назначаем ее среднее значение из выделенного диа-
пазона, т.е. фв = (40 + 60)/2 = 50%. Точка с параметрами 4 = 22°С и фв=50%
наносится на I-d диаграмму (точка В). Одновременно нанесем на 1-d диа-
грамму и параметры наружного воздуха (точка Н).
Перемещаясь из точки В по линии ел = 8277 на величину Д/о — te - t„ = 5°
получаем точку 77, характеризующую состояние расчетных параметров
приточного воздуха. Приточный воздух (воздух на выходе из воздухорас-
пределителя) должен иметь температуру /К=17°С и относительную влаж-
ность ф„-60%.
Определим параметры уходящего воздуха по формуле 2.112.
ty =22 + 0,5(4-2) = 23°С.
Уходящий воздух проходит через вытяжной вентилятор и далее пере-
мещается по теплоизолированным воздуховодам. Принимаем, что подогрев
воздуха в вентиляторе равен ~1°С, а путевые изменения его температуры в
воздуховодах незначительны. Таким образом, на выброс в атмосферу или
на рециркуляцию уходящий воздух приходит с параметрами Р. Точка Р
находится на один градус выше точки У по линии dy-const.
Определим по полным теплоизбыткам для данного расчетного периода
количество воздуха (м3/час), необходимое для ассимиляции тепло- и влаго-
избытков внутри обслуживаемого помещения
рОу _/л)
(2.И4)
175715
1,2(44,2-35,2)
= 16270 м3/час.
Воздухообмен по явным теплоизбыткам может быть определен по за-
висимости
0я
J ___________
(2-115)
Здесь и далее сир - соответственно теплоемкость (кДж/кг-К) и объемная
масса воздуха (кг/м1), значения которых принимаются для нормальных ус-
ловий, т.е. с = 1,005 кДж/кг-К, а р = 1,2 кг/м3.
Если избыточная теплота задана в Вт, то переход к размерности
кДж/час осуществляется исходя из того, что 1 Вт = 3600 Дж/час или
1 Вт=3,6 кДж/час.
Подача наружного воздуха при санитарной норме 20 м3/час [1,2] на
каждого присутствующего в зале (всего 500 человек) составляет Lc~
= 20-500 = 10000 м3/час. Таким образом, допускается рециркуляция внут-
241
реннего воздуха в объеме 16270 - 10000 = 6270 м3/час или п - 6270/16270 =
= 0,385. В данном случае максимальный объем воздуха рециркуляции не
должен превышать 38,5%.
При выделении в помещении газовых или иных вредностей расчет ко-
личества приточного воздуха следует проводить по каждой из них и расчет-
ные расходы воздуха принимать в соответствии с указаниями [1,2], отрасле-
вых нормативных документов и других литературных и нормативных источ-
ников. При превышении значений расхода приточного воздуха, полученных
по результатам расчета разбавления других вредностей, над расходом, опре-
деленным по избыточной теплоте, следует принять большее значение иско-
мой величины. Далее произвести корректировку принятого решения по рас-
пределению воздуха и уменьшить значение Л/о- При наличии в помещении
местных отсосов расход приточного воздуха должен определяться и с учетом
этого параметра и быть не меньше производительности местных отсосов.
Далее построение процессов обработки воздуха осуществляется в на-
правлении, противоположном его движению в кондиционере. Принимаем,
что нагрев воздуха в вентиляторе составляет «1°С при d = const. По этой
причине точка, характеризующая состояние воздуха на входе в вентилятор,
находится ниже точки П на один градус по линии dn-dx~ const. Парамет-
ры воздуха на входе в вентилятор характеризует точка 1.
Далее необходимо найти изменения параметров воздуха в воздухопо-
догревателе второй ступени, процесс в котором идет по dn = dx= const.
Точка, характеризующая состояние воздуха на входе в воздухоподогрева-
тель второй ступени или на выходе из оросительной камеры (точка 2), на-
ходится, таким образом, на линии dx~d2 = const, проходящей через точки П
и 1. Ранее было определено, что относительная влажность воздуха на вы-
ходе из оросительной камеры составляет ср = 90*^95%. Принимаем, что точ-
ка 2 лежит на пересечении изолиний <р = 90% и dx ~ d2 - const.
В теплый период года в оросительных камерах реализуются политро-
пические процессы обработки воздуха. В данном случае воздух из состоя-
ния Н необходимо перевести в состояние 2. Исходя из принятой ранее мо-
дели о смешении обрабатываемого воздуха с насыщенным воздухом в тон-
ком слое над поверхностью капель воды, точка 2 представляет смесь
воздуха с параметрами Н и воздуха с влажностью (р = 100% и имеющего
температуру разбрызгиваемой воды. Проводя линию через точки Н и 2 до
пересечения с линией <р= 100% можно найти точку характеризующую
требуемые для реализации такого процесса параметры воды. Видно, что эта
линия не пересекается с линией ср = 100%, следовательно, согласно приня-
той модели, этот процесс нереализуем. Однако, отметим, что в этом случае
будет идти процесс изменения состояния воздуха сходный с характером
изменения его параметров при прохождении через воздухоохладитель. По-
литропические процессы в настоящее время не применяется в технике КВ
вследствие высокой стоимости таких камер. Возможные параметры этого
процесса приведены в колонке 1 таблицы 2.58.
Таблица 2.58
Расчетные параметры различных вариантов обработки воздуха в теплый период года
Параметры	Варианты и последовательность обработки воздуха										
	Охлаждение и осушка в оросительной камере							Охлаждение и осушка в воздухоохладителе			
	Н-ОК-П*	Н-ОК-П	1 г ai	Н-ОК-П	Н-Р1-ОК-П	Н-Р1-ОК	Н-О-П	Н-Р1-О-П	Н-О-П	Н-Р1-О-П	Н-О-Р4
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
Расчетные температура/относительная в л аж- ность внутреннего воздуха, /в/фв, °C/%	22,0	22,0	22,0	22,0	22,0	22,0	22,0	22,0	22,0	22,0	22,0
	50	50	50	60	60	60	50	50	60	60	60
Расчетные температура/относительная влаж- ность приточного воздуха, /в/<рв, °C/%	17,0	17,0	17,0	17,0	17,0	17,0	17,0	17,0	17,0	17,0	17,0
	60	60	60	74	74	74	60	60	74	74	74
Температура/энтальпия смеси наружного и ре- циркуляционного воздуха, tcJIcMt °C/(кДж/кг)	-//-	-//-	25,7	-//-	25,7	25,7	-//-	25,7	-//-	25,7	-//-
	-//-	-//-	54,4	-//-	56,3	56,3	-//-	54,4	-//-	56,3	-//-
Температура/энтальпия воздуха после ороси- тельной камеры, t2l°C/(кДж/кг)	10,4	9,8	10,4	13,9	13,9	16,0	-//-	-//-	-//-	-//-	-//-
	28,5	27,8	28,5	36,5	36,5	36,5	-//-	-//-	-//-	-//-	-//-
Температура/энтальпия воздуха после возду- хоохладителя, /2/Л, °С/(кДж/кг)	-//-	-//-	-//-	-//-	-//-	-//-	9,0	9,0	12,5	12,5	11,0
	-//-	-//-	-//-	-//-	-//-	-//-	27,0	27,0	35,0	35,0	31,5
242	Глава II
Окончание таблицы 2.58
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
Требуемая температура воды в оросительной камере, °C	♦	8,0	6,5	10,0	11,5	3,0	-//-	-//-	-//-	-//-	-//-
Коэффициент эффективности, %	-//-	90,3	80,6	76,5	84,1	44,9	-//-	-//-	-//-	-//-	-//-
Температура/энтальпия воздуха после калори-	16,0	16,0	16,0	16,0	16,0	16,0	16,0	16,0	16,0	16,0	-//-
фера второго подогрева,	°C/(кДж/кг)	34,0	34,0	34,0	39,0	39,0	39,0	34,0	34,0	39,0	39,0	-//-
Расход холода на обработку 1 кг воздуха, кДж/час	31,5	32,2	25,9	23,5	19,8	17,3	33,0	27,4	25,0	21,3	17,5* **
Расход тепла на обработку 1 кг воздуха, кДж/час	5,5	5,5	5,5	2,5	2,5	0	7,0	7,0	4,0	4,0	0
* - нереализуемый процесс;
** - удельный расход холода 17,5 кДж/кг отнесен к расходу воздуха в 16270 м3/час (получен путем деления расхода холода на
охлаждения в воздухоохладителе 10000 м3/час воздуха на общую производительность кондиционера).
243
244
Глава II
Если положение точки 2 назначить на линии <р = 95% и d\ - d2 = const
(точка 2'), то вследствие принятой методики построения процессов тепло-
влажностной обработки воздуха этот процесс становится реализуемым при
контакте воздуха с водой, имеющей температуру tw=+8°C. При назначе-
нии более высокого значения относительной влажности воздуха на выходе
из оросительной камеры возрастает значение коэффициента эффективности
Е, а значит и коэффициента орошения (см. формулу 2.110).
Полученные в результате построения процесса кондиционирования
воздуха факты уже показали, что при переходе от точки Н к точке П в кон-
диционере может быть много путей изменения состояния воздуха. Пред-
ставляют интерес такие варианты обработки воздуха, которые позволят при
наименьших затратах на комплектацию кондиционера получить и мини-
мальные затраты энергии на реализацию процессов. Выбор оптимальных
режимов кондиционирования воздуха можно осуществить на основании
рекомендаций, разработанных под руководством проф. А.А. Рымкевича,
А.Я. Креслиня и др. В данном случае наметим несколько путей обработки
воздуха в кондиционере, оценим их энергетическую эффективность и за-
траты на покупку оборудования. Это:
-	рассмотренная выше обработка (ze=22°C и фв=50%) без рециркуляции
при влажности воздуха на выходе из оросительной камеры ср = 95%,
т.е. по пути: «наружный воздух»-«оросительная камера»—«подогрев»
(Н-ОК-П, рис. 2.33а); а также:
-	«наружный воздух»-«рециркуляция»-«оросительная камера с влажно-
стью воздуха на выходе <р=90%»-«подогрев» (Н-Р-ОК-П, рис. 2.33а);
-	«наружный воздух»-«рециркуляция»-«оросительная камера с влаж-
ностью воздуха на выходе ср = 90%» (Н-Р-ОК, рис. 2.33а);
-	«наружный воздух»-«воздухоохладитель»-«подогрев» (Н-О-П, про-
цесс на рис. 2.33 не показан, характер процесса аналогичен показанно-
му на рис. 2.33в);
-	«наружный воздух»- «рециркуляция»- «воздухоохладитель»- «подо-
грев» (Н-Р-О-П, процесс на рис. 2.33 не показан, характер процесса
аналогичен показанному на рис. 2.33 в);
варианты обработки воздуха при расчетных параметрах внутреннего воз-
духа /е=22°С и срв = 60%:
-	«наружный воздух»-«оросительная камера»—«подогрев» (Н-ОК—П,
рис. 2.336);
—	«наружный воздух» - «рециркуляция» - «оросительная камера с
влажностью воздуха на выходе (р = 90%» - «подогрев» (Н—Р- ОК-П,
рис. 2.336);
-	«наружный воздух»-«ре циркуляция»—«оросительная камера с влаж-
ностью воздуха на выходе <р = 90%» (Н-Р-ОК, рис. 2.336);
-	«наружный воздух» - «воздухоохладитель» — «подогрев» (Н-О-П,
рис. 2.33в);
-	«наружный воздух»- «рециркуляция»-«воздухоохладитель»-«подо-
грев» (Н-Р-О-П, рис.2.33в).
Рис. 2.33. Варианты процессов обработки воздуха в кондиционере для теплого периода года
245
246
Глава II
Привлекательным является вариант применения обводного клапана на
воздухоохладителе, который рассмотрен ниже при подборе блоков конди-
ционера фирмы «Веза».
В качестве критериев оценки того или иного варианта обработки воз-
духа принимаем стоимость оборудования для выполнения конкретной тех-
нологической операции и затраты на энергетическое обеспечение работы
кондиционера. Отметим, что в общем балансе затрат на приобретение и
эксплуатацию кондиционера в течение вЬего периода его работы, стои-
мость энергетических затрат составляет примерно 80%. По этой причине
главным критерием оценки того или иного варианта следует признать уро-
вень энергопотребления на его реализацию.
Построим процесс кондиционирования воздуха с применением первой
рециркуляции. Смешение воздуха с параметрами Р и Н позволяет при из-
вестном их объемном соотношении и объемной массе найти точку смеси.
По /-d диаграмме видно, что воздух с параметрами Р и Н имеет близкую
объемную массу («1,18 кг/м3), поэтому соотношение смешиваемых масс
равно 6270/10000= 1/1,6. В этом случае точка См делит отрезок Р-Н на два
отрезка P-См и См-Н с соотношением длин 1,6/1.
Применение рециркуляции позволило в данном случае снизить эн-
тальпию воздуха, поступающего в оросительную камеру, с /я=60 кДж/кг
до /см = 54,4 кДж/кг. При применении рециркуляции (при условии <p2=^^0
для обработки воздуха требуется также более высокая температура воды.
Изменяется в сторону уменьшения и коэффициент эффективности процесса
тепловлажностной обработки воздуха в оросительной камере. Все эти фак-
ты способствуют снижению энергопотребления кондиционером.
Можно показать, что в данном случае малоэффективно применение
утилизации холода. Обмен теплотой в утилизаторе между воздухом с пара-
метрами Р и Н при коэффициенте температурной эффективности 0,5 позво-
лил бы охладить наружный воздух до температуры 26,6-0,5(26,6-24) =
= 25,3 и снизить его энтальпию до 58,5 кДж/кг (процесс охлаждения осуще-
ствляется по линии dH=const}. Рециркуляция позволила получить большее
снижение энтальпии. По этой причине в перечне оцениваемых процессов
утилизация холода не рассматривается.
Рассмотрим применение для охлаждения и осушки наружного воздуха
воздухоохладителя. Простейший пример применения этого блока - это ра-
бота его в цикле прямоточного кондиционера. Отметим высокую степень
эффективности теплопередающих поверхностей современных воздухоох-
ладителей, что подчеркивается рекомендациями производителей считать
относительную влажность на выходе из воздухоохладителя равной 100%.
Наружный воздух охлаждается до температуры точки росы по линии Н-а и
после начала конденсации по линии а-2. Процесс в калорифере второго
подогрева изображается линией 2—1. При наличии рециркуляции в объеме
6270 м3/час процесс охлаждения и осушки смеси реализуется по линии
См - а'—2.
247
Представляет интерес процесс получения параметров точки 1 после
воздухоохладителя. В данном примере мы будем подбирать оборудование
французской фирмы «С1АТ», которая не комплектует воздухоохладители
обводным каналом с клапаном. По этой причине получить параметры точ-
ки I после воздухоохладителя можно только с помощью применения вто-
рой рециркуляции (по схеме на рис 2.32 - Р4}. Для оценки возможности
реализации данного процесса проведем через точки 7 и Р линию до пересе-
чения с <р= 100% (рис. 2.33 в). Соотношение отрезков 2-7 и /-Р позволяет
найти необходимый для реализации данного процесса объем рециркуля-
ции. Соотношение этих отрезков в пределах точности графического опре-
деления координат их точек показывает, что для второй рециркуляции не-
обходим объем воздуха примерно равный 38...39%, что практически соот-
ветствует установленному ранее максимальному объему рециркуляции в
6270 м3/час. Таким образом, по этому варианту наружный воздух в объеме
10000 м3/час охлаждается в воздухоохладителе до параметров точки 2' и в
процессе второй рециркуляции смешивается с воздухом с параметрами Р.
Параметры смеси в этом случае соответствуют параметрам точки 7. По
этому варианту не требуется применение калорифера второго подогрева.
Параметры этого процесса представлены в таблице 2.58.
Разработанные процессы обработки воздуха для летнего периода по-
зволяют определить параметры основного оборудования кондиционера.
Расход теплоты на подогрев воздуха в калорифере второго подогрева
может быть определен по расходу воздуха и по начальной 12 и конечной
температуре его, а также по конечному и начальному значению энталь-
пии гь i2.
Qk = cpLo(t{ -t2) = pZo(zl -z2).	(2.116)
При переходе из состояния Н в состояние 2 в прямоточном кондицио-
нере и при переходе из состояния См тоже в состояние 2 уменьшается теп-
лосодержание обрабатываемых потоков. Эта теплота переходит к разбрыз-
гиваемой в камере воде. Для поддержания требуемой температуры воды от
нее требуется постоянный отвод этого же количества теплоты. Величина
этой теплоты является нагрузкой для холодильной машины, Qx. Для пря-
моточного кондиционера
Qx = Р^л (?н ~h) >	(2-117)
а для кондиционера с рециркуляцией
(2.118)
В любом случае оценить изменение саккумулированной тепловой
энергии 1 кг воздуха можно по разности энтальпий в начальном и конеч-
ном его состоянии. В дальнейшем для каждого конкретного случая форму-
лы типа 2.116...2.118 приводиться не будут. Расчеты потребности отвода
или подвода тепловой энергии будет осуществляться по оговоренному
здесь принципу.
248
Глава II
Коэффициент эффективности тепловлажностной обработки воздуха
для прямоточного кондиционера
Е = А” .~/г. ,	(2.119)
1ц ~tw
а для кондиционера с рециркуляцией
Ер=-^'2 .	(2.120)
^См "-tw
Результаты расчетов сведены в таблицу 2.58.
Анализ данных таблицы 2.58 показывает, что наименьшие энергетиче-
ские затраты из реально реализуемых процессов имеет вариант обработки
воздуха по схеме: «наружный воздух»-«рециркуляция»-«охлаждение с
осушкой в поверхностном воздухоохладителе»-«подогрев в калорифере
второго подогрева» и «наружный воздух»-«охлаждение с осушкой в поверх-
ностном воздухоохладителе»—«рециркуляция после воздухоохладителя».
Выделенный вариант наиболее предпочтителен. Здесь не учитывается эф-
фект утилизации холода из уходящего воздуха ввиду малой разности тем-
ператур tH - tp.
В практике кондиционирования воздуха в настоящее время не приме-
няются политропические процессы обработки воздуха в оросительных ка-
мерах. Например, в варианте Н-Р-ОК требуется температура воды +3°С.
Этот вариант требует наименьших затрат холода (17,3 кДж/кг) и не требует
расхода теплоты. Однако, здесь не учтены потери при передаче холода от
испарителя холодильной машины к охлаждаемой воде, возможность замер-
зания воды в испарителе, т.к. температура холодильного агента будет ниже
0°С и др. Кроме того, следует отметить, что система водоснабжения кон-
диционера для реализации политропических процессов, структура и систе-
ма автоматического управления ею будут иметь высокую стоимость и
сложность. Эти причины и приводят к тому, что политропические процес-
сы обработки воздуха в оросительных камерах в теплый период года прак-
тически не применяются.
Далее осуществим построение процессов обработки воздуха для
холодного периода года.
При анализе режимов работы кондиционера в теплый период года бы-
ло установлено, что санитарная норма подачи наружного воздуха составля-
ет Lc~ 10000 м3/час. По этой причине в прямоточном режиме кондиционер
может работать с производительностью не менее 10000 м3/час. Рассмотрим
прямоточный режим работы кондиционера в холодный период года. Пода-
ча 10000 м3/час воздуха в помещение при выделении полной теплоты в ко-
личестве 71300 кДж/час требует наличия разности энтальпий между при-
точным и уходящим воздухом, равной Az = ^/Lp = 71300/(10000-1,2) = 5,94
кДж/кг. Исходя из А/= 5,94 кДж/кг и следует осуществлять дальнейшие
построения процесса обработки воздуха.
249
Следует отметить, что при переходе с летней производительности
кондиционера (£ = 16270 м3/час) на зимнюю (А = 10000 м3/час) потребуется
изменение режима работы вентилятора, неизбежно связанное с возможны-
ми энергетическими и материальными затратами. Кроме того, изменение
аэродинамического режима разветвленной сети воздуховодов неизбежно
приведет к ее разрегулировке и потребители воздуха будут получать его в
количествах, отличающихся от расчетных. В этой связи для нашего приме-
ра целесообразно рассматривать зимний режим работы кондиционера в том
числе и с рециркуляцией в объеме 6270 м3/час, что позволяет СКВ работать
в летнем и зимнем режиме эксплуатации с одинаковой производительно-
стью. Изменение производительности СКВ при изменении периодов экс-
плуатации оправдано в случае гарантированного обеспечения устойчивого
аэродинамического режима.
Изменение производительности кондиционера связано с применением
регулирующих устройств. Самым невыгодным является дросселирование
аэродинамического тракта. Более целесообразно применять в этом случае
направляющие аппараты или дорогостоящие преобразователи частоты пи-
тающего тока.
Определим тепловлажностное отношение при ассимиляции теплоты и
влаги приточным воздухом в обслуживаемом помещении е3.
Оп
(2121)
Л/3
71300 лл/.^ кДж
е3 =—— = 4456^^.
16	кг
Наносим зону оптимальных параметров внутреннего воздуха на I-d
диаграмму (рис. 2.34). С целью сокращения объема информации, наноси-
мой на I-d диаграмму, зону параметров приточного воздуха в полном
объеме определять не будем. Ограничимся только нахождением расчет-
ной точки приточного воздуха. С точки зрения экономической целесооб-
разности в холодный период года лучше всего поддерживать в помеще-
нии нижнее значение оптимальной температуры, т.е. Ze = 20°C. В этом
случае затраты, связанные с потреблением теплоты будут минимальны-
ми. В качестве расчетного значения влажности, как и в теплый период
года, назначается ее среднее значение из выделенного диапазона, т.е. фе =
= (40 + 60)/2 = 50%. Точка с параметрами /е = 20°С и <рв = 50% наносится на
I-d диаграмму (точка В). В холодный период года, ввиду существенного
снижения уровня теплоизбытков, градиент температур по высоте поме-
щения тоже существенно снижается и расчетное значение его можно
принять равным нулю, т.е. te = tv. Одновременно нанесем на I-d диаграм-
му и параметры наружного воздуха (точка Н). После наложения на точку
В линии луча процесса е3 по методике, изложенной при построении про-
цессов обработки для теплого периода года, можно найти положение точ-
250
Глава II
ки П приточного воздуха. Она лежит для прямоточного режима работы
кондиционера ниже точки У-В по линии луча процесса на расстоянии,
равном Az = 5,94 кДж/кг.
По аналогии с теплым периодом года определим положение точек 1 и
2, характеризующих параметры воздуха на входе в вентилятор и на входе в
калорифер второго подогрева.
В холодный период года в оросительных камерах применяется изоэн-
тальпийная тепловлажностная обработка воздуха. С другой стороны, в ка-
лорифере первого подогрева изменение параметров воздуха осуществляет-
ся по линии du = const. Таким образом, на пересечении изоэнтальпы, про-
ходящей через точку 2, и линии dH=const, проходящей через точку Н,
находим точку 3, характеризующую параметры воздуха на выходе из кало-
рифера первого подогрева или на входе в оросительную камеру.
На пересечении линий /2- const и (р= 100% находиться точка W, опре-
деляющая значение температуры воды в оросительной камере в устано-
вившемся процессе изоэнтальпийной обработки воздуха в прямоточном
кондиционере для расчетных параметров зимнего периода г. Одессы. Па-
раметры этой точки (г^=6,7°С) соответствуют параметрам мокрого термо-
метра для воздуха, поступающего в оросительную камеру после калорифе-
ра первого подогрева.
Таким образом, нами получен процесс обработки воздуха для холод-
ного периода года в прямоточном кондиционере (рис. 2.34а):
•	Н-3 - подогрев наружного воздуха в калорифере первого подогрева;
•	3-2 - изоэнтальпийная обработка в камере орошения;
•	2-1 - подогрев в калорифере второго подогрева;
•	1-П- подогрев воздуха в вентиляторе;
•	П-В - ассимиляция тепло и влагоизбытков в обслуживаемом поме-
щении.
Целесообразно рассмотреть и другой вариант обработки воздуха в
прямоточном кондиционере - без использования калорифера второго по-
догрева. В этом случае подогрев воздуха в калорифере первого подогрева
осуществляется до точки 3' (рис. 2.34а, точка находится вне поля рисун-
ка) и далее воздух обрабатывается в изоэнтальпийном режиме в ороси-
тельной камере. При равных расходах теплоты на нагрев воздуха в этом
случае можно отказаться от калорифера второго подогрева и сократить
затраты на приобретение оборудования кондиционера. Уменьшится в
этом случае и коэффициент эффективности обработки воздуха в ороси-
тельной камере, а следовательно и расход воды. Применение такого спо-
соба обработки требует оценки устойчивости работы форсунок камеры.
При расходе (давлении) воды ниже некоторого минимального уровня на
выходе из форсунок не формируется факел. Кроме того, применение та-
кого способа обработки усложняет процесс регулирования работы ороси-
тельной камеры.
251
252
Глава II
При построении процессов обработки воздуха для холодного периода
года также рассмотрим и проведем оценку и других вариантов работы кон-
диционера. Это:
•	построенный выше процесс обработки наружного воздуха в прямо-
точном кондиционере (£= 10000 м3/час) по маршруту «наружный воз-
дух»-«первый подогрев»-«оросительная камера»-«второй подогрев»
(Н-П-ОК-П) с обеспечением в помещении параметров /в = 20°С и
фв ~ 50% (рис. 2.34а);
•	то же с использованием только первого подогрева, Н-П-ОК
(рис. 2.34а);
•	обработка смеси наружного и рециркуляционного воздуха (£ = 16270
м3/час) по маршруту «наружный воздух»-«рециркуляция»-«первый
подогрев»-«оросительная камера»-«второй подогрев» (Н-Р-П-ОК-
П) с обеспечением в помещении параметров /в = 20°С и срв = 50%
(рис. 2.346);
•	то же, но с применение утилизации теплоты, т.е. «наружный воз-
дух»-«утилизация теплоты»-«рециркуляция»-«первый подогрев»-
«оросительная камера»-«второй подогрев» (Н-У-Р-П-ОК-П,
рис. 2.34е).
В последующих вариантах рассматривается обработка смеси наружно-
го и рециркуляционного воздуха (£=16270 м3/час), расчетная точка внут-
реннего воздуха в помещении имеет параметры £ = 20°С и <рв=40%. Это:
•	«наружный воздух»-«утилизация теплоты»-«рециркуляция»-«оро-
сительная камера»-«второй подогрев» (Н~У~Р-П~ОК-П, рис. 2.34г);
•	«наружный воздух»-«утилизация теплоты»-«рециркуляция»-«пер-
вый подогрев»-«оросительная камера» (Н-У-Р-П-ОК, рис.2.34г);
•	«наружный воздух»-«утилизация теплоты»-«рециркуяция»-«паро-
вой увлажнитель»-«второй подогрев» (Н-У-Р-ПУ-П, рис.2.34г).
При работе кондиционера в холодный период года с производитель-
ностью £ = 16270 м3/час требуется дополнительная корректировка пара-
метров приточного воздуха. В этом случае £d=Q3JLp = 71300/(16270 1,2) =
= 3,65 кДж/кг. Таким образом, при работе кондиционера на производитель-
ности £=16270 м3/час точка П находится ниже точки В на Дг = 3,65 кДж/кг
по линии луча процесса.
Рассмотрим процесс обработки воздуха с применением первой рецир-
куляции. Результат построения процесса обработки воздуха для этого вари-
анта представлен на рис. 2.346. Принимаем, что подогрев воздуха и в вы-
тяжном вентиляторе составляет 1°. Наружный воздух с параметрами Н
смешивается с воздухом, имеющим параметры Р. Исходя из существующе-
го распределения наружного (10000 м3/час ~ 13800 кг/час) и внутреннего
(6270 м3/час -7500 кг/час) воздуха определяем положение точки смеси.
Точка смеси занимает положение См' и находится в зоне пересыщенного
состояния воздуха (ср > 100%). В этой связи в смеси произойдет выпадение
253
конденсата и выделяемая теплота парообразования будет расходоваться на
нагрев воздуха. Этот процесс может считаться изоэнтальпийным. По этой
причине истинная точка, характеризующая параметры смеси (См), будет
находиться на пересечении изолинии ср = 100% и 1=const, проходящей че-
рез точку См'. После смешения потоков наружного и рециркуляционного
воздуха смесь по линии См-3 подогревается в калорифере первого подог-
рева. По линии 3-2 проходит адиабатическую (изоэнтальпийную) обработ-
ку в камере орошения и далее подогревается до параметров 1 в калорифере
второго подогрева.
В холодный период года целесообразно рассмотреть и произвести тех-
нико-экономическую оценку применения утилизации теплоты уходящего
воздуха. При этом распределение потоков будет следующим: 6270 м3/час
удаляемого из помещения воздуха направляется на рециркуляцию, а 10000
м3/час пропускается через утилизатор теплоты и выбрасывается в атмосфе-
ру. Рассматривать вариант только утилизации теплоты без применения ре-
циркуляции нецелесообразно. Теплота с рециркуляционным воздухом пол-
ностью возвращается в помещение, а при прохождении через утилизатор
только часть ее передается приточному воздуху.
Определим для расчетных условий предельное значение температур-
ного коэффициента эффективности утилизатора. Направляемый на утили-
зацию теплоты удаляемый воздух с параметрами Р может иметь предель-
ные параметры соответствующие t > 0°С. В процессе охлаждения в утили-
заторе уходящего воздуха с параметрами точки Р состояние его меняется
по линии d=const и после температуры точки росы начинается выпадение
конденсата. При снижении температуры ниже 0°С в условиях выпадения
конденсата последний будет замерзать и перекрывать проходное сечение
утилизатора. Для получения минимального запаса по надежности принима-
ем, что температура охлаждаемого в утилизаторе воздуха должна иметь
температуру не ниже + 1...2°С (точка 4). В этом состоянии воздух имеет
энтальпию 11 кДж/кг. Энтальпия воздуха при параметрах Р равна 39,2
кДж/кг. Переходя из состояния Р в состояние 4 уходящий воздух передает
нагреваемому наружному воздуху 39,2 - 11 =28,2 кДж/кг теплоты. Это ко-
личество теплоты позволяет нагреть наружный воздух до температуры
/=-18 + 28,2/1,005 = +10°С. Следовательно, температурный коэффициент
эффективности теплоутилизатора равен
21-1
£'"21-(-18)'°’51
По значению е,, расходу удаляемого и наружного воздуха и следует
подбирать теплоутилизатор. Теоретически вычисленное значение темпера-
турного коэффициента утилизации теплоты может быть обеспечено при-
меняемыми в практике кондиционирования воздуха теплоутилизаторами.
Однако, этот вопрос должен иметь более детальный анализ. Реальный про-
цесс теплопередачи в утилизаторе (особенно в пластинчатых перекрестно-
254
Глава II
точных рекуператорах) характеризуется высокой неравномерностью тем-
пературного поля пластин. При средней температуре уходящего воздуха
после рекуператора в +1 °C по линии входа наружного воздуха в рекупера-
тор температура удаляемого воздуха будет значительно ниже и процесс
обмерзания пластин начнется значительно раньше достижения средней
температурой уровня +1°С. Пластинчатые перекрестноточные рекуперато-
ры применяются при температурах наружного воздуха в среднем выше
-5°C. Теплообменники утилизаторы регенеративного типа с вращающимся
рабочим органом имеют значительно более низкий уровень рабочих темпе-
ратур наружного воздуха.
Без учета особенностей работы конкретного утилизатора на рис. 2.34в
в соответствии с проведенными расчетами представлен процесс обработки
наружного воздуха с применением теплоутилизатора и рециркуляции. По-
следовательность процессов обработки воздуха следующая:
•	Н-4 - нагрев наружного воздуха в утилизаторе;
•	4-См - смешение наружного воздуха с удаляемым из помещения;
•	См-3 - подогрев смеси в калорифере первого подогрева;
•	3-2 - адиабатическое увлажнение в оросительной камере;
•	2-1 - подогрев воздуха в калорифере второго подогрева;
•	1—П— подогрев воздуха в вентиляторе;
•	П-В - поглощение теплоты и влаги в обслуживаемом помещении;
•	В-Р - подогрев удаляемого воздуха в вытяжном вентиляторе.
Анализ результатов приведенного построения процессов обработки
воздуха показывает, что требуется незначительный подогрев воздуха в ка-
лорифере первого подогрева. При переходе на расчетную точку внутренне-
го воздуха с параметрами /в = 20°С и <рв = 40% и после проведения анало-
гичных построений (рис. 2.34г) видим, что применение калорифера первого
подогрева можно избежать. При этом снижается и коэффициент эффектив-
ности процесса обработки воздуха в оросительной камере.
Представляет интерес оценка использования пара при увлажнении
воздуха в рассматриваемых вариантах кондиционирования. Увлажнение
воздуха паром осуществим после смешения потоков наружного и рецирку-
ляционного воздуха. Процесс показан на рис. 2.34г линией См-2'. Более
предпочтительным является вариант подогрева воздуха в калорифере пер-
вой ступени по линии См-3' и увлажнение по линии З'-l. При увлажнении
применяется насыщенный водяной пар с температурой 100°С. Дефицит вла-
ги в воздухе составляет AJ= dn-dCM-5 - 2,7 = 2,3 г/кг. При теплоемкости
пара 2,04 Дж/г и охлаждении его от 100 до «13°С будет выделяться теплота
(2=2,04-2,3 (100- 13) =408 Дж. При теплоемкости воздуха 1005 Дж/кг-К
эта теплота обеспечивает нагрев воздуха на 408/1005«0,4°C. В соответст-
вии с проведенными расчетами температура в точке 2' выше на 0,4°С тем-
пературы точки См. Такое же соотношение температур для точек 1 и 3'. По
затратам тепловой энергии этот способ обработки воздуха аналогичен
255
предыдущему, но в данном случае из состава кондиционера выводится
оросительная камера и исключается достаточно значимый расход элек-
троэнергии на привод насоса. Однако, при сравнительной оценке увлаж-
нения воздуха в камере орошения и увлажнения с помощью парогенера-
тора следует учитывать различную стоимость тепловой и электрической
энергии. При увлажнении воздуха в оросительной камере теплота испа-
рения забирается из воздуха и затем восполняется на второй ступени по-
догрева за счет внешнего источника тепловой энергии. При использова-
нии парогенераторов на испарение воды затрачивается электрическая
энергия, стоимость которой в настоящее время ощутимо выше стоимости
тепловой энергии. Сравнение этих двух вариантов увлажнения воздуха
проводится ниже.
Результаты расчетов в соответствии с проведенными построениями
процессов обработки воздуха сведены в таблицу 2.59.
Анализ полученных результатов позволяет сделать во многом вполне
очевидные выводы:
-утилизация теплоты и рециркуляция внутреннего воздуха позволяют
значительно снизить энергопотребление установки кондиционирова-
ния воздуха;
- снижение расчетной влажности воздуха в холодный период года и по-
вышение ее в теплый период года приводят к снижению энергетиче-
ских затрат на подготовку воздуха;
— существует множество вариантов обработки воздуха, которые имеют
различные затраты энергетических ресурсов на их реализацию.
В соответствие с приведенными результатами для реализации опти-
мальных процессов подобрано оборудование французской фирмы «С1АТ».
Выбор функциональных блоков осуществлен с помощью русифицированной
версии программы подбора оборудования, разработанной производителем.
Кинотеатр используется в среднем 10 часов в сутки (тмс„). Продолжи-
тельность отопительного периода для г. Одесса составляет тоя- 165 суток.
Средняя температура отопительного периода /ол = + 1°С. Подбор пластинча-
того рекуператора по программе фирмы «С1АТ» показал следующее: тре-
буется рекуператор модели 3 В246476 с байпасом стоимостью 2285 EUR,
который устойчиво работает при наружных температурах не ниже —5°С.
При температуре ниже указанной возможно обмерзание пластин утилиза-
тора. Второй вариант утилизации теплоты уходящего воздуха — примене-
ние роторного утилизатора с переменной скоростью вращения модели 3
В247073 стоимостью 5467 EUR. Этот рекуператор устойчиво работает и
при наружной температуре — 18°С. Оценим экономическую целесообраз-
ность применения этих утилизаторов по максимальному значению темпера-
турного коэффициента эффективности е, соответственно равному 0,7 и 0,83.
Общее количество утилизированной теплоты:
Q = e(Zp -ton )топтис„ср1Р.	(2.122)
Таблица 2.59
Расчетные параметры различных вариантов обработки воздуха в холодный период года
	Варианты и последовательность обработки воздуха						
Параметр	Н-П-ОК-П	НП-ОК	Н-Р1-П-ОК-П	Н-У-Р1-П-ОК-П	Н-У-Р1-ОК-П	Н-У-Р1-П-ОК	Н-У-Р1-ПУ-П
* 1	2	3	4	5	6	7	8
Расчетные температура/относительная влажность внутреннего воздуха,	20,0	20,0	20,0	20,0	20,0	20,0	20,0
/в/<рв, °С/%	50	50	50	50	40	40	40
Температура/относительная влажность приточного воздуха,	17,5	17,5	18,5	18,5	18,5	18,5	18,5
/л/(р„, °C/%	48	48	49	49	39	39	39
Температура/энтальпия воздуха после утилизатора теплоты,	-//-	-//-	-//-	10,0	7,0	7,0	7,0
/4//4, °С/(кДж/кг)	-//-	-и-	-//-	Н,5	8,4	8,4	8,4
Температура/энтальпия смеси наружного и рециркуляционного воздуха,	-//-	-и-	-2,5	14,3	12,6	12,6	12,6
°C/(кДж/кг)	-//-	-//-	5,0	22,3	19,2	29,2	29,2
Температура/энтальпия воздуха после калорифера первого подогрева,	20,5	30	17,5	16,9	-//-	23,3	-//-
6//3, °С/(кДж/кг)	22,0	31,3	25,0	25,0	-//-	30,3	-//-
Температура/энтальпия воздуха после оросительной камеры,	7,4	16,4	8,8	8,8	6,8	17,5	13,0*
№ °С/(кДж/кг)	22,0	31,4	25,0	25,0	19,2	30,3	25,7*
Температура/энтальпия воздуха после калорифера второго подогрева,	16,5	-//-	17,5	17,5	17,5	-//-	17,5
t\U\, °С/(кДж/кг)	31,3	-//-	33,9	33,9	30,3	-//-	30,3
256	Глава II
Окончание таблицы 2.59
1	2	3	4	5	6	7	8
Температура воды в оросительной камере, °C	6,6	11,0	8,0	8,0	5,4	10,4	-//-
Коэффициент эффективности, %	94	72	92	91	80,6	45,0***	-//-
Расход тепла на обработку 1 кг воздуха в калорифере первого подогрева, кДж/час	38,3	47,6	20	2,7	-//-	11,1	-//-
Расход тепла на обработку 1 кг воздуха в калорифере второго подогрева, кДж/час	9,3	-//-	8,7	8,7	1U	-//-	4,6
Расход тепла на обработку 1 кг воздуха, кДж/час	47,6	47,6	28,7	11,4	И,1	И,1	11,1**
Общий расход тепла на обработку воздуха, тыс. кДж/час	571,2	571,2	560,3	222,6	216,7	216,7	216,7**
*	- параметры после увлажнителя воздуха паром;
*	* - с учетом расхода теплоты на генерацию пара;
*	** _ нереализуемый процесс, ввиду низкого значения коэффициента эффективности.
257
258
Глава II
Для пластинчатого рекуператора
Q=0,7  (21 - 1) • 169  10  1,005 • 1,2 • 10000 = 285339600 кДж теплоты
или примерно 68,2 Гкал (без учета срезки температурного графика работы
при температурах ниже -5°C). Для роторного утилизатора общая экономия
теплоты составляет 80,8 Гкал. Примерные сроки окупаемости утилизаторов в
зависимости от стоимости теплоты представлены в таблице. Срок окупаемо-
сти в данном случае оценен путем деления оптовой цены утилизатора у про-
изводителя на стоимость сэкономленной за отопительный сезон теплоты. С
учетом налога на добавленную стоимость, таможенной пошлины, прибыли и
накладных расходов поставщика, а также транспортных расходов сроки оку-
паемости, представленные в таблице, будут примерно в 1,5 раз большими.
Таблица 2.60
Стоимость теплоты, EUR/Гкал		10	15	20	25
Срок окупаемости*, год	Пластинчатый	3,3	2,2	1,7	1,3
	Роторный	6,8	4,5	3,4	2,7
* - определен по оптовой цене изделия у производителя.
Приведенные данные показывают, что применение утилизации тепло-
ты экономически оправданно, даже с учетом того, что пластинчатый ути-
лизатор без байпаса может работать при температурах выше -5°C. При
температурах ниже -5 °C часть наружного воздуха будет перепускаться по
байпасу для исключения глубокого охлаждения удаляемого воздуха и на-
мораживания снеговой шубы на пластинах.
Окончательно к установке принимаем роторный утилизатор, как рабо-
тающий на всем диапазоне изменения температур наружного воздуха.
Форсуночная секция увлажнения (3 ВЗ16229) с насосом и его принад-
лежностями (3 ВЗ 16342) имеет оптовую цену 4039 + 1686 = 5725 EUR. Па-
ровой увлажнитель воздуха (SD ЗВЗ) имеет оптовую цену 5074 EUR.
Стоимость функциональных блоков рассматриваемых двух вариантов ув-
лажнения воздуха соизмерима. При применении парового увлажнителя для
генерации пара используется электрическая энергия, стоимость которой в
настоящее время значительно выше стоимости тепловой энергии. По этой
причине окончательно для установки принимаем в качестве увлажнителя
воздуха форсуночную камеру.
В соответствии с проведенными оценками для холодного периода года
принимается следующий набор процессов обработки воздуха: «наружный
воздух»-«утилизация теплоты в роторном утилизаторе»-«рециркуляция»-
«тепловлажностная обработка в изоэнтальпийном режиме в форсуночной
камере»-«подогрев воздуха в секции второго подогрева».
На основании проведенных расчетов для теплого и холодного периода
года кондиционер окончательно комплектуется следующими основными
259
функциональными блоками: роторный утилизатор теплоты, камера
смешения для рециркуляции воздуха в холодный период года, форсуночная
камера, воздухоохладитель, камера смешения для рециркуляции в теплый
период года, секция подогрева, вентиляторные секции, необходимый набор
фильтров. Обозначение комплекта CLIMACIAT GI 200. Дополнительные
элементы конструкции, схема кондиционера и характеристика блоков при-
водятся ниже (рис. 2.35).
Таблица 2.61
Характеристика функциональных элементов и моноблоков кондиционера
Обозна- чение блока	Краткая характеристика блока и его элементов	Аэродина- мические потери, Па
А1	Карманный фильтр класса F7 с 4 ячейками HPS2L, эф- фективность до 90%	167
	Радиальный вентилятор ВР 500 COS1 с клиноременной передачей и вариатором частоты вращения 0В227447, располагаемое давление 800 Па, к.п.д 69%, « = 1080 об/мин, N= 11 кВт. Гибкие вставки	
А2	Секция второй рециркуляции с управляемыми клапанами	32
АЗ	Моноблок соединительной секции («пустая секция»)	0
А4	Секция первой рециркуляции с управляемыми клапанами	32
А5	Роторный рекуператор с регулируемой скоростью вра- щения	129
А6	Воздушный клапан уходящего воздуха	0
А7	Воздушный клапан наружного воздуха	0
	Карманный фильтр класса F7 с 4 ячейками HPS2L, эф- фективность до 90%	167
А8	Форсуночная камера	61
	Воздухоохладитель с непосредственным кипением хладоагента R134a, двухрядный; медные трубки (d= = 12,7 мм) с алюминиевым оребрением, шаг оребрения 1,8 мм; теплопередающая площадь 84,4 м2; каплеотде- литель и лоток для сбора конденсата	86
А9	Калорифер однорядный десятиходовой; медные трубки (d = 12,7 мм) с алюминиевым оребрением, шаг оребре- ния 1,8 мм; теплопередающая площадь 32,2 м2; тепло- носитель перегретая вода 110/70°С, присоединительные патрубки 1", падение давления воды 43 мм в. ст	28
	Радиальный вентилятор ВР 560 COS1 с клиноременной передачей и вариатором частоты вращения 0В227625, располагаемое давление 1000 Па, к.п.д 82%, « = 1847 об/мин, 11 кВт. Гибкие вставки	
260
Глава II
7970
.1- -Z°_______J-
U-18ZL_ J
Длина: 7970 мм
Размеры и масса
Ширина: 1870 мм
Высота: 3270 мм
Масса: 3714 кг (+/-10%)
Рис. 2.35. Конструктивная схема и габариты кондиционера CLIMACIAT GI
200 фирмы CIAT
А1 - моноблочный корпус с секцией вытяжного вентилятора и секцией карманного
фильтра; А2 - секция второй рециркуляции; АЗ - моноблок соединительной секции
(«пустая секция»); А4 - секция первой рециркуляции; А5 - роторный рекуператор с
регулируемой скоростью вращения; А6 - воздушный клапан; А7 - моноблочный
корпус с фильтром очистки и клапаном наружного воздуха; А8 - моноблочный
корпус с секцией форсуночной камеры и воздухоохладителем с непосредствен-
ным кипением хладоагента; А9 - моноблочный корпус с калорифером и приточным
вентилятором
261
Таблица 2.62
Акустические спектры вентиляторов
Вентилятор	Характер излучения	Уровни (dB) в октавных полосах частот, Гц							Всего dB(A)
		63	125	250	500	1000	2000	4000	
На подаче приточного воздуха	вентилятора	96	94	93	91	89	85	81	94
	со стороны корпуса	81	82	63	55	44	45	40	67
	со стороны всасывания	87	85	84	81	73	60	39	81
	со стороны нагнетания	93	91	90	88	86	82	78	91
Вытяжной	вентилятора	92	91	88	86	85	83	79	90
	со стороны корпуса	77	79	58	50	40	43	38	64
	со стороны всасывания	86	85	82	79	74	65	51	80
	со стороны нагнетания	89	88	85	83	82	80	76-	87
Рассмотрим пример подбора кондиционера на базе изделий фирмы
«Веза», РФ. В отличие от других производителей эта фирма предоставляет
потребителям своей продукции достаточно широкую информацию о мето-
дах подбора ее оборудования, в том числе и аналитические методы расчета
параметров применяемого оборудования. Исходные данные для примера
расчета СКВ 2-го класса представлены в таблицах 2.63 и 2.64.
Расчетные значения параметров наружного и
внутреннего воздуха
Таблица 2.63
Город, в котором располо- жено здание	Характер помещения, для которого проектиру- ется СКВ	Расчетные параметры воздуха для СКВ				
		период года	наружного		внутреннего	
			темпе- ратура, °C	энталь- пия, кДж/кг	темпе- ратура, °C	относи- тельная влажность, %
Москва	Кинотеатр на	холод- ный	^нх =-26,0	1нх =-25,3	/" te = * вн* • •* вн	<P«...<Pt =
	500 зрителей	теплый	him =+26,5	him ~ =+52,0	= 20...22	= 30...60
* - с учетом корректировки параметров «Б» в соответствии с требованиями [1,2].
262
Глава II
Таблица 2.64
Исходные данные для проектирования СКВ
Теплоизбытки, Вт		Влагоизбытки, кг/час		Д/о	grad/	п	Н
теплый период года	холодный период года	теплый период года	холодный период года				
е;=42зоо	Q” -19800	4=18*4	4=16	5	0,5		5
Продолжительность мероприятий, проводимых в концертном зале не
более 3 часов в сутки, кроме того, помещение зала используется по назначе-
нию не каждый день. По этой причине (на основании полученных выше ма-
териалов) при разработке системы кондиционирования воздуха не будет при-
меняться утилизация теплоты, как не имеющая экономического обоснования.
Последовательность решения задачи для теплого периода года:
1.	Наносим на I— d диаграмму зону оптимальных параметров внутрен-
него воздуха и параметры наружного воздуха (рис. 2.36);
2.	Вычисляем тепловлажностное отношение, кДж/кг
,я 3600,
-1ооо+гМ-
Мл
(2.123)
где г=2454 - удельная теплота парообразования, кДж/кг, при температуре
+20°С.
42300-3,6 + 2454-18,4	п ,
е =------------------— = 10730 кДж/кг.
18,4
3.	Температура уходящего воздуха по формуле 2.112.
Zy = 22 4-0,5-3 = 23,5°С.
4.	По аналогии с вышерассмотренными примерами наносим характер-
ные точки состояния воздуха для теплого периода года (//, В, У, Р, П - со-
ответственно наружный, внутренний, уходящий, рециркуляционный и при-
точный воздух, а также точки /, характеризующей состояние воздуха на вхо-
де в вентилятор). При этом учитываем (в соответствии с вышеприведенной
информацией), что для теплого периода года целесообразно параметры рас-
четной точки назначать исходя из максимального значения относительной
влажности и температуры из диапазона оптимальных параметров (te = 22°С
и (pff - 60%,), а для холодного - минимальные, т.е. te=20°C и <рв = 30%.
Принято также, что подогрев воздуха в приточном и вытяжном венти-
ляторах составляет 1 °C.
5.	Воздухообмен для теплого периода года
(2.124)
263
= 1 ЛлЛ6?4^_171 = 19425 M3/4aC’ G- = £'P = 23310 КГ/ЧаС'
6.	Санитарная норма наружного воздуха
Lc =500-20 = 10000 м3/час, Gc =GH =Lcp = 12000 кг/час.
Temperatura
Рис. 2.36. Процессы обработки воздуха для теплого и холодного периодов года
264
Глава II
7.	Соотношение > Gc показывает, что требуется рециркуляция в ко-
личестве Ср = 23310 - 12000= 11310 кг/час. В связи с тем, что iH > ip рецир-
куляция целесообразна, т.к. смесь воздуха будет иметь более низкую энталь-
пию, а это приводит к снижению расхода холода при эксплуатации СКВ.
8.	Анализ взаимного положения характерных точек процесса показы-
вает, что для расчетных параметров требуется незначительная осушка
воздуха и более значимое охлаждение. Наиболее целесообразно в этом
случае избежать применения противоположных процессов, т.е. нагрева-
охлаждения, и исключить второй подогрев. Применим следующую тех-
нологию обработки воздуха. Часть приточного воздуха охлаждается в
воздухоохладителе, а часть его в виде воздуха второй рециркуляции под-
мешивается к нему после охлаждения. Полученная смесь должна иметь
параметры точки I. Для нахождения параметров охлаждаемой части при-
точного воздуха проводим через точки См1 (параметры воздуха после
первой рециркуляции) и точку 1 линию. На этой линии в точке пересече-
ния ее с <р -100% и будут находиться параметры охлаждаемой части воз-
духа, т.е. точка 0. Современные высокоэффективные воздухоохладители
обеспечивают при работе в расчетном режиме относительную влажность
воздуха на выходе близкую к 100%. По этой причине и принято, что точ-
ка 0 и находится на линии ф= 100%. Соотношение отрезков и
позволяет найти количество воздуха второй рециркуляции. Соотношение
же отрезков Gi-c.vi и ^cmi-p позволяет найти количество воздуха первой
рециркуляции. Совместное решение задачи о нахождении объемов пер-
вой и второй рециркуляции в этом случае возможно методом последова-
тельных приближений. А именно:
1.	Задаемся произвольно объемом первой рециркуляции и определяем
положение точки См1.
2.	Определяем положение точки 0 и из соотношения отрезков и
£i-cmi находим первое приближенное значение объема второй рециркуля-
ции G2.
3.	Уточняем объем первой рециркуляции G( = G- G2 и задачу повторя-
ем от п. 1 до удовлетворительной сходимости результатов.
Соотношение отрезков 0-1 и 1-См1 после нахождения их оконча-
тельного положения позволяет найти соотношение соответственно между
неохлаждаемой (воздух второй рециркуляции) и охлаждаемой (Go = GH + Gj)
частями обрабатываемого воздуха.
^ = ——. G2 =
о 2,54
Gj, = 6585 кг/час.
Соответственно расход воздуха через воздухоохладитель 23310 - 6585 =
= 16725 кг/час.
Воздух в воздухоохладителе охлаждается до температуры 12,2°С и
снижает свое влагосодержание. Температура холодоносителя в воздухоох-
ладителе на 3...5 градусов ниже, т.е. температурный уровень его составля-
265
ет «7...9°С. Получение холодоносителя с таким температурным уровнем не
представляет технических трудностей.
9.	Расход холода в воздухоохладителе
Qx = <?о0си1 -*о) = 16725(51,5-34,3) = 287670 кДж/час или 79,91 кВт.
Результаты расчета сведены в таблицы 2.65 и 2.66.
Таблица 2.65
Параметр	Н	В	Р	См\	У	П	1	0
Температура, °C	26,5	22,0	24,5	26,0	23,5	17,0	16	12,2
Отнсит. влажность, %	46	60	53	47	56	75	81	100
Влагосодержание, г/кг	10	10	10,2	10,0	10,2	9,2	9,2	8,9
Энтальпия, кДж/кг	52,0	47,5	50,3	51,5	49,5	40,2	39,2	34,3
Таблица 2.66
кг/час	Gc=GHi кг/час	GP=GX+ G2, кг/час	Со, кг/час	с2, кг/час	Qx, кДж/час
23310	12000	11310	16725	6585	287670
Последовательность построения процесса обработки воздуха для
холодного периода года:
1.	В зоне оптимальных параметров выделяем расчетную точку и нано-
сим параметры наружного воздуха для холодного периода года (рис. 2.36);
при этом учитываем (в соответствии с вышеприведенной информацией),
что для холодного периода года целесообразно параметры расчетной точки
назначать исходя из минимального значения относительной влажности и
температуры из диапазона оптимальных параметров (4=20°С и tpe=30%);
2.	Вычисляем тепловлажностное отношение, кДж/кг
3600
1000
М
(2.125)
19800-3,6 + 2454-16,0 п .
е =------------------— - 6909 кДж/кг.
16,0
3.	Теплоизбытки в холодный период года более чем в два раза ниже
уровня избыточной теплоты для теплого периода года. В этой связи при-
нимаем, что градиент температур по высоте помещения кинотеатра незна-
чителен и температура уходящего воздуха равна температуре внутреннего
воздуха, ty=te.
4.	Принимаем, что производительность кондиционера и в зимнем ре-
жиме эксплуатации равна производительности его в летнем режиме
266
Глава II
G=G3= б'л = 23310 кг/час или 19425 м3/час. Это позволяет сохранить аэро-
динамический режим сети и избежать мероприятий по переводу работы
кондиционера с одного режима на другой.
При меньших теплоизбытках для холодного периода года раздача ко-
личества воздуха, характерного для теплого периода года, требует умень-
шения расчетной разности температур. Находим исходя из этого темпера-
туру приточного воздуха
tn=te
(2.126)
/и=20
3,6 19800
1,005-23310
5.	Температура перед приточным вентилятором (точка 7)
= 17-1 = 16°С.
6.	При общей подаче воздуха в помещение 23310 кг/час санитарная
норма подачи наружного воздуха составляет 12000 кг/час. Следовательно,
рециркуляция равна 11310 кг/час. Соединяя точки Р и Н, в соответствии с
соотношением наружного и рециркуляционного воздуха находим точку
смеси См, tCM=-3°C.
7.	Для tn и г, температура точки росы составляет -1 °C. В этих условиях
работа оросительной камеры осуществляется вблизи /=0°С и сопряжена с
вероятным появлением процесса обмерзания конструкции. Принимаем, что
температура воды при адиабатической обработке воздуха равна ?П.=+2°С.
Проводя через точку W изоэнтальпу, на пересечении с линией d=const,
проходящей через точку См, находим точку 3, характеризующую состояние
смеси после подогрева в калорифере первого подогрева. Процесс 3-2 -
адиабатическое увлажнение, 2-1 - подогрев воздуха в калорифере второго
подогрева (рис. 2.36).
Коэффициент адиабатической эффективности процесса увлажнения
£ „ h ~h  8-4,3
h—tw 8 — 2
= 0,62.
При Еа < 0,65 ввиду уменьшения расхода воды и снижения давления на-
ступает неустойчивый режим работы форсунок. Следовательно, выбран-
ный режим тепловлажностной обработки не может быть реализован.
Принимаем параметры расчетной точки внутреннего воздуха гв=20°С
и фв = 40% и строим по аналогии с предыдущим вариантом процесс обра-
ботки воздуха (рис. 2.36). Обозначение характерных точек принято анало-
гичным предыдущему варианту.
Коэффициент адиабатической эффективности процесса увлажнения
для этого варианта
267
Это реализуемый режим работы оросительной камеры.
В этом случае невозможно рассматривать вариант работы кондицио-
нера без калорифера второго подогрева. Нагрев воздуха в калорифере пер-
вого подогрева до точки 3" и затем адиабатическая обработка его в ороси-
тельной камере по процессу 3"-7 невозможна. Коэффициент адиабатиче-
ской эффективности процесса 3"-7 «0,5, т.е. меньше установленного
нижнего предела для блоков контактного увлажнения фирмы «Веза».
8.	Дефицит влаги при подготовке смеси наружного и рециркуляцион-
ного воздуха составляет Ad=dn-dcu=5,1 - 2,9 = 2,2 г/кг. Это количество
влаги можно ввести в воздух и в виде пара. Подогрев воздуха паром в этом
случае будет составлять At = 0,16 -2,2 = 0,35°. Реализация этого процесса
требует подогрева воздуха в калорифере первого подогрева до температу-
ры ti - 0,35°. Обозначим эту точку 3'.
9.	Расход теплоты в калорифере первого подогрева при применении
тепловлажностной обработки в оросительной камере
Qt = Gc(t3-tCM) = 23310-1,005 (11 -(-3,2)) = 332657 кДж/час,
то же при увлажнении воздуха паром
2} = Gc(ty-tCM) = 23310-1,005-(15,7-(-3,2)) = 442762 кДж/час.
10.	Расход теплоты в калорифере второго подогрева
Qn = Gc(6-Z2) = 23310-1,005 (16-5,4) = 248321 кДж/час.
11.	Расход пара на увлажнение воздуха (производительность пароув-
лажнителя)
G„apa ^G(d„-dCju) = 23310- (5,1 - 2,9) 11000 = 51,3 кг/час.
12.	Расход воды, испаряющейся в оросительной камере равен расходу
пара на увлажнение воздуха.
13.	Общий расход теплоты при обработке воздуха в оросительной камере
YQ = Qi+Qn =332657 + 248321 = 580978 кДж/час.
14.	Общий расход теплоты при увлажнении воздуха паром
YQ = G(i{-iCM) = 23310 -(28,9-4) = 580419 кДж/час.
Результаты расчетов сведены в таблицы 2.67. и 2.68.
Расходы теплоты при обработке воздуха в оросительной камере и при
увлажнении паром следует считать равными, т.к. эти процессы имеют об-
щую точку начала и конца обработки (соответственно См и 7). Отличие
цифр в графе Y.Q таблицы объясняется приблизительностью определения
значений параметров воздуха по I-d диаграмме.
268
Глава II
Таблица 2.67
Параметр	Вар. увлаж- нения	Н	В = У	Р	См	3	3'	2	1	И
Температура, °C	ОК	-26	20	21	-3,2	11	—	5,5	16	17
	Пар					—	15,7	——		
Отнсит. влажность, %	ОК		"	40	38	100	35		90	46	43
	Пар					—	26			
Влагосо- держание, г/кг	ОК	—	5,8	5,8	2,9	2,9	—	5	5	5
	Пар						2,9	—		
Энтальпия, кДж/кг	ОК	-25,3	34,5	35,5	4,0	18		18	28,9	30
	Пар					—		22,8	—		
Таблица 2.68
Вар. увлаж- нения	G=G3, кг/час	GC=GH, кг/час	GPi кг/час	Qi, кДж/час	Qn, кДж/час	^Q, кДж/час	Gnapa, кг/час	б'воЭы, кг/час
ОК	23310	12000	11310	332657	245979	580978	--•••	51,3
Пар				442762	—	580419	51,3	—
Выбор функциональных блоков кондиционера фирмы «Веза».
Исходя из расхода воздуха в поперечном сечении кондиционера
(23310 м3/час) и допустимой скорости движения воздуха в поперечном се-
чении оросительной камеры (w=3 м/с), находим требуемую площадь попе-
речного сечения кондиционера
F	G
тр 3600-wp
(2.127)
Найдено Fmp=l,8 м2. Ближайшую большую площадь поперечного се-
чения имеет кондиционер КЦКП-20 фирмы «Веза» РФ (кондиционер цен-
тральный с каркасно-панельным корпусом). Фактическая площадь попе-
речного сечения F= 1,956 м2.
Подбор воздухонагревателей (холодный период года).
1.	Массовая скорость движения воздуха во фронтальном сечении кон-
диционера
G 23310	/	2
vp =------=----------= 3,31 кг/с-м .
р 3600F 3600 1,956
2.	Расход теплоносителя на нагрев воздуха (параметры теплоносителя
110-70°С)
332657
4,187(110-70)
= 1986 кг/час.
269
То же при увлажнении воздуха паром
✓-г	442762 э/с/м /
GTI =	—ZTT - 2644 кг/час.
1 4,187(110-70)
То же для воздухоподогревателя второй ступени
„	245979	1Л/;п .
GTII = '7;'^,. . —ztt = 1469 кг/час.
ги 4,187(110-70)
3.	Фирма «Веза» выпускает калориферы с различным числом рядов
трубок по ходу движения воздуха (1...4), с различным шагом оребрения
(1,8; 2,5 и 4,2 мм) и с различным числом ходов греющего теплоносителя
(2,4, 6, 8, 12, 16). Производитель рекомендует принимать скорость движе-
ния воды в трубках 0,5... 1,5 м/с.
Задаемся скоростью движения воды в трубках калорифера 1,0 м/с, ша-
гом пластин оребрения 2,5 мм и предварительно принимаем к расчету од-
норядный калорифер. Площадь поперечного сечения одной трубки для
прохода теплоносителя равна 0,0001108 м2.
Число трубок в одном ряду калорифера определяется по формуле
предложенной производителем
N =pHmp
0,05 ’
где р - число рядов трубок по ходу движения воздуха, в предварительном
расчете принято р = 1;
Нтр - высота трубной решетки, для кондиционера КЦКП-20 равна
1,45 м.
Таким образом, tV=29 шт.
4.	Определяем число трубок для одного хода теплоносителя исходя из
принятой скорости движения теплоносителя
(2.128)
(2.129)
Ur
т =------—----.
3600p7/mpw
Соответственно имеем: для калорифера первого подогрева при ис-
пользовании в качестве увлажнителя оросительной камеры
=__________1986_________
т! 3600 1000 0,0001108 1,о“ ’
то же при увлажнении воздуха паром т/ « 7 и для калорифера второго по-
догрева т1}ж 4.
Для унификации применяемого оборудования окончательно принима-
ем число ходов для всех вариантов т ~ 6, а число трубок в одном ряду рав-
ное 30. В этом случае в каждом ходу движения теплоносителя будет участ-
270
Глава II
вовать 5 трубок. В связи с принятыми округлениями и унификацией реше-
ния вычисляем скорости движения теплоносителя для каждого варианта.
5.	Истинная скорость движения теплоносителя в трубках
мт
W =----------.
ЗбООрт-Д,™
(2.130)
Соответственно для рассматриваемых вариантов она составляет:
W/=0,83; w} -1,1; wH= 0,61 м/с.
6.	Коэффициент теплопередачи калорифера определяется по выражению
k=A(wp)”wp.	(2.131)
При принятых выше условиях по данным фирмы «Веза» И = 21,68; л = 0,37;
р = 0,18. Значение коэффициента теплопередачи для рассматриваемых ва-
риантов
£/=21,68(3,31)ад7-0,83°’|8 = 32,65; к)’ = 34,34; к„=30,89 Вт/м2К.
7.	Разность средних температур воды и воздуха
110 + 70 -32 + 11
Д// = И0±20__А_.86>1 К; д;=83,75к и 4^=79,25 К.
8.	Требуемая площадь поверхности теплообмена
F.. Q . г _	332657	_
3,6 W ' 3,6-32,65-86,1
F; =42,76 м2; Л,,=27,91м2.
Фактическая площадь теплообмена однорядного теплообменника при
оговоренных выше условиях равна 40,4 м2. Такой теплообменник принима-
ется для установки в качестве воздухоподогревателя первой и второй сту-
пени при увлажнении воздуха в камере орошения. При увлажнении воздуха
с помощью парогенератора расчет показывает, что к установке следует
принять теплообменник с шагом оребрения 1,8 мм и с фактической площа-
дью теплообмена 53,5 мм.
Обозначение теплообменников:
-вариант увлажнения воздуха в оросительной камере ВНВ 243.1-133-
145-1-2,5-6-левый. Здесь: 133 - длина оребренных трубок, см; 145 -
длина трубной решетки, см; 1 - число ходов; 2,5 - шаг оребрения, мм;
6 - число ходов. Последнее определяет исполнение по обслуживанию
калорифера, если смотреть по ходу движения воздуха.
-вариант увлажнения воздуха с помощью парогенератора 243.1-133-
145-1-1,8-6-левый.
Выбор воздухоохладителя. Процессы переноса теплоты на теплооб-
менных поверхностях воздухоохладителя в нашем случае сопровождаются
конденсацией водяных паров из воздуха. Точный расчет их затруднителен.
271
В инженерной практике применяются методы расчета, основанные на
предположении об условно «сухом» охлаждении воздуха на участке от на-
чального до конечного его состояния. Наличие процесса конденсации ин-
тенсифицирует теплообмен и по этой причине расчет по методу «сухого»
процесса приводит к появлению некоторого запаса в выбранной площади
теплопередачи. Методы расчета «сухих» процессов охлаждения воздуха в
воздухоохладителях, принятые в кампании «Веза», аналогичны вышепри-
веденной методике расчета калориферов.
Последовательность расчета:
1.	В качестве холодоносителя принимаем воду, охлаждаемую в испа-
рителе холодильной машины. Исходя из того, что перепад температуры
воды в воздухоохладителе должен быть Дгв = 3...5°, находим ее расход
; - Qx
w Cetxte
287670
4,187-4
= 17176 кг/час.
2.	Находим массовую скорость движения воздуха в поперечном сече-
нии воздухоохладителя
16725
3600 1,95 6
= 2,38 м/с.
3.	Задаемся числом рядов трубок по ходу движения воздуха/? = 6, тогда
общее число трубок воздухоохладителя будет равно 7У= 6- 1,45/0,05 = 174.
Как и для случая расчета калорифера принимаем число трубок в одном ря-
ду равное 30 и общее число трубок 6-30= 180 шт.
4.	Принимаем шаг между пластинами оребрения равный 2,5 мм. При-
нимаем также число ходов холодоносителя равное 6 и определяем число
трубок в одном ходу 180/6 = 30 и далее скорость движения его в трубках
_________17176________
3600-1000-0,0001108-30
= 1,44 м/с.
5.	Коэффициент теплопередачи воздухоохладителя
/с = 20,94(2,38)° 37 l,440,,s = 30,82 Вт/м2К.
6.	Средняя разность температур
Д/ = 2.6 + 12’2 _10 + 6. = 1 цо
2	2
(принята начальная температура охлаждающей воды +6°С и конечная тем-
пература воды + 10°С).
7.	Требуемая площадь теплообмена
с 287670	, 2
—--------------- 233,0 М .
р 3,6-30,82-11,1
272
Глава II
Фактическая площадь теплопередачи шестирядного воздухоохладите-
ля составляет 6-40,4 = 242,4 м2. К установке принимается воздухоохлади-
тель ВОВ 243.1-133-145-6-2,5-6-левый. В комплект воздухоохладителя
входит сепаратор и поддон для сбора конденсата. Затвор для отвода кон-
денсата из поддона в комплект поставки не входит.
Выбор форсуночной камеры увлажнения. Как уже было отмечено, в
настоящее время камеры увлажнения применяются только в адиабатиче-
ском режиме. В соответствии с проведенными расчетами требуемый коэф-
фициент адиабатической эффективности процесса увлажнения должен
быть 0,89 при производительности кондиционера 23310 кг/час. Производи-
тельность кондиционера составляет 23310/24000 = 0,97 от номинальной. По
данным производителя поправка на такое соотношение требуемой и номи-
нальной производительностей близка к единице. К установке принимаем
камеру К-65-50-160 с коэффициентом адиабатической эффективности в
номинальном режиме равным 0,95, номинальным расходом воды 30,3 т/час
и требуемым давлением перед форсунками 1,53 кгс/см2.
Снижение коэффициента эффективности с номинального значения
£=0,95 до требуемого £ = 0,89 можно обеспечить путем уменьшения коэф-
фициента орошения (т.е. подачи воды к форсункам).
Присоединительные патрубки к насосу, к форсункам и к воронке пере-
лива-£>у65.
Выбор блока сотового увлажнителя. По приведенным выше дан-
ным принимаем к установке блок сотового увлажнения 150-150 с толщи-
ной кассеты 300 мм, который обеспечивает эффективность процесса ув-
лажнения £=0,95 при расходе воды на орошение насадки 0,96 т/час. В
орошаемых слоях изменение коэффициента орошения не приводит к из-
менению коэффициента эффективности процесса тепловлажностной об-
работки. Это связано с тем, что площадь контакта воздуха с водой при
изменении интенсивности орошения слоя практически не изменяется.
Эффективным средством управления тепловлажностными процессами в
этом случае может служить обводной клапан, который фирмой «Веза» в
этом блоке не применяется.
Параметры работы блока сотового увлажнения с коэффициентом эф-
фективности 0,95 показывают, что в обслуживаемом помещении гаранти-
ровано будут обеспечены оптимальный параметры внутреннего воздуха.
Анализ полученных результатов показывает, что при применении
блока сотового увлажнения значительно сокращается расход воды по
сравнению с форсуночной камерой. В рассматриваемом примере в 31,6
раза. Следует отметить и существенное сокращение давления воды в
тракте водоснабжения. В форсуночной камере необходимо поддерживать
перед форсунками давление 15 104Па; в сотовом увлажнителе давление,
развиваемое насосом, расходуется только на перемещение воды по корот-
ким участкам трубопроводов при свободном изливе ее на поверхности
273
слоя. В сотовом увлажнителе может применяться малогабаритный и низко-
напорный насос. Напор насоса в этом случае вполне достаточен на уровне в
3...5 м. вод. ст. Учитывая, что расход электроэнергии пропорционален
произведению производительности насоса на его давление можно полу-
чить, что при применении сотового увлажнителя расход электроэнергии на
привод насоса сокращается примерно в 120 раз. Однако, аэродинамическое
сопротивление сотового увлажнителя несколько выше, чем сопротивление
камеры форсуночного орошения.
При эксплуатации сотовых увлажнителей необходимо предусматри-
вать периодический слив воды. Это обусловлено тем, что при отсутствии
слива в увлажнителе повышается концентрация солей, определяющих же-
сткость воды. При среднестатистической жесткости воды, применяемой
для подпитки увлажнителя, необходимо предусматривать 30% слив, т.е.
= 0,3-960 = 288 кг/час, а с учетом испарения воды в обрабатываемый
воздух подпитка должна составлять 288 + 51,3 =399,3 кг/час.
Выбор пароувлажннтеля воздуха. Осуществляется только по одному
показателю - расходу пара на увлажнение воздуха. В данном случае он
равен 51,3 кг/час. Эту потребность в паре может обеспечить пароувлажни-
тель модели SMU-603, имеющий установленную электрическую мощность
43,5 кВт, потребляемая мощность на расчетном режиме составляет -32
кВт. Для подпитки увлажнителя требуется вода питьевого качества по
ГОСТ 2874. Регулирование паропроизводительности увлажнителя осуще-
ствляется путем изменения степени затопления электродов водой.
Паровые увлажнители воздуха имеют существенные эксплуатацион-
ные затраты. Так, при стоимости 1 кВт-часа 0,03 доллара США при одно-
сменной работе увлажнителя в течение месяца расход электроэнергии со-
ставит -5000 кВт-часов, а затраты на оплату ее -150 USD.
Парогенераторы комплектуются требуемым числом парораспредели-
телей (для модели SMU-603 - 4 шт) и линией возврата конденсата.
Выбор блока фильтров. Как уже отмечалось, фильтры устанавлива-
ются в кондиционере для обеспечения требуемой чистоты приточного воз-
духа и для защиты оборудования от загрязнения. Выбор фильтра зависит от
характеристики и концентрации пыли в рециркуляционном и наружном
воздухе. Степень очистки воздуха от пыли устанавливается нормативными
документами в зависимости от назначения обслуживаемого помещения.
При этом следует учитывать, что концентрация пыли в приточном воздухе
не должна превышать 0,3 ПДК (до 0,8 ПДК по [2]). Для помещений кино-
театров рекомендуется применять фильтры классов EU3-EU5. Этим требо-
вания удовлетворяют блоки карманных фильтров фирмы «Веза» с длиной
карманов 360 мм. Маркировка фильтра ФМ-бб-ЗбО-б-X-G, класс очистки
G3-G4 (EU3-EU4), средняя эффективность очистки до 92%.
Расчет эксплуатационных показателей фильтров (время работы
фильтра до замены или регенерации фильтрующего элемента, концентра-
274
Глава II
цию пыли на выходе и др.) практически невозможен из-за отсутствия
практически во всех случаях сведений о фракционном составе пыли и ее
концентрации в воздухе. Эти параметры определяются в процессе экс-
плуатации.
Вентиляторный блок. Вентиляторный блок изготавливается произ-
водителем с выходом воздуха по оси его движения в кондиционере или
с выходом вверх. В выбранном типоразмере кондиционера устанавлива-
ется вентилятор №6,3; число оборотов колеса и мощность электропри-
вода назначаются производителем в зависимости от общего сопротив-
ления сети кондиционера и его производительности по воздуху. Эти
сведения производителю предоставляет Заказчик на основании проект-
ных материалов.
Сопротивления секций кондиционера для холодного периода года при
неработающей второй рециркуляции представлены в приводимой ниже
таблице. Аэродинамическое сопротивление определяется на основании
сведений производителя продукции и зависит от скорости движения возду-
ха в поперечном сечении блока.
Цены отдельных блоков и кондиционера в целом представлены по ус-
ловиям продавца кондиционеров в РБ.
Приведенные материалы показывают, что с точки зрения обеспечения
условий функционирования и экономической целесообразности к установ-
ке следует принимать кондиционер, укомплектованный:
-	первым и вторым подогревом;
-	форсуночной камерой орошения с адиабатическим режимом работы;
-	воздухоохладителем;
-	двумя блоками смешения (рециркуляции); причем первая рециркуля-
ция применяется в холодный период года, вторая - в теплый;
-	секцией очистки воздуха с карманным фильтром класса G4.
Стоимость системы автоматизации кондиционера приведенной выше
комплектации составляет свыше 5000 USD.
При выполнении данной курсовой работы студенты используют мето-
дические материалы, в которых содержатся сведения о программах подбо-
ра кондиционеров и их функциональных блоков от различных производи-
телей, справочные сведения и технические характеристики подбираемого
оборудования.
По материалам подбора блоков студент вычерчивает по аналогии с
рис. 2.35 схему кондиционера КЦКП-20.
Приведенные сведения являются основанием и исходными данными
для разработки задания на выбор холодильного оборудования.
Комплектация и стоимость (С, USD) функциональных блоков кондиционера
КЦКП-20 фирмы «Веза» по различным вариантам обработки воздуха
Таблица 2.69
Функциональный блок	Тепловлажносная обработка в оросительной камере	Тепловлажносная обработка в сотовом увлажнителе	Увлажнение воздуха паром
1	2	3	4
Передняя панель с вертикальным клапаном	С= 682,6	С= 682,6	С= 682,6
Блок первого подогрева	ВНВ 243.1-133-145-1-2,5-6- левый, ДР= 16 Па	ВНВ 243.1-133-145-1-2,5-6- левый, АР= 16 Па	ВНВ 243.1-133-145-1-1,8-6- левый, АР = 22 Па
	С= 1365,2	С= 1365,2	С= 1974,6
Секция увлажнения*, Е - 0,95	К-65-50-160, АР = 145 Па	150-150, АР= 1020 Па	3-SMU-233**, АР=1,4 Па
	С= 3276,48	С= 10203,89	С «9000
Блок второго подогрева	ВНВ 243.1-133-145-1-2,5-6- левый, АР = 16 Па	ВНВ 243.1-133-145-1-2,5-6- левый, АР= 16 Па	Нет
	С= 1228,68	С= 1228,68	
Воздухоохладитель (холодоноситель вода)	ВОВ 243.1-133-145-6-2,5-6- левый, АР= 202 Па	ВОВ 243.1-133-145-6-2,5-6- левый, АР = 202 Па	ВОВ 243.1-133-145-6-2,5-6- левый, АР=202 Па
	С=3715,94	С=3715,94	С=3715,94
Блок смесительный	КЦКП-20, АР =24 Па	КЦКП-20, АР=24 Па	КЦКП-20, АР=24 Па
	С = 2-1433,46	С=2-1433,46	С=2-1433,46
Секция очистки воздуха, фильтр карманный, класс G4	ФМ-66-360-6-Х-6, ДР =85 Па	ФМ-66-360-6-Х-6, АР =85 Па	ФМ-66-360-6-Х-С, АР=85 Па
	С= 682,6	С= 682,6	С= 682,6
Продолжение таблицы 2.69
1	2	3	4
Блок смесительный горизон-	КЦКП-20, ДР= 17,5 Па	КЦКП-20, ДР = 17,5 Па	КЦКП-20, ДР = 17,5 Па
тальным клапаном, 2 шт	С = 955,64	С=955,64	С=955,64
Вентиляторная секция (L = 19425, м3/час, Р = 510 Па)	С=3877,17	С= 3774,43	С=4786,0
Гиюбкая вставка на выходе	С= 113,12	С= 113,12	С= 113,12
Привод на приемном клапане, с пруж. возвр	С=281,71	0281,71	0281,71
Привода на рециркуляционных клапанах	С=2-619,5 = 1239	С=2-619,5 = 1239	02-619,5=1239
ЕДР, Па	505	1380	352
SC, USD	20285	27110	26300
*	- форсуночная камера и сотовый увлажнитель без насоса и системы обеспечения циркуляции воды; пароувлажнитель полной
комплектации;
*	* - принят для комплектации ввиду отсутствия в настоящее время сведений о модели SMU-603
276	Глава II
277
2.3.4. Выбор холодильной машины
Организация практического использования холодильных машин в систе-
ме кондиционирования воздуха связана с решением множество технических
проблем [38, 39, 40]: обеспечение пуска компрессора; выбор приборов кон-
троля, средств и методов управления и автоматизации; защиты установки и
персонала при возникновении чрезвычайных ситуаций; опорожнения и за-
правки холодильного цикла хладоагентом и т.д. По этим причинам холодиль-
ная машина представляет собой сложный инженерный комплекс трубопрово-
дов, запорно-регулирующей арматуры, средств контроля, защиты и управле-
ния, порядок и место размещения которых определяется на основании опыта
и знаний о характере происходящих процессов. Схема одного из вариантов
устройства холодильной машины представлена на рис. 2.37. Отметим, что в
связи с широким поступлением на рынок зарубежных холодильных машин
распространено и их новое название - чиллеры (chil (англ.) - холод).
Рис. 2.37. Принципиальная схема контура парокомпрессорной холодильной
машины с винтовым компрессором
1 - винтовой компрессор; 2 - клапан на нагнетании компрессора; 3, 11 - предохра-
нительные клапана; 4 - воздушный конденсатор; 5 - клапан на трубопроводе жид-
кого хладоагента; 6 - фильтр-осушитель; 7 - смотровое стекло с индикатором влаж-
ности; 8 - электромагнитный клапан; 9 - терморегулирующий вентиль; 10 -
испаритель; 12 - капилляр для впрыска жидкости в компрессор
Предохранительный клапан 3 устанавливается в контуре холодильной
машины при установке после компрессора пароохладителя. Он предназна-
чен для защиты его от высокого давления. В пароохладителе происходит
снижение температуры перегретых паров хладоагента. Теплота охлаждения
передается нагреваемой воде. Предохранительный клапан 11 предназначен
для защиты от высокого давления испарителя холодильной машины. Защи-
та теплообменников и других элементов холодильной машины от превы-
шения давления может осуществляться и с помощью реле давления, кото-
рые дают информацию аналитической электронной системе и она прини-
мает решение о дальнейшем функционировании машины при превышении
давления и выдает сообщение оператору. Сброс давления через предохра-
278
Глава II
нительные клапана (фактически сброс хладоагента) следует рассматривать
как крайнюю меру.
Холодильные машины (чиллеры) поставляются на рынок в следующих
исполнениях:
-	стандартном;
-	малошумном и особо малошумном (компрессор размещается в звуко-
изолирующем корпусе);
-	с пароохладителем и утилизацией теплоты перегретого пара хладоа-
гента;
-	одноконтурные и двухконтурные;
-	с установкой в каждом контуре одного или нескольких компрессоров
одинаковой или различной производительности;
-	с различными по принципу действия компрессорами в герметичном
(бессальниковом) и полугерметичном (сальниковом) исполнении.
Инженерное оборудование холодильной машины в той или иной сте-
пени (в соответствии с условиями эксплуатации и требованиями заказчика)
содержат следующее элементы и системы:
-	систему пуска компрессора (компрессоров);
-	защиту от перегрева и перегрузок компрессора и оборудования ХМ;
-	защиту от низкого давления в системе;
-	комплект манометров, термометров для контроля давления и темпера-
туры в компрессоре и аппаратах холодильной машины;
-	мерные стекла для визуального контроля уровня холодильного агента
в испарителе и конденсаторе;
-	средства проверки, если это необходимо, правильности вращения ро-
тора компрессора;
-	средства контроля и регулирования параметров системы смазки ком-
прессора;
-	системы и средства, обеспечивающие непрерывность процесса смазки
взаимно перемещающихся элементов компрессора или других меха-
низмов, входящих в состав холодильной машины;
-	систему контроля и управления режимом работы вентиляторов воз-
душного и насосов водяного конденсатора;
-	защиту от быстрого повторного включения компрессора при цикличе-
ском режиме его работы;
-	прогрев перед пуском в холодный период года картера компрессора
(при наружной установке);
-	систему защиты испарителя от замораживания и прогрев его при за-
мерзании;
-	систему дренажа конденсата от испарителя при охлаждении им воз-
духа и средства обогрева данного конденсатопровода в холодный
период года;
—	электронные системы автоматизации и контроля работы компрессо-
ра и оборудования ХМ, в том числе регулирование с помощью тер-
279
морегулирующего вентиля степени перегрева хладоагента после ис-
парителя;
-	систему контроля состояния и средства очистки хладоагента;
-	электронные системы сигнализации об отключении и включении ком-
прессора (компрессоров); о возникновении высокого или низкого дав-
ления; о работе вентиляторов (насосов) конденсатора; случайной за-
держке включения компрессора; состояния контуров и т.д.;
-	дисплей для визуализации режимов работы холодильной машины и
принтер для их распечатки;
-	гидромодуль для обеспечения циркуляции охлаждаемой воды или хо-
лодонос ителя через испаритель и подачи их потребителю холода;
—	средства контроля параметров и регулирования температуры холодо-
носителя на выходе из испарителя;
-реле контроля величины потока холодоносителя через испаритель (с
целью предотвращения его замерзания).
Приведенная информация показывает, что холодильная машина явля-
ется сложным техническим комплексом и при ее выборе следует учитывать
множество факторов. При выборе ее приходится решать задачи по приме-
нению тех или иных представленных выше систем и средств. Наиболее
целесообразно применять элементы холодильной машины и средства авто-
матизации комплектной поставки от одного производителя.
Выбор холодильной машины начинается с определения величины хо-
лодильной нагрузки и характера ее изменения во времени. При переменной
во времени холодильной нагрузке к установке следует принимать несколь-
ко холодильных машин, в том числе и двухконтурных с одинаковыми или
различными по производительности компрессорами. Характер изменения
нагрузки во времени позволяет принять решение о комплектации системы
холодоснабжения в такой ситуации.
Холодильная нагрузка определяется по потребности кондиционера в
холоде и с учетом транспортных потерь.
QXM = LpO„ - iK) + S QT = Qx + 2 QT,	(2.132)
где Lp - массовый расход охлаждаемого воздуха, кг/час;
i	lt, iK - начальная и конечная энтальпия воздуха в процессе охлаждения;
XQt - потери холода при транспорте его от холодильной машины к
кондиционеру и далее к потребителю.
При обслуживании холодильной машиной нескольких кондиционеров
необходимо учитывать сумму их холодопотребления. Холодопроизводи-
тельность выбираемой холодильной машины должна превышать требуе-
мую холодильную нагрузку на 10...20%.
Следующим важным моментом при выборе холодильной машины яв-
ляется выбор хладоагента, который должен циркулировать в проектируе-
мом холодильном цикле.
280
Глава II
Большое количество хладоагентов, многообразие их термодинамиче-
ских, технических, эксплуатационных, экологических, санитарно-гигиени-
ческих и физико-химических свойств предопределяют трудность их выбора.
Многообразие говорит и об отсутствии хладоагентов с полностью положи-
тельной характеристикой.
Рекомендуется выбирать хладоагенты с минимальным значением сле-
дующих параметров: температуры кипения при нормальном давлении Ри,
давления конденсации RK, разности давлений Рк - Ри, отношения давлений
PJPU, плотности пара на всасывании компрессора, адиабатной работы, по-
казателя адиабаты А, теплоемкости в жидком состоянии. Одновременно
желательно иметь давление кипения в испарителе выше атмосферного (для
предотвращения подсоса воздуха) и большее значение объемной холодо-
производительности qv [38, 39].
Помимо приведенных рекомендаций при выборе хладоагентов следует
учитывать термическую стабильность, токсичность, экологическую безо-
пасность, взрывопожароопасность, стоимость, доступность, эксплуатаци-
онные показатели и т.д. Экологическая опасность хладонов, полученных из
углеводородов путем замещения атомов водорода на атомы фтора, хлора и
брома, определяется количеством атомов хлора и брома в их молекуле. В
системах комфортного кондиционирования воздуха не допускается приме-
нение токсичных хладоагентов.
В процессе эксплуатации холодильный агент может уходить из конту-
ра холодильной машины. По этой причине особое внимание следует уде-
лять доступности хладоагента, т.е. массовости его производства, уровню
цены, транспортных расходов по доставке и срокам поставки. При приме-
нении в контуре холодильной машины смесей хладоагентов следует учи-
тывать, что при появлении утечек в первую очередь уходит из контура бо-
лее летучая часть смеси. В результате этого нарушаются свойства смеси,
изменяются параметры работы холодильной машины. При применении
смесей устанавливается максимальный суммарный объем утечек. Он в
среднем составляет 30%. После этого следует полностью менять холодиль-
ный агент в контуре машины.
Подробные рекомендации по выбору хлагоагентов и их смесей приве-
дены в специальной литературе.
Следует отметить также, что приоритет в выборе холодильного агента
принадлежит изготовителю оборудования или разработчику холодильных
машин. Он диктуется множеством выше перечисленных факторов, а также
назначением машины, условиями ее применения, множеством технических
и экономических факторов, возможностями изготовления или закупки
комплектующих, доступностью и возможностью применения холодильного
агента.
Основными величинами, ограничивающими температурный диапазон
применения хладоагента, является температура кипения Ти и температура
конденсации Тк. При назначении этих параметров следует учитывать при-
водимые ниже рекомендации.
281
При применении в составе кондиционера воздухоохладителей с непо-
средственным кипением в трубках хладоагента температура кипения его не
должна быть выше конечной температуры охлаждаемого воздуха, а средняя
разность температур между температурой кипения хладоагента и средней
температурой воздуха в процессе охлаждения должна быть примерно 10°, т.е.
Ти<^,(/„ + и/2-Ти«10°.	(2.133)
Здесь: tH, tK - соответственно начальная и конечная температура воздуха в
процессе охлаждения в воздухоохладителе.
При охлаждении в испарителе воды, подаваемой в аппарат тепловлаж-
ностной обработки или в воздухоохладитель, изменение температуры воды
должно составлять 4...5°, а средняя разность температур между температу-
рой кипения и средней температурой охлаждаемой воды должна быть
5...8°. При этом температура кипения хладоагента должна быть не выше
конечной температуры воды.
Ти<ТКу (Ти+Тк)/2~Ти=5...8°, Ти-Тк = 4...5°.	(2.134)
Здесь: Ти, Тк — соответственно начальная и конечная температура воды в
процессе охлаждения в испарителе.
При этом расход охлаждаемой в испарителе воды рассчитывается по
формуле
Ga = Qx +%ют +TQ"M .	(2-135)
свЛТн -Тк)
где сед - теплоемкость воды;
Qnom - потери холода при транспорте воды к кондиционеру и к потре-
бителю приготавливаемого воздуха;
Quae - теплота нагрева воды в насосе.
В конденсаторе холодильной машины, охлаждаемом наружным возду-
хом (воздушном конденсаторе) температура конденсации должна быть не
ниже конечной температуры охлаждающего воздуха, нагрев воздуха должен
составлять 6...8°, а средняя разность температур составлять 10...20°, т.е.
TK-(t*+t“)/2 = Ю...2О, г: -С>6...8°.	(2.136)
В водяных конденсаторах средняя разность между температурой кон-
денсирующегося хладоагента и температурой отводящей теплоту воды
Должна составлять 5...8°, а нагрев воды 4...5°. Температура конденсации
Должна быть выше температуры воды на выходе.
Подбор холодильной машины в соответствии с назначенными опция-
ми, видом хладоагента и холодильными нагрузками осуществляется по ме-
тодическим пособиям, справочным материалам и их электронным версиям,
имеющимся на кафедре.
Рассмотрим пример подбора холодильного оборудования для! условий
работы кондиционера CLIMACIAT GI 200, укомплектованного представ-
282
Глава II
ленными выше функциональными блоками. В состав кондиционера входит
моноблочный корпус с секцией форсуночной камеры и воздухоохладите-
лем с непосредственным кипением хладоагента. В этом случае требуется
подобрать только компрессорно-конденсаторный блок, который вместе
с уже имеющимся воздухоохладителем с непосредственным кипением хла-
доагента образуют замкнутый контур холодильной машины. Наиболее оп-
равданно к установке принимать компрессорно-конденсаторный блок этого
же производителя.
При производительности кондиционера по воздуху 16270 м3/час и
удельном расходе холода 17,5 кДж/час-кг (табл. 2.68) расход холода на ох-
лаждение воздуха в воздухоохладителе составляет
Qx= 16270-1,2-17,5 =341670 кДж/час.
Принимаем: потери холода при транспортировке его от компрессорно-
конденсаторного блока до воздухоохладителя равными 5 кВт (определяют-
ся расчетами в соответствии с реальными условиями прокладки трубопро-
водов); коэффициент запаса равен 1,15. В этой связи холодопроизводи-
тельность установки должна составлять
S£r=(5 + 341670/3600) -1,15 = 114,9 кВт.
В соответствии с формулой 2.133 и данными таблиц 2.56 и 2.58, а так-
же рис. 2.33 определяем требуемую температуру кипения хладоагента в
воздухоохладителе
Гя=((26,6 + 11)/2 - 1О) = 8,8°С, ТЯ<11°С.
К установке принимаем конденсатор с воздушным охлаждением. В со-
ответствии с 2.136 температура конденсации холодильного агента будет
равна
= 2б’6 + ^6’б+8) + 10 = 40,6°С, Тк > 34,6°С.
Холодопроизводительность ^Qx, а также Тк и Ти представляют ос-
новную информацию, необходимую для подбора компрессорно-конденса-
торного блока. В соответствии с электронной версией программы подбора
оборудования фирмы CIAT к установке рекомендован агрегат
CONDENCIAT CD 400Z R407C, цена (без НДС, таможенной пошлины,
транспортных расходов и т.п.) - 19376 EUR.
Производитель фирма CIAT предлагает агрегаты и с использованием
хладоагента R22, который в соответсвии с решениями Монреальской кон-
венции должен быть выведен из применения к 2030 году. В этой связи вы-
бор остановлен на холодильной машине с использованием R407C - смеси
хладоагентов: R32/R125/R134a (23/25/52). В скобках указано процентное
содержание каждого компонента в исходной смеси. Химическая формула
компонентов: R32 - CH2F2; R125 - C2HF5; R134a - C2H2F4. Компоненты
смеси не содержат атомов хлора и брома и являются озонобезопасными.
Смесь хладоагентов позволяет улучшить термодинамические показатели
283
холодильной машины за счет сокращения необратимых потерь в испарите-
ле и конденсаторе.
Технические параметры моноблочного агрегата CONDENCIAT CD
400Z R407C:
-	холодопроизводительность - 120,2 кВт;
-	количество холодильных контуров - 2;
-	компрессоры спиральные герметичного исполнения (scroll hermetic
compressor (s));
-	число ступеней регулирования холодопроизводительности за счет от-
ключения-включения контуров: 100-63-37-0%;
-	конденсатор из медных трубок с алюминиевым оребрением и полиуре-
тановым защитным покрытием;
-	число вентиляторов - 2; частота вращения 500 об/мин; расход воздуха
на отвод теплоты от конденсатора - 18750 м3/час; мощность привода
вентиляторов - 2 • 0,9 кВт;
-	мощность, потребляемая электродвигателями компрессоров - 55 кВт;
-	общий уровень звукового давления агрегата 51 ± 3 дБ;
-	агрегат укомплектован: щитом управления с коммутирующей аппара-
турой; электронным контроллером с дисплеем; реле защиты от высо-
кого и низкого давления; регулятором давления конденсации (вплоть
до температуры наружного воздуха -15°С); фильтром-осушителем;
смотровым стеклом;
-	корпус из оцинкованных и окрашенных металлических панелей с теп-
лоизоляцией*
Габариты установки: 2445*1300-1709 мм; масса в незаправленном со-
стоянии - 1170 кг.
2.3.5. Проектирование системы кондиционирования
воздуха офисных и жилых помещений
При проектировании СКВ офисных и жилых помещений в качестве
исходной необходима следующая информация:
-	назначение, количество и планировка помещений, в которых необхо-
димо обеспечить кондиционирование воздуха;
-	местонахождение населенного пункта;
-	количество, продолжительность и род занятий находящихся в нем
людей;
-	сведения о тепловыделяющем оборудовании;
-	оптимальные температура и влажность воздуха, климатологические
сведения;
-	сведения о конструкции, характеристиках и ориентации световых про-
емов;
-	сведения о характеристиках наружных ограждений и внутренних пере-
городок;
-	сведения о температурном режиме смежных помещений.
285
Стены кирпичные. Наружная стена имеет коэффициент теплопередачи
0,8 Вт/м2К, внутренние - 1,5 Вт/м2К.
Окна двойные в деревянном переплете, без козырьков, толщина стекла
3 мм, на окнах расположены внутренние светлые шторы из тонкой ткани.
Размеры оконных проемов 1800-1500 мм и 1400-1500 мм. Широта на которой
расположен город -52°С, расчетные параметры наружного воздуха: парамет-
ры «Б» - +26,9°С, параметры «В» - +36°С. Расчетная скорость ветра 2,8 м/с.
По условиям «Заказчика» в помещениях должна обеспечиваться тем-
пература внутреннего воздуха +22°С вплоть до значения температуры на-
ружного воздуха +30°С. Эти температуры и принимаются в качестве рас-
четных. Это решение принято «Заказчиком» на основании анализа продол-
жительности стояния температур. Например, продолжительность стояния
температур свыше +30°С для Иркутской области составляет 30...35 часов в
году (СНиП П-А. 6-72).
В помещении «201» с компьютерной техникой работают 5 человек, в
помещениях «202» и «203» по 2 человека. Режим работы с 9-00 до 18-00
местного времени. Помещения обслуживаются местной системой приточ-
но-вытяжной вентиляции с требуемой степенью очистки от пыли и без дру-
гих видов подготовки воздуха. Норма подачи свежего воздуха 60 м. куб. в
час на человека. Персонал работает на компьютерах, каждый компьютер
потребляет 300 Вт электроэнергии.
Каждое помещение имеет дверь, выходящую в коридор. Размеры двери
2000 • 800 мм, продолжительность нахождения двери в открытом состоянии
не более 5 мин/час. Освещение в летнее время во время рабочего дня не
используется.
Основной вредностью, определяющей отклонение параметров внут-
реннего воздуха от оптимальных значений, в жилых и офисных помещени-
ях является теплота. Баланс теплоты и воздухообмен для каждого помеще-
ния являются основными факторами, определяющими принятие решения
по выбору системы кондиционирования воздуха.
В большинстве случаев одним из основных источников поступления
теплоты в жилые и офисные помещения является солнечное излучение.
Расчет теплопоступлений от солнца через оконные проемы [18, 19] сведен
в таблицу 2.70.
Таблица 2.70
№ ком- наты	Ориен- тация окна	Теплопоступления (Вт) для интервала времени, час								
		9-10	10-11	11-12	12-13	13-14	14-15	15-16	16-17	17-18
201	Юг	219	273	300	300	273	219	154	103	86
	Запад	86	89	92	116	211	321	405	435	402
		305	362	392	416	484	540	559	538	488
_202	Запад	67	69	71	90	164	250	315	338	313
203	Запад	67	69	71	90	164	250	315	338	313
по поме- щениям		439	500	534	596	812	1040	1189	1214	1114
285
Стены кирпичные. Наружная стена имеет коэффициент теплопередачи
0,8 Вт/м2К, внутренние - 1,5 Вт/м2К.
Окна двойные в деревянном переплете, без козырьков, толщина стекла
3 мм, на окнах расположены внутренние светлые шторы из тонкой ткани.
Размеры оконных проемов 1800-1500 мм и 1400-1500 мм. Широта на которой
расположен город -52°С, расчетные параметры наружного воздуха: парамет-
ры «Б» - +26,9°С, параметры «В» - +36°С. Расчетная скорость ветра 2,8 м/с.
По условиям «Заказчика» в помещениях должна обеспечиваться тем-
пература внутреннего воздуха +22°С вплоть до значения температуры на-
ружного воздуха +30°С. Эти температуры и принимаются в качестве рас-
четных. Это решение принято «Заказчиком» на основании анализа продол-
жительности стояния температур. Например, продолжительность стояния
температур свыше +30°С для Иркутской области составляет 30...35 часов в
году (СНиП П-А. 6-72).
В помещении «201» с компьютерной техникой работают 5 человек, в
помещениях «202» и «203» по 2 человека. Режим работы с 9-00 до 18-00
местного времени. Помещения обслуживаются местной системой приточ-
но-вытяжной вентиляции с требуемой степенью очистки от пыли и без дру-
гих видов подготовки воздуха. Норма подачи свежего воздуха 60 м. куб. в
час на человека. Персонал работает на компьютерах, каждый компьютер
потребляет 300 Вт электроэнергии.
Каждое помещение имеет дверь, выходящую в коридор. Размеры двери
2000 • 800 мм, продолжительность нахождения двери в открытом состоянии
не более 5 мин/час. Освещение в летнее время во время рабочего дня не
используется.
Основной вредностью, определяющей отклонение параметров внут-
реннего воздуха от оптимальных значений, в жилых и офисных помещени-
ях является теплота. Баланс теплоты и воздухообмен для каждого помеще-
ния являются основными факторами, определяющими принятие решения
по выбору системы кондиционирования воздуха.
В большинстве случаев одним из основных источников поступления
теплоты в жилые и офисные помещения является солнечное излучение.
Расчет теплопоступлений от солнца через оконные проемы [18, 19] сведен
в таблицу 2.70.
Таблица 2.70
№ ком- наты	Ориен- тация окна	Теплопоступления (Вт) для интервала времени, час								
		9-10	10-11	11-12	12-13	13-14	14-15	15-16	16-17	17-18
201	Юг	219	273	300	300	273	219	154	103	86
	Запад	86	89	92	116	211	321	405	435	402
		305	362	392	416	484	540	559	538	488
_202	Запад	67	69	71	90	164	250	315	338	313
203	Запад	67	69	71	90	164	250	315	338	313
по поме- щениям		439	500	534	596	812	1040	1189	1214	1114
286
Глава II
Расчетные тепловыделения персонала - 100 Вт/чел.
Окна имеют уплотняющие прокладки и по этой причине инфильтра-
ция воздуха незначительная и при определении теплового баланса помеще-
ний в нашем примере не учитывается.
При проектировании СКВ для теплого периода года рекомендуется не
учитывать влияние инфильтрации и если окна находятся с подветренной
стороны помещения. Следует отметить, что в летний период года влияние
инфильтрации на тепловой баланс значительно меньше, чем зимой, ввиду
малых скоростей ветра и меньшей разности температур между внутренним
и наружным воздухом.
Соседние с рассматриваемыми помещениями комнаты вдоль фасада,
ориентированного на запад, а также на первом и третьем этажах этого же
фасада оборудованы СКВ и по этой причине теплопритоки от них не суще-
ствуют. С восточного фасада помещения в рассматриваемом здании не
оборудованы системами кондиционирования воздуха. Вследствие провет-
ривания их и коридора в последнем устанавливается температура близкая к
температуре наружного воздуха. Принимаем расчетную температуру воз-
духа в коридоре равную +30°С.
Теплопоступления с прорывающимся теплым воздухом из коридора
при открывании внутренних дверей [39] можно определить по зависимости:
(2.137)
где q - теплопоступления на 1 м2 площади дверей с прорывающимся теп-
лым воздухом;
а,Ь- размеры дверного проема.
По [39 стр. 138] <?= 1300 Вт для Af=8°. Суммарные теплопоступления
через дверной проем с прорывающимся теплым воздухом за один час со-
ставят 1300-2 0,8-60-5 = 624000Дж/час. С учетом кратковременности от-
крывания дверей и равномерного распределения этих фактов во времени
средние теплопоступления по этой статье теплового баланса составят
624000/3600=173 Вт.
Теплопоступления с приточным воздухом
Qnp = LCHcp(tH -re)m/3600,	(2.138)
где LCH — норма подачи наружного воздуха на одного работающего в по-
мещении офиса, м3/час;
с, р - удельная теплоемкость и объемная масса воздуха;
te - соответственно расчетная температура наружного и внутреннего
воздуха;
т - количество работающих в данном помещении.
Расчеты по формуле 2.138 для каждого помещения сведены в табли-
цу 2.71.
287
Таблица 2.71
Поме- щение	Теплопоступления, Вт								
	от солнечной инсоляции	через наружные ограждения	от смежных помещений	через дверные проемы	от людей	от оборудования	с приточным воздухом	от инфильтрации	суммарные
201	560	230	175	175	500	1500	800	0	3940
102	340	85	80	175	200	600	320	0	1800
103	340	85	80	175	200	600	320	0	1800
£0=7540 Вт
Теплопоступления за счет передачи теплоты через наружные стены
можно определить по формуле
QHC=^F(tH+Vtc~-tey	(2.139)
В этой формуле k - коэффициент теплопередачи ограждения, Вт/м2К; F -
расчетная площадь наружного ограждения (без оконных проемов), опреде-
ленная по правилам обмера наружных ограждений, принятых для расчета
теплопотерь при проектировании систем отопления; составляет для стен
южной и западной ориентации помещения 201 по (6-2,7- 1,8-1,5) м2; для
помещений 202 и 203 (3-2,7- 1,4 1,5) м2; Vtc - повышение температуры
внешней поверхности наружного ограждения за счет нагрева ее солнцем
[39]. В нашем примере величину следует учитывать только для поверх-
ностей, обращенных на запад. При положении солнца в западном секторе
южная сторона здания испытывает воздействие преимущественно рассеян-
ной солнечной радиации, что мало сказывается на формировании темпера-
турного поля ее внешней поверхности. Максимум поступлений теплоты
через оконные проемы для принятых к расчету условий наблюдается в по-
слеобеденное время. Для этого периода и рассчитываем поступления теп-
лоты путем теплопередачи через наружные ограждения. Для кирпичных
стен, ориентированных на запад, величина Vtc для широты 52° составляет
13° [39].
Расчеты телопоступлений через наружные ограждения по формуле
2.139 приведены в таблице 2.71.
Расчет поступлений теплоты от смежных помещений (в нашем приме-
ре из коридора) осуществляется по формуле, аналогичной 2.139, с учетом
того, что для внутренних перегородок V7c = 0.
Расчетные величины, сведенные в таблицу 2.71, округлены до цифр,
кратных «5».
288
Глава И
Представляют интерес результаты анализа данных таблицы 2.70. Вви-
ду различной ориентации оконных проемов по странам света максимум
теплопоступлений от солнца в комнату 201 наблюдается в интервале 15-16
часов (округленно 560 Вт), в комнаты 202 и 203 в интервале 16-17 часов
местного времени. Максимум суммарных теплопоступлений в обслужи-
ваемые помещения наблюдается в интервале 16-17 часов и составляет 1215
Вт. По этой причине в качестве расчетной общей холодильной нагрузки
для проектируемой системы следует принять не £(2=9270 Вт, а баланс
теплопоступлений для интервала 16-17 часов. В этом интервале времени
теплопоступления от солнца в комнату 201 составляют 540 а не 560 Вт.
Суммарная расчетная холодильная нагрузка с учетом 10% запаса составля-
ет таким образом
£ Q = 1,1 • (7540 - (560 - 540)) = 8272 Вт,
а по комнатам: 201 - £(2=1,1-3940=4334 Вт; комнаты 202 и 203 —
XQ= 1,1-1800= 1980 Вт.
Полученные нагрузки позволяют выбрать оборудование проектируе-
мой СКВ.
К установке принимаем СКВ, состоящую из наружного компрессорно-
кондесаторного и нескольких внутренних испарительных блоков. Наруж-
ный блок должен располагаться снаружи здания. Этот блок передает на-
ружному воздуху теплоту, эквивалентную работе компрессора, и теплоту,
отводимую из обслуживаемых помещений с помощью испарительных бло-
ков. В технике кондиционирования воздуха такие комплексы называются
мульти сплит-системами.
Компрессорно-конденсаторный блок имеет воздушный конденсатор,
внешние теплообменные поверхности которого обдуваются наружным воз-
духом с помощью одного или нескольких осевых вентиляторов. При выбо-
ре места расположения этого блока необходимо выполнение следующих
условий:
-	не задувание блока ветрами;
-	минимизация нагрева его лучами солнца;
-	свободный доступ наружного воздуха к воздухозаборному отверстию
и свободный выход его из блока в окружающую среду;
-	надежность и удобство крепления блока на строительных конструкци-
ях и удобство последующего обслуживания;
-	компрессорно-конденсаторный блок должен располагаться макси-
мально близко к испарительным блокам.
Последнее требует дополнительного разъяснения. При увеличении
длины трубопроводов, соединяющих испарительный и компрессорно-
конденсаторный блоки, увеличиваются потери давления при перемещении
хладоагента. Температуры кипения и конденсации хладоагента зависят от
давления и, следовательно, гидравлический режим трубопроводов холо-
дильного контура может повлиять на температурный режим работы конди-
ционера. Кроме того, снижение давления на всасывании компрессора при-
289
водит к снижению его производительности, а значит и к снижению холо-
допроизводительности установки.
Длина соединительных трубопроводов между компрессорно-конденса-
торным и испарительными блоками ограничивается и максимальное значе-
ние ее назначается производителем охлаждающих систем.
При проектировании коммуникационной системы данной СКВ необ-
ходимо учитывать следующие обстоятельства и факты:
-	компрессорно-конденсаторный и испарительный блоки соединяются
двумя трубопроводами: для транспортировки хладоагента в газообраз-
ном и жидком (парожидкостном) состоянии;
-	электрокабелями системы управления, контроля параметров и силово-
го питания;
-	при охлаждении внутреннего воздуха в испарительном блоке может
образовываться конденсат, который с помощью конденсатопровода
отводится в канализацию или для слива в приемник наружного блока
(самотеком или с помощью насоса); при прокладке конденсатопровода
внутри необогреваемых помещений или вне здания может предусмат-
риваться применение специального кабеля для обогрева его в холод-
ный период года;
-	при устройстве напорного конденсатопровода система отвода конден-
сата комплектуется специальным насосом для его перемещения;
-	не рекомендуется размещать испарительный блок вблизи источников
теплоты, влаги и вблизи дверных проемов;
-	струя охлажденного воздуха от внутреннего блока не должна форми-
ровать ощущение дискомфорта или сквозняка в обслуживаемой зоне;
для этого испарительный блок настенного типа должен располагаться
не ниже рекомендуемой производителем высоты, а в его конструкции
предусматриваются отклоняющие лопатки, предназначенные для из-
менения направления движения струи;
-	в помещениях с малой высотой, если невозможно обеспечит условия
комфорта с помощью настенных блоков, следует рассматривать воз-
можность применения блоков колонного или напольно-потолочного
типа; блоки кассетного типа применяются встроенными в подшивные
потолки;
-конфигурация и длина трубопроводов для перемещения хладоагента
по циклу должна обеспечивать возврат масла к компрессору.
Последнее требует дополнительного разъяснения. Большинство хла-
доагентов образуют растворы со смазочными материалами. По этой причи-
не проходящий через компрессор хладоагент выносит масло в трубопро-
вод, соединяющий его с конденсатором. Масло должно возвращаться к
компрессору, пройдя дросселирующее устройство и испаритель. При не-
возврате его к компрессору последний будет эксплуатироваться (после ка-
кого то рабочего периода) без смазки. Не возникают проблемы с переме-
щением масла по контуру при нахождении хладоагента в жидком состоя-
нии, т.е. на участке от конденсатора до испарителя. В потоке газообразного
290
Глава II
хладоагента масло находится в состоянии аэрозоля и возникают проблемы
с его перемещением по трубопроводу, особенно на участках подъема.
Рекомендуется: на участках подъема потока газообразного хладоагента
обеспечивать скорость движения его не менее 5 м/с. Такая скорость для
масляного аэрозоля является транспортирующей.
Скорость движения газообразной фазы хладоагента может уменьшать-
ся со снижением холодопроизводительности установки. По этой причине
для каждого диаметра трубок и вида хладоагента устанавливается мини-
мальная холодопроизводительность установки, при которой еще обеспечи-
вается подъем масла. В горизонтальных линиях для стекания масляной
пленки обеспечивается уклон в сторону движения потока не менее 0,5%.
При высоте вертикальных участков более 6 м тоже могут возникнуть
проблемы с перемещением масла по контуру и в этом случае через каждые
6-7 м необходимо устраивать маслоподъемные петли. Сведения о них
представлены в специальной литературе или в технической информации
производителей.
Проблемы с эксплуатацией сплит-систем могут возникнуть и в случае
когда компрессор находится ниже испарителя или конденсатора. Стекаю-
щее после остановки компрессора масло и, возможно, жидкая фаза хладоа-
гента могут накапливаться перед клапанами и способствовать возникнове-
нию гидравлического удара при пуске. При проектировании коммуникаций
сплит-систем этот факт необходимо учитывать и при наличии восходящих
трубопроводов линии всасывания или нагнетания (перепада высот более
3 м) в нижней части трубопроводов устанавливать уже упоминавшуюся
маслоподъемную петлю.
При выборе оборудования сплит-систем необходимо обращать внима-
ние также на уровень шума установки. Особенно внутреннего блока. Ис-
точниками шума во внутреннем блоке является вентилятор и факты дефор-
мации потока в проточных каналах. Уровень шума установки должен удов-
летворять требованиям санитарно-гигиенических норм.
К установке принимаем инверторную мульти сплит-систему CU-
4E27CBPG с четырьмя настенными испарительными блоками CS-
ME12CKPG (холодопроизводительность 4-3,2 кВт) фирмы PANASONIC.
Инверторные системы в переходные периоды года могут работать в режи-
ме тепловых насосов и обогревать обслуживаемые помещения. В режиме
одновременной работы испарительных блоков по данным фирмы
PANASONIC холодопроизводительность каждого блока будет составлять
2,0 кВт, в режиме обогрева - 4-2,35 кВт. В комнате 201 монтируется два
настенных блока.
Техническая характеристика блоков системы:
-	хладоагент R407A (R32/R125/R134a (20/40/40));
-	каждый настенный блок имеет независимое, т.е. параллельное под-
ключение к компрессорно-конденсаторному блоку;
-	диаметр трубопровода транспортировки жидкого хладоагента —
6,35 мм, газообразного - 9,52 мм;
291
-	масса настенного блока 8,0 кг; габариты 770-230-275(Л) мм;
-максимальное линейное расстояние между компрессорно-конденса-
торным и испарительным блоками 25 м (суммарная длина трубопро-
водов не более 70 м), расстояние по вертикали между внутренним и
наружным блоком не более 15 м;
-	максимальная потребляемая электрическая мощность в режиме охлаж-
дения 2,85 кВт; в режиме обогрева помещений - 3,08 кВт;
-	масса наружного блока 73 кг; габариты 900-320 -908(Л) мм;
-	шум: уровень звукового давления наружного блока 49 дБ, внутренне-
го - 44/32 дБ; уровень звуковой мощности наружного блока 62 дБ,
внутреннего - 57/45 дБ.
Допустимый уровень звукового давления для рабочих помещений
офисов — 50 дБ.
Для применения в данных условиях можно подобрать и оборудование
других производителей. Например, с применением распределительных
блоков MULTIBOX, позволяющих объединить трубопроводы отдельных
испарительных блоков в общую магистраль при подключении их к наруж-
ному блоку. Это позволяет снизить затраты на трубопроводную систему.
Большое количество производителей систем для кондиционирования
воздуха предопределяет возможность назначения широкого спектра опций
и практически полного удовлетворения технических и эстетических требо-
ваний потребителей.
После выбора блоков необходимо запроектировать трубопроводную
систему установки, после чего составляется полная спецификация ком-
плектующих изделий и материалов.
Литература
1. СНиП 41 -01-2003. Отопление, вентиляция и кондиционирование. - М., 2004. - 54 с.
2. СНБ 4.02.01-03. Отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха. - Мн., 2004.
3. СНБ 2.04.02-2000. Строительная климатология. - Мн., 2001. — 40 с.
4.	СНиП 23-01-99. Строительная климатология. - М., 2000.
5.	СНБ 2.04-97. Строительная теплотехника. - Мн., 1998. - 33 с.
6.	СНБ 2.04.05-98. Естественное и искусственное освещение. - Мн., 1998. - 58 с.
7.	СНиП 2.08.02-89*. Общественные здания и сооружения. - М., 1991. - 40 с.
8.	СНиП 2.09.04-87*. Административные и бытовые здания. - М., 1993. - 20 с.
9.	СНБ 3.02.03-03. Административные и бытовые здания. - Мн., 2003. - 26 с.
10.	СНиП 2.09.02-85*. Производственные здания. - М., 1991. - 12 с.
11.	СНиП 2.08.01-89*. Жилые здания. - М., 1995.
12.	СНБ 3.02.04-03. Жилые здания. - Мн., 2003. - 22 с.
13.	ГОСТ 30494. Здания жилые и общественные. Параметры микроклимата в поме-
щениях. - М., 1998. - 14 с.
14.	Сан ПиН 9-80 РБ98. Гигиенические требования к микроклимату производственных
помещений. - Мн., 1998. - 40 с.
15.	ГОСТ 12.1.005. Общие санитарно-гигиенические требования к воздуху рабочей
зоны. - М., 1991. - 75 с.
292
16.	Пособие 2.91 к СНиП 2.04.05-91. Расчет поступлений теплоты солнечной радиа-
ции в помещение. - М., 1993. — 42 с.
17.	Пособие 1.91 к СНиП 2.04.05-91. Расчет и распределение приточного воздуха. -
М., 1993.-48 с.
18.	Справочник проектировщика. Часть 3. Вентиляция и кондиционирование воздуха.
Книга 1. /под ред. Н.Н.Павлова и Ю.И.Шиллера. - М., 1992. - 320 с.
19.	Справочник проектировщика. Часть 3. Вентиляция и кондиционирование воздуха.
Книга 2. /под ред. Н.Н.Павлова и Ю.И.Шиллера. - М., 1992. - 416 с.
20.	Хрусталев Б.М., Пилюшенко В.П. Вентиляция. - Мн., 1997. - 167 с.
21.	Титов В.П., Сазонов Э.В. и др. Курсовое и дипломное проектирование по венти-
ляции гражданских и промышленных зданий. - М., 1985. - 206 с.
22.	Отопление и вентиляция. Ч. 2. Вентиляция, /под ред. В.Н.Богословского. - М.,
1976.-439 с.
23.	Сазонов Э.В. Вентиляция общественных зданий. - Воронеж, 1991. - 188 с.
24.	Сазонов Э.В. Теоретические основы расчета вентиляции. - Воронеж, 1989. - 208 с.
25.	Сазонов Э.В. Сборник задач по расчету систем кондиционирования микроклимата
зданий. - Воронеж, 1988. - 296 с.
26.	Волков О.Д. Проектирование промышленной вентиляции. - Харьков, 1989. - 239 с.
27.	ГОСТ 21.602-79. Система проектной документации для строительства. Отопление,
вентиляция и кондиционирование воздуха. Рабочие чертежи. - М., 1980. - 16 с.
28.	Торговников Б.М. и др. Проектирование промышленной вентиляции. Справочник.
- Киев: Бушвельник, 1983. - 256 с.
29.	ВСН 01-89. Предприятия по обслуживанию автомобилей. Нормы проектирования.
-М., 1990.-46 с.
30.	Гримитлин М.И. и др. Отопление и вентиляция цехов машиностроительных заво-
дов.-М., 1978.-272 с.
31.	МГСН4.14-98. «Предприятия общественного питания». - 1998 г.
32.	МГСН 4.13-97. «Предприятия розничной торговли». - 1998 г.
33.	МГСН 4.18-99. «Предприятия бытового обслуживания населения». - 1999 г.
34.	МГСН 4.10-97. «Здания банковских учреждений». - 1997 г.
35.	МГСН 4.12-97. «Лечебно-профилактические учреждения». - 1997 г.
36.	МГСН 4.06-96. «Общеобразовательные учреждения». - 1997 г.
37.	МГСН 4.07-96. «Дошкольные учреждения». - 1996 г.
38.	Богословский В.Н., Кокорин О.Я., Петров Л.В. Кондиционирование воздуха и
холодоснабжение. - М.: Стройиздат, 1985. - 430 с.
39.	Курылев Е.С., Оносовский В.В., Румянцев Ю.Д. Холодильные установки. - Санкт-
Петербург: Политехника, 2000. - 450 с.
40.	Бараненко А.В., Бухарин Н.Н., Пекарев В.И., Сакун В.И., Тимофеевский Л.С. Хо-
лодильные машины. - Санкт-Петербург: Политехника, 1998. - 650 с.
293
ГЛАВА III. Методические указания и примеры расчетов к
курсовой работе «Централизованное горячее
водоснабжение жилого микрорайона»
3.1.	Исходные данные для проектирования,
содержание и объем курсовой работы
В курсовой работе разрабатывается система горячего водоснабжения
группы однотипных жилых зданий, включая горячее водоснабжение жило-
го дома. Подготовка воды для системы осуществляется в центральном теп-
ловом пункте (ЦТП) с использованием теплоносителя из тепловых сетей.
В работе решаются следующие вопросы - конструктивная разработка
системы горячего водоснабжения: внутридомовой системы, квартальных
теплопроводов и центрального теплового пункта; расстановка оборудования
и арматуры; определение расчетных расходов теплоты и горячей воды, по-
строение графиков расхода теплоты; определение расчетных расходов сете-
вой воды; гидравлический расчет подающих и циркуляционных теплопрово-
дов; подбор оборудования теплового пункта. В некоторых вариантах рассчи-
тывается вместимость бака-аккумулятора на основе интегрального графика.
Исходными данными на курсовую работу являются: план типового
этажа жилого дома, отражающий конструктивные особенности здания;
этажность; генплан с указанием количества зданий, присоединяемых к
ЦТП; схема системы, включая конструкцию стояков; схема подключения к
тепловой сети водоподогревательной установки горячего водоснабжения и
системы отопления; температура горячей воды на выходе из водоподогре-
вательной установки и у наиболее удаленного водоразборного прибора;
температура холодной воды; температура сетевой воды по графику цен-
трального качественного регулирования; давление на вводе водопровода.
Курсовая работа состоит из пояснительной записки (20-30 с.) и гра-
фической части (1 лист А1).
Пояснительная записка включает: задание на курсовую работу; крат-
кое описание объекта горячего водоснабжения и схемы снабжения горячей
водой; определение расчетных расходов теплоты и воды; расчет часового и
интегрального графиков расхода теплоты; конструирование системы горя-
чего водоснабжения; гидравлический расчет подающих теплопроводов;
определение потерь теплоты теплопроводами; расчет циркуляционных рас-
ходов воды; корректировка гидравлического расчета подающих теплопро-
водов; гидравлический расчет циркуляционных теплопроводов; тепловой и
гидравлический расчет водоподогревательной установки; определение тре-
буемого напора в водопроводе и подбор циркуляционных насосов; расчет
вместимости аккумулятора теплоты; список использованных источников и
оглавление.
В графической части представляются: планы подвала и чердачного
помещения в масштабе 1:100 или 1:200 с нанесением разводящих и цирку-
ляционных теплопроводов, стояков, мест ввода теплопроводов; план типо-
294
Глава III
вого этажа одной секции здания в масштабе 1:50 или 1:100 с нанесением
санитарно-технических приборов, теплопроводов, стояков и полотенцесу-
шителей; аксонометрическая схема внутридомовых теплопроводов с указа-
нием диаметров труб, номеров расчетных участков, их длины, расходов
воды, уклонов, арматуры, оборудования; генплан квартала с нанесением
теплопроводов и указанием расчетных участков, их длины, диаметров и
расходов воды; аксонометрическая схема оборудования и теплопроводов
теплового пункта.
3.2.	Обоснование выбора системы горячего
водоснабжения. Конструктивные элементы системы
В курсовом проекте необходимо обосновать выбор схемы внутридо-
мовой системы горячего водоснабжения исходя из конструктивных осо-
бенностей здания, планировочных решений помещений кухни, ванной и
санузла, их взаимного расположения.
Системы горячего водоснабжения рекомендуется проектировать с ниж-
ней разводкой магистралей [1]. Однако, при наличии чердачного помещения
и соответствующем обосновании можно принять схему с верхней развод-
кой. Выбор системы и конструкции стояков следует осуществлять в соот-
ветствии с рекомендациями, приведенными в [2, с. 90...95], [3, с. 55...62],
обращая внимание на обеспечение гидравлической устойчивости системы
и снижение ее металлоемкости. Наиболее распространенные схемы при-
соединения стояков приведены на рис. 3.1.
При выборе схемы присоединения стояков следует иметь в виду реко-
мендации СНиП [1, п. 5.7], где указывается, что в жилых и общественных
зданиях высотой свыше 4 этажей группы водоразборных стояков следует
объединять кольцующими перемычками в секционные узлы, которые при-
соединяются к сборному циркуляционному трубопроводу посредством об-
щего циркуляционного стояка. В секционные узлы объединяют до семи
водоразборных стояков. При нижней разводке кольцующие перемычки
прокладываются на чердаке или под потолком верхнего этажа.
В зависимости от выбранной схемы подающий и циркуляционный ма-
гистральные теплопроводы прокладываются в подвале или на чердаке, кре-
пятся на кронштейнах к несущим ограждающим конструкциям или с по-
мощью подвесок к потолку или перекрытию.
С целью удаления воздуха и спуска воды из системы горизонтальные
теплопроводы прокладываются с уклоном не менее 0,002, при этом цирку-
ляционный теплопровод располагают параллельно подающему.
Ввод теплопроводов рекомендуется размещать как можно ближе к се-
редине здания, это положительно сказывается на увязке отдельных ветвей
системы при гидравлическом расчете теплопроводов и, в конечном итоге,
на гидравлическом режиме системы в целом.
В зависимости от конструктивных особенностей здания стояки распо-
лагают в специальных нишах санитарно-технических блоков или в штрабах
295
Ас
Схема с верхней разводкой
Схема с нижней разводкой
Схема с секционными узлами
и нижней разводкой
Схема с секционными узлами
и верхней разводкой
Схема с закольцованными стояками
и верхней разводкой
Схема с закольцованными стояками
и нижней разводкой
Схема с закольцованными стояками,
нижней разводкой и разгруженным
циркуляционным стояком
Рис. 3.1. Схемы присоединения стояков в системах горячего водоснабжения
во внутренних капитальных стенах санузлов. Горизонтальную разводку
теплопроводов от стояков к водоразборным приборам осуществляют на
высоте 200 мм от пола. При этом предусматривают уклон труб 0,002-0,005.
296
Глава III
Как правило, трубы прокладывают открытым способом. При повышенных
требованиях к внутренней отделке помещений применяют скрытую про-
кладку. Участки труб в местах прохода через стены и перекрытия заклю-
чают в металлические гильзы.
В целях уменьшения потерь теплоты предусматривается изоляция по-
дающих и циркуляционных теплопроводов, а также стояков.
В квартирах в зависимости от планировки устанавливается следующая
водоразборная арматура: в ванной комнате - смеситель для ванны и смеси-
тель для умывальника или комбинированный с поворотным изливом; на
кухне - смеситель для мойки или раковины. Тип смесителей принимается
по [3, 4]. В ванных комнатах предусматриваются полотенцесушители.
При объединении стояков в секционные узлы полотенцесушители
присоединяют к подающим стоякам, в схемах присоединения стояков без
кольцующих перемычек полотенцесушители присоединяют к циркуляци-
онным стоякам. Допускается присоединение полотенцесушителей к систе-
ме отопления ванных комнат, если такая запроектирована.
Для выпуска воздуха из системы с верхней разводкой используют ав-
томатические воздухоотводчики или воздухосборники [3, с. 68], из систем
с нижней разводкой воздух удаляется через водоразборные приборы верх-
них этажей или через воздушные краны в верхней части подающих стояков.
Установку запорной арматуры в системах горячего водоснабжения
следует предусматривать: на трубопроводах холодной и горячей воды у
водоподогревателей; на ответвлениях трубопроводов к секционным узлам
водоразборных стояков; у основания подающих и циркуляционных стояков
в зданиях высотой 3 этажа и более; на ответвлениях водоразборных стоя-
ков от магистралей в системах с верхней разводкой; на ответвлениях от
стояков в каждую квартиру, на вводах в здания.
Применяется запорная арматура общепромышленного назначения,
рассчитанная на рабочее давление до 0,6 МПа; задвижки, краны пробко-
вые проходные муфтовые и фланцевые, вентили запорные муфтовые и
фланцевые [4, гл. 8]. Арматура диаметром до 50 мм должна быть бронзо-
вая, латунная или из термостойких пластмасс с термостойкими уплотни-
тельными прокладками.
Для спуска воды из системы в нижней части трубопроводов устанав-
ливают сливные патрубки с запорной арматурой. Для спуска воды из
стояков на случай ремонта у основания каждого из них желательно пре-
дусматривать тройники с пробкой (в зданиях до 5 этажей) или сливные
патрубки с запорной арматурой. Спускные устройства на стояках могут
отсутствовать, если спуск воды осуществляется через водоразборные
приборы нижних этажей.
Для трубопроводов систем горячего водоснабжения лучше использо-
вать оцинкованные трубы [4, 5]. Допускается применять неоцинкованные
стальные электросварные трубы диаметром более 150 мм [5], а также, в
системах с непосредственным водоразбором из тепловых сетей.
297
Обратные клапаны устанавливают у водоподогревателя на циркуляци-
онном теплопроводе и на трубопроводе, подающем холодную воду, а при
непосредственном водоразборе из тепловых сетей - на трубопроводе от
обратного теплопровода к смесителю. Тип обратного клапана можно при-
нять по [4, табл. 8,14].
Контроль за параметрами горячей воды осуществляется термометрами
и манометрами. Манометры устанавливают на выходе из водоподогревате-
ля или смесителя, до и после циркуляционного насоса.
Термометры размещают до и после водоподогревателя или смесителя
и на циркуляционном теплопроводе перед циркуляционным насосом. Для
учета расхода воды применяют счетчики расхода воды, которые устанавли-
вают в закрытых системах теплоснабжения на трубопроводе холодной во-
ды перед водоподогревателем, а в открытых - на трубопроводе горячей
воды после смесителя.
3.3.	Определение расчетных расходов горячей воды
и теплоты
Максимальный секундный расход воды на расчетном участке сети q,
л/с, при гидравлическом расчете теплопроводов системы горячего водо-
снабжения определяем по формуле
?=5?„а,	(3.1)
где qo, л/с - секундный расход горячей воды водоразборным прибором
следует определять: отдельным прибором - в соответствии с [1, прил.
2]; различными приборами, обслуживающими одинаковых потребите-
лей - согласно [1, прил. 3];
а — коэффициент, определяемый по [ 1, прил.4] в зависимости от обще-
го количества приборов N на расчетном участке сети и вероятности их
действия Р.
Вероятность действия санитарно-технических приборов на участках
сети при одинаковых водопотребителях в здании без учета изменения U/N
находим из выражения
7Э_ Qhr,uU
~qoN-3600 ’
где qhru, л/ч - норма расхода горячей воды в литрах одним потребителем в
час наибольшего водопотребления, принимаемая согласно [1, прил. 3];
N- количество водоразборных приборов;
U — количество водопотребителей.
Вероятность использования санитарно-технических приборов РЛг для
системы в целом определяем по формуле
_3600 Р-#о
Or ----------»
4o,hr
298
Глава III
где qOthr, л/ч - часовой расход воды санитарно-технических приборов [1,
прил. 3].
Максимальный часовой расход горячей воды м3/ч, определяем
Я hr ~^№^4c,hr&-hr j
где a.hr - коэффициент, определяемый по [1, прил. 4] в зависимости от об-
щего числа приборов N, обслуживаемых проектируемой системой и
вероятности их использования Р^г.
Средний часовой расход воды q?, м3/ч, за сутки максимального недо-
потребления Т, час, следует определять по выражению
п qJJ
1000-7”
где qu, л - норма расхода горячей воды одним потребителем в сутки наи-
большего водопотребления, принимается по [1, прил. 3].
Расход горячей воды в средние сутки qTjm, м3/сут., находим
гДе Чи,т ~ норма расхода горячей воды, л, в средние сутки согласно [1,
прил. 3].
Расход горячей воды qTtm используют при выполнении технико-
экономических сравнений вариантов.
Максимальный часовой расход теплоты Qhn кДж/ч, системой горячего
водоснабжения следует определять по формуле
Qhr=ghrpc(ti,-tc)+Qh‘,	(3.3)
среднечасовой расход теплоты за сутки максимального водопотребления
eT=9lPC(/*-z9+efc,	(з.4)
а расход теплоты в средние сутки
er.m=gr.mpc(thm-tc'f+Qh',	(3.5)
где р - плотность воды, допускается принимать р = 1000 кг/м3;
с - удельная теплоемкость воды, с = 4,186 кДж/(кг-°С);
— средняя температура воды в водоразборных стояках системы горя-
чего водоснабжения, - 55°С;
tc - температура холодной воды, принимается в соответствии с задани-
ем на проектирование, при отсутствии данных f - 5°С;
Qht - теплопотери подающими и циркуляционными теплопроводами,
кДж/ч.
299
На начальном этапе проектирования систем горячего водоснабжения
диаметры и длина теплопроводов еще неизвестны, поэтому точное опре-
деление потерь теплоты в них невозможно. Согласно [2, с. 15..Л6], Q
оценивается ориентировочно, в долях (коэффициент р) от расхода тепло-
ты на подогрев среднечасового расхода воды до нормативной температу-
ры, т.е.
.Л/
е4'=р9тРС(/*-/с).
При этом формулы (3.3) - (3.5) принимают вид:
Qhr = ЧьгрС<^ - t'K + ₽),	(3.6)
ет=9трс(г4-О(1 + Р),	(3.7)
бтл. =	- ZCX1 + Р)/24.	(3.8)
Значение р зависит от протяженности системы горячего водоснаб-
жения и ее мощности. Для изолированных водоразборных стояков
Р = 0,054-0,2, для неизолированных р - 0,14-0,3.
Максимальный часовой расход теплоты Qhr принимается при расчете
площади поверхности теплообмена водоподогревателей; среднечасовой
расход теплоты Q? - при определении необходимого запаса теплоты в ак-
кумуляторе и при расчете потребления теплоты системой горячего водо-
снабжения, QT^ - при технико-экономических расчетах.
ПРИМЕР 3.1. Определить расчетные расходы воды и теплоты на го-
рячее водоснабжение 36-квартирного 6-этажного жилого дома, состоящего
из двух секций. Система горячего водоснабжения подключена к тепловым
сетям по закрытой схеме. Приготовление горячей воды осуществляется в
центральном тепловом пункте микрорайона (квартала). В каждой квартире
установлена следующая водоразборная арматура: смеситель мойки на кух-
не, смеситель ванны и умывальника. План типового этажа секции здания
приведен на рис. 3.2.
Решение. Полагая, что в 3-комнатной квартире проживает 4 челове-
ка, а в 2-комнатной - 3, определяем общее число потребителей горячей воды
{/=4-12 + 3-24=120.
Общее количество водоразборных приборов в здании N= 3-36 = 108.
Вероятность действия водоразборных приборов системы горячего водо-
снабжения определяем исходя из нормы расхода горячей воды на 1 челове-
ка в час наибольшего водопотребления = Ю л/ч [1, прил. 3] и секундно-
го расхода воды одним прибором qo = 0,2 л/с [1, прил. 3]
P=WL=io^o
3600-^Л 3600 0,2 108
Вероятность использования санитарно-технических приборов в; систе-
ме, принимая qOihr = 200 л/ч [1, прил. 3]
300
Глава III
,	3600-Pqo 3600 0,016 0,2 n
hr —-----------=-------TTT------= (J,Uj /о .
qo,hr	200
По значению Phr-N= 0,0576-108 = 6,22 находим безразмерный коэф-
фициент аЛг = 2,956 [1, прил. 4], тогда максимальный часовой расход горя-
чей воды будет
qhr = Q,QQ5qohrdhr = 0,005-200-2,956 = 2,96 м3/ч.
Средний расход горячей воды или расход за сутки наибольшего водо-
потребления при qu= 120 л/сут. [1, прил.З]
Ят
дии _ 120-120
ЮОО-Т-1000-24
0,6 м3/ч или 14,4 м3/сут.
Расход горячей воды в средние сутки находим по выражению (3.2),
приняв qu m - 105 л/сут. [1, прил. 3]
QujnU 105-120	3/	3
Q.( m =_Г7^7_=——= 12,6 М /сут. = 0,53 М /ч.
* 'т 1000	1000	7
Рис. 3.2. План типового этажа секции жилого дома
301
Для установления максимального секундного расхода воды в системе
горячего водоснабжения при гидравлическом расчете находим предвари-
тельно по [1, прил. 4] безразмерный коэффициент а= 1,32, соответствую-
щий произведению P-N= 0,016-108 = 1,73. Секундный расход горячей во-
ды водоразборным прибором принимаем по [1].
q = 5qoa = 5 -0,2-1,32 - 1,32 л/с.
Расходы теплоты в системе горячего водоснабжения определяем по
формулам (3.6)-j-(3.8), принимая р = 0,1 из [2, с. 16].
Максимальный часовой расход теплоты
Qhr = 2,96 -1000 -4,186 (55 - 5)-1,1 = 681480 кДж/ч или 189 кВт.
Среднечасовой расход теплоты за сутки максимального водопотребления
QT ~------------—-------------= 138 600 кДж/ч или 38,4 кВт.
Расход теплоты за средние сутки
12,6-1000-4,186(55-5) 1,1	„
Qr т =----------—-------------= 120 870 кДж/ч или 33,6 кВт.
3.4.	Расчет и построение графиков расхода теплоты
Для построения графика расхода теплоты по часам суток в координа-
тах количество теплоты - часы суток при отсутствии конкретных данных о
расходах теплоты в отдельные часы можно использовать безразмерный
график, т.е. график расхода воды по часам суток в процентах от среднего
расхода qT. При этом необходимо учитывать, что расход теплоты QTt рас-
считанный по формуле (3.7), соответствует 100% расхода воды по безраз-
мерному графику.
На основании графика расхода теплоты по часам суток строят инте-
гральный график поданного и израсходованного количества теплоты.
Каждая его ордината выражает суммарный расход теплоты от услов-
ного начала отсчета, например, от 0 часов, до рассматриваемого момента.
Максимальная ордината равна суточному расходу теплоты. Максималь-
ная разность поданного и израсходованного количества теплоты (кДж) на
графике показывает запас теплоты в аккумуляторе. При построении инте-
грального графика необходимо применять методику, изложенную в [5, с.
74, 75].
ПРИМЕР 3.2. На основании безразмерного графика расхода горячей
воды (рис. 3.3) построить график расхода теплоты по часам суток. Средне-
часовой расход теплоты QT= 138 600 кДж/ч.
Решение. На основании графика определяем расход теплоты по ча-
сам суток. Например, с 0 до 2 ч. расход теплоты составляет 60% среднеча-
сового расхода, т.е. 138 600-0,6 - 0,83-105 кДж/ч.
302
Глава III
Рис. 3.3. График расхода горячей воды по часам суток
На рис. 3.4 приведен график расхода теплоты по часам суток.
ПРИМЕР 3.3. Используя данные графика расхода теплоты по часам
суток, построить интегральный график потребления и подачи теплоты.
Решение. От 0 до 2 ч. потребление теплоты системой горячего во-
доснабжения составляет 0,83 • 105 - 2 = 1,66 Ю5 кДж, с 0 до 4 ч. - 1,66* 105 +
+ 0,14- 10s-2 = 1,94-105 кДж; с 0 до 6 ч. - 1,94-105 + 0,28-105-2 = 2,5• 105 кДж
и так до 24 ч.
303
На рис. 3.5 в координатах количество теплоты - часы суток откладыва-
ем суммарное потребление теплоты от 0 часов до определенного момента
времени (2, 4, ..., 22, 24 ч.).
Часы суток
Рис. 3.5. Интегральный график потребления и подачи теплоты
Точки соединяем ломаной линией. Получим интегральную линию по-
требления теплоты. Интегральная линия подачи теплоты в течение суток
представлена на рис. 3.5 прямой линией.
3.5.	Гидравлический расчет подающих теплопроводов
системы горячего водоснабжения
Гидравлический расчет подающих теплопроводов начинают после кон-
структивного решения системы горячего водоснабжения, вычерчивания ак-
сонометрической расчетной схемы теплопроводов и расчетной схемы квар-
тальных теплопроводов. Хотя аксонометрическую схему допускается изо-
бражать в произвольном масштабе, необходимо соблюдать соразмерность
длин участков и элементов системы. Это, во-первых, позволяет избежать
ошибок при определении длины расчетных участков и, во-вторых, обеспечи-
вает соответствие графического изображения системы ее реальному виду.
Секундные расходы воды на расчетных участках необходимо опреде-
лять по формуле (3.1), учитывая, что при наличии на участке водоразбор-
ных приборов с различными расходами воды значение расхода горячей
304
Глава III
воды q одним водоразборным прибором следует принимать для прибора с
наибольшим расходом.
Гидравлический расчет теплопроводов следует производить на рас-
четный расход горячей воды qh с учетом циркуляционного расхода.
qh^=qh(l+Kcir),	(3.9)
где q" - максимальный расчетный расход горячей воды на участке, л/с,
определяемый по формуле (3.1);
КС1Г - коэффициент, принимаемый по [1, прил. 5] в зависимости от от-
ношения qh!qcir.
Поскольку значения циркуляционных расходов воды qcir на данном
этапе проектирования не известны, гидравлический расчет внутриквар-
тальных сетей и подающих трубопроводов внутридомовой системы произ-
водят, принимая
„h.cir h
ч -ч -
Впоследствии, определив циркуляционные расходы qcv\ находят рас-
четные расходы воды q"cir по участкам и выполняют корректировку гид-
равлического расчета системы горячего водоснабжения.
Для участков внутридомовой сети горячего водоснабжения, начиная от
первого водоразборного стояка до самого удаленного водоразборного при-
бора, коэффициент Kcir - 0, следовательно, для этих участков
„h,cir h
q — q .
Расчет теплопроводов производят последовательно, в направлении от
самого удаленного водоразборного прибора до водоподогревателя или сме-
сителя, по этому же принципу нумеруют расчетные участки. Удельные по-
тери давления на трение R, Па/м, определяют по таблицам для расчета тру-
бопроводов холодной воды [5, прил. 1]. Диаметры теплопроводов выбира-
ют по допустимым скоростям движения воды в трубах, которые должны
быть не более 3,0 м/с. Рекомендуется принимать скорость движения воды в
стояках 1,0-1,5 м/с, в квартальных сетях и квартирных подводках не более
3,0 м/с. В закрытых системах горячего водоснабжения скорости движения
воды и удельные потери давления на трение следует принимать с учетом
зарастания труб накипью и, вследствие этого, уменьшения диаметров.
Можно пользоваться таблицей корректирующих коэффициентов к скоро-
стям движения воды и к удельным потерям давления по длине [5,
табл. 10.3, 2, табл. 4.1] или номограммой [1, прил. 6], в которую введена
поправка на зарастание труб накипью.
В системах горячего водоснабжения, присоединяемых к открытым систе-
мам теплоснабжения, корректировки скоростей движения воды производить
не нужно, так как считается, что зарастание труб накипью не происходит.
Потери давления на расчетных участках сети ДР, Па, определяют по
формуле
ДР = /?€(1+ад,	(3.10)
305
где R — удельные потери давления на трение (по длине), Па/м;
I - длина участка теплопровода, м;
kg - коэффициент, учитывающий потери давления в местных сопро-
тивлениях, значения которого следует принимать: 0,2 - для распреде-
лительных теплопроводов, 0,5 — для теплопроводов в пределах тепло-
вого пункта, а также для водоразборных стояков с полотенцесушите-
лями; 0,1 - для водоразборных стояков без полотенцесушителей и
циркуляционных стояков [1, п. 8.3].
При расчете секционного узла вначале определяют по формуле (3.1) об-
щий расход воды на весь секционный узел, затем эту величину делят на коли-
чество параллельно закольцованных в узле стояков, и далее, по этому расходу
подбирают диаметр отдельного стояка. При определении потерь давления в
отдельном стояке (при одинаковом диаметре всех участков стояка) с целью
упрощения расчета условно принимают, что весь водоразбор в стояке сосредо-
точен в одной точке, расположенной посередине высоты стояка [2, стр. 102].
При присоединении к водоразборному стояку полотенцесушителей по
проточной схеме, без короткозамыкающих участков, в расчетную длину
стояка включают суммарную длину трубопроводов полотенцесушителей.
Увязку потерь давления в стояках внутридомовой системы и в ответв-
лениях квартирных теплопроводов производят путем изменения диаметров
отдельных участков стояков, магистралей и ответвлений. Невязка потерь
давления по ответвлениям и стоякам не должна превышать 10%.
ПРИМЕР 3.4. На основании данных примера 3.1 произвести гидрав-
лический расчет стояков, распределительных подающих и внутрикварталь-
ных трубопроводов горячего водоснабжения закрытой системы теплоснаб-
жения. Расчетную длину участков распределительных теплопроводов при-
нимать по плану подвала (рис. 3.6), подводок к водоразборным приборам -
по плану типового этажа (см. рис. 3.2). Высота этажа — 3 м. Аксонометри-
ческая схема внутридомовых теплопроводов системы приведена на рис.
3.7, план внутриквартальной сети - на рис. 3.8. Расчетные тепловые на-
грузки и расходы горячей воды для жилых домов квартала принять такими
же, как для здания в примере 3.1.
Решение. Выбираем первое расчетное направление от верхних водо-
разборных приборов стояка 6 до ввода в здание и далее по квартальной
сети до центрального теплового пункта (ЦТП). Соответствующим образом
нумеруем расчетные участки.
Для гидравлического расчета используем номограмму [1, прил. 6]. Расчеты
записываем в ведомость (табл. 3.1). Вначале заполняем графы 1-3, причем
количество водоразборных приборов на расчетном участке N принимаем
как количество приборов, снабжаемых горячей водой по соответсвующему
участку. Далее, по произведению вероятности действия водоразборных
приборов системы Р = 0,016 (см. пример 3.1) на их количество N по табли-
це [1, прил.4] находим безразмерный коэффициент а. Расчетные секундные
расходы воды на участке определяем по формуле (3.1).
Ввод, в здание из
квартальной сети
Рис. 3.6. План подвала
307
Таблица 3.1
Гидравлический расчет подающих теплопроводов
в режиме водоразбора
№ уча- стка	м	М шт.	NP	а	л/с		и, м/с	R, Па/м		да, Па	P’toti кПа
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
Стояк 6, участки 8-10 и участки квартальной сети 13, 14 и 15											
6.1	2,5	2	0,032	0,24	0,24	15	2,0	15000	0,1	41250	41,3
6.2	3	3	0,048	0,27	0,27	20	0,95	3500	0,1	11550	52,8
6.3	3	6	0,096	0,34	0,34	20	1,3	4300	0,1	14190	67,2
6.4	3	9	0,144	0,39	0,39	20	1,5	5000	0,1	16500	83,7
_6.5	3	12	0,192	0,44	0,44	25	1,1	2100	0,1	6930	90,6
6.6	3	15	0,24	0,49	0,49	25	1,2	2200	0,1	7260	97,9
6.7	5,5	18	0,288	0,52	0,52	25	1,25	2500	0,2	16500	114,4
8	3,2	36	0,576	0,72	0,72	32	0,8	650	0,2	2500	116,9
9	10,2	54	0,864	0,9	0,9	32	1,2	1400	0,2	17140	134,0
10	6	108	1,73	1,31	1,31	40	1,2	1100	0,2	7920	141,9
13	100	108	1,73	1,31	1,31	40	1,2	1100	0,2	132000	273,9
14	50	216	3,46	2,01	2,01	50	1,0	700	0,2	42000	315,9
15	34	540	8,64	3,72	3,72	65	1,0	450	0,2	18360	334,3
Таким образом, потери давления в подающих теплопроводах системы горячего водоснабжения в режиме водоразбора SA/>ttor =334,3 кПа (потери напора XA£/^0, = 33,4 м) Стояк 1, участки 1.14-1.7 и 12 Располагаемое давление ДР= 134,0 кПа. Принимая диаметры участков 1.1-1.6 стояка такими же, как у соответствующих участков стояка 6, имеем i-i.6= АТ36 1-6.6 = 97,9 кПа											
1.7	3	18	0,228	0,52	0,52	25	1,25	2500	0,2	9000	106,9
12	2	54	0,864	0,9	0,9	25	2,3	8500	0,2	20400	127,3
Невязка АРнев=[(134,0 - 127,3)/134,0]  100 = 5%											
Стояк 5 Располагаемое давление ДР= 114,4 кПа. Принимая диаметры участков 5.1-5.7 стояка такими же, как у соответствующих участков стояка 1, имеем А/^ 1-5.7= Л/*!.1-1.7 = 106,9 кПа Невязка ДРнев = [(114,0 - 106,9)/114,4]. 100=6,5%											
Стояк 4 Располагаемое давление АР= 116,9 кПа. Принимая диаметры участков 4.1-4.7 стояка такими же, как у соответствующих участков стояка 1, имеем АР4.1-4.7 = A/3!.i-i.7= 106,9 кПа Невязка ДРнев = [(116,9 - 106,9)/116,9] • 100=8,6%												
308
Глава III
Продолжение таблицы 3.1
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
Стояк 3, участки 11 и 12 Располагаемое давление ДР= 134,0 кПа. Принимая диаметры участков 3.1-3.6 стояка такими же, как у соответствующих участков стояка 6, имеем АРз. 1-3.6 = АРб. 1-6.6 = 97,9 кПа											
3.7	4	18	0,288	0,52	0,52	25	1,25	2500	0,2	12000	109,9
11	0,5	36	0,576	0,72	0,72	25	1,25	4000	0,2	2400	112,3
12	2	54	0,864	0,9	0,9	25	2,3	8500	0,2	20400	132,7
Невязка ДРнев = [(134,0 - 132,7)/134,0] 100 = 0,9%											
Ориентируясь на допустимые скорости движения воды в трубах, по
указанной номограмме определяем диаметры теплопроводов на участках
Dy, а также удельные потери давления на трение по длине R. Принимая со-
ответствующие значения kh рассчитываем потери давления ДР на каждом
расчетном участке. В графах 11 и 12 суммируем с нарастающим итогом
потери давления и напора от первого до конечного расчетных участков.
Произведя расчет для расчетного направления, определяем распола-
гаемое давление для стояка 1 и участка 12, которое будет равно потерям
давления на участках 6.1-6.7, 8 и 9, т.е. ДР = 134,0 кПа.
В результате расчета по направлению стояка получаем сумму потерь
давления на участках 1.1-1.7 и 12, равную 127,3 кПа. Невязка потерь дав-
ления по двум расчетным направлениям через дальний и ближний водораз-
борные стояки
AD 100 (134,0-127,3)	_п0/
ДР„ев. =--- 1340------~ = 5,0% ” ЧТ° ДОПУСТИМО-
Значит, выполненный расчет не требует корректировки.
Аналогично проводится расчет и увязка потерь давления для других
стояков и участков (см. табл. 3.1).
Таким образом, суммарные потери давления в подающих теплопрово-
дах системы горячего водоснабжения в режиме водоразбора
ХДР^/о/= 334,3 кПа, потери напора ТЛН^О1= 33,4 м.
3.6.	Расчет потерь теплоты подающими теплопроводами
Потери теплоты подающими теплопроводами системы горячего водо-
снабжения определяют с целью нахождения циркуляционного расхода во-
ды, который предназначен для восполнения (компенсации) этих теплопо-
терь. В этом случае в водоразборных стояках будет поддерживаться темпе-
ратура воды на заданном расчетном уровне.
Теплопотери Qht, Вт, определяют по участкам с одинаковыми усло-
виями теплообмена по формуле
309
S*'=тс</<,Ю(/*-zo)(l-r]),	(311)
где de - наружный диаметр трубопровода, м;
£ - длина участка трубопровода, м;
К - коэффициент теплопередачи неизолированного теплопровода,
К= 11,6Вт/(м2оС) [3, с. 86];
tm - средняя температура горячей воды в подающих теплопроводах
системы горячего водоснабжения: t„ = 0,5(ZH + 4), °C;
/н, tK - соответственно температуры горячей воды на выходе из водопо-
догревателя и у самого удаленного водоразборного прибора, °C;
to - температура окружающей среды, °C;
Г] - КПД тепловой изоляции, усредненное значение rj = 0,6.. .0,8 [3, с.86].
Согласно [1] тепловую изоляцию необходимо предусматривать для
подающих и циркуляционных трубопроводов, а также стояков, кроме под-
водок к водоразборным приборам.
Температуру окружающей среды to принимают в зависимости от места
прокладки теплопровода. При прокладке его в шахтах санитарно-
технических кабин, коммуникационных шахтах, каналах ZO = 23°C, в ван-
ных комнатах - 25 °C, в кухнях и туалетных комнатах - 21 °C, на чердаке —
10°С [2, с. 103]. При прокладке теплопровода в неотапливаемых подвалах и
при бесканальной прокладке to = 5 °C.
В системах горячего водоснабжения с полотенцесушителями на по-
дающих стояках к сумме теплопотерь каждого стояка прибавляют потери
теплоты (Вт) полотенцесушителями, равные 100л, где 100 Вт - усреднен-
ная теплоотдача одним полотенцесушителем, п - количество полотенцесу-
шителей, присоединенных к стояку.
При определении циркуляционных расходов воды потери теплоты
циркуляционными теплопроводами не учитываются. Но при расчете сис-
тем горячего водоснабжения с полотенцесушителями на циркуляционных
стояках целесообразно к сумме потерь теплоты подающими теплопровода-
ми добавлять теплоотдачу полотенцесушителей. Это увеличит циркуляци-
онный расход воды, обеспечит лучший прогрев полотенцесушителей и
отопление ванных комнат.
ПРИМЕР 3.5. Определить потери теплоты подающими теплопровода-
ми системы горячего водоснабжения (см. рис. 3.7, рис. 3.8), если температура
воды на выходе из подогревательной установки tH - 65 °C, у наиболее удален-
ного водоразборного прибора tK - 55°C. Коэффициент теплопередачи неизоли-
рованного теплопровода К - 11,6 Вт/(м2 °С), КПД тепловой изоляции т] = 0,6.
Диаметры расчетных участков теплопроводов и их длину принять из
примера 3.4.
Решение. Расчет потерь теплоты производим согласно выражению
(3.11) по участкам с одинаковыми диаметрами и условиями теплообмена
теплопроводов с окружающей средой.
310
Глава III
Рис. 3.7. Аксонометрическая схема теплопроводов горячего водоснабжения
311
Для неизолированного расчетного участка 6.1
g4' = 3,14 • 0,0213 • 11,6 • 2,5(60,0 - 25) = 67,9 Вт.
Расчет потерь теплоты всеми теплопроводами системы приведен в
табл. 3.2.
Вначале рассчитываем потери теплоты стояком 6, суммарное значение
которых на участках 6.1-6.7 составляет 454 Вт. Так как обогрев ванных
комнат осуществляется полотенцесушителями, к теплопотерям стояка до-
бавляем потери теплоты полотенцесушителями в размере 100 л (Вт).
Суммарные теплопотери стояка 6 и полотенцесушителей
= 454 + 6 -100 = 1054 Вт.
Далее определяем потери теплоты по участкам распределительной ма-
гистрали (участки 8-12). Так как диаметры и длины участков 1.1... 1.6 рав-
ны диаметрам и длинам участков 6.1...6.6 и стояки находятся в одинаковых
условиях теплообмена, то и теплопотери их будут равны, т.е.
ей-w =2^.6 =306,2 Вт.
Отдельно находим теплопотери распределительными теплопроводами
квартальной сети.
Допуская, что жилые здания в квартале однотипны, считаем, что теп-
лопотери во внутридомовых системах одинаковы, т.е.
Z214' =2п =•• =Z2v = 6768 Вт.
Результаты расчетов приведены в табл. 3.2.
Таблица 3.2
Расчет потерь теплоты подающими теплопроводами
№ участка	Л м	м	to, °C	а» - и, °C	1 -п	Потери теплоты, Вт		Вт	Примечание
						Qht на длине 1 м	Qhl на участке		
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
6.1	2,5	0,0213	25	35	—	27,1	67,9		Участок 6.1 не изолирован
6.2	3	0,0268	23	37	0,4	14,4	43,3	111,2	Суммарные теплопотери стояка 6 и полотенцесушителей 454+ 6-100= 1054 Вт
6.3	3	0,0268	23	37	0,4	14,4	43,3	154,5	
6.4	3	0,0268	23	37	0,4	14,4	43,3	197,8	
6.5	3	0,0335	23	37	0,4	18,1	54,2	252	
6.6	3	0,0335	23	37	0,4	18,1	54,2	306,2	
6.7	5,5	0,0335	5	55	0,4	26,8	147,6	453,8	
8	3,2	0,0423	5	55	0,4	33,9	108,5		Qt.,2 - 753 Вт
9	10,2	0,0423	5	55	0,4	33,9	345,8		
И	0,5	0,0335	5	55 -	0,4	26,8	13,4		
12	2	0,0335	5	55	0,4	26,8	53,6		
10	6	0,048	5	55	0,4	38,5	231,0	753	
Стояк 1 (участки 1.1-1.7)									
1.1-1.6	аналогично участкам 6.1-6.6							306,2	С учетом полотенцесушителей SOct.i = 387 + 6-100 = 987 Вт
1.7	3	0,0335	5	55	0,4	26,8	80,4	387	
Стояк 2 (участки 2.1 -2.7)									
аналогично участкам 1.1 -1.7								387	= 65.1 = 987 Вт
312	Глава III
Окончание таблицы 3.2
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Стояк 3 (участки 3.1 -3.7)									
3.1-3.6	2зА'1.3б = 2б'1.4 4 = ЗО6,2Вт							306,2	С учетом полотенцесушителей yoh‘ , = 413 + 6-100= 1013 Вт
3.7	4	0,0335	5	55	0,4	26,8	107,0	413	
Стояк 4 (участки 4.1-4.7)									
2*4 = 2*1 = 387 Вт								387	£2* 4 = 987 Вт
Стояк 5 (участки 5.1-5.7)									
25.5 =251 = 387 Вт								387	£(Й5 = 987 Вт
Суммарные потери теплоты внутридомовой системой горячего водоснабжения									££>{" = 6768 Вт
Внутриквартальная сеть	Участки 13, 14 и 15									
13	100	0,048	5	55	0,4	38,5	3850		S2?Li5 = 83 12 Вт
14	50	0,060	5	55	0,4	48,1	2405		
15	34	0,0755	5	55	0,4	60,5	2057	8312	
Участки 16-19									
16	150	0,048	5	55	0,4	38,5	5775	12543	В графе 9 для участков 16-19 приведены суммы теплопотерь на участке и во внутридомовой системе, например, 2С?б,п = 5775 + 6768= 12543 Вт
17	88	0,048	5	55	0,4	38,5	*3388	10156	
18	100	0,060	5	55	0,4	48,1	4810	11578	
19	72	0,048	5	55	0,4	38,5	2772	9540	
							-	58897	
Суммарные потери теплоты распределительными и подающими теплопроводами системы горячего водоснабжения в квартале									£(/' = 58897 Вт = 58,9 кВт
313
314
Глава III
3.7.	Определение циркуляционных расходов воды
Циркуляционный расход воды в системе qcir, л/с, определяют при ус-
ловии отсутствия водоразбора, исходя из теплопотерь "LQh‘, кВт, вследст-
вие остывания горячей воды в подающих теплопроводах и полотенцесуши-
телях. Таким образом, циркуляционный расход qc,r как бы компенсирует
потери теплоты в системе, обеспечивая при этом постоянную температуру
воды в трубопроводах.
Согласно [1] циркуляционный расход определяем
qcir=^~,	(3.12)
сш
где р - коэффициент разрегулировки циркуляции;
с - удельная теплоемкость воды, с = 4,19 кДж/(кг°С);
Дг - разность температур в подающих теплопроводах системы от во-
донагревателя до наиболее удаленной водоразборной точки: А/ = tH - tK.
Для систем с переменным сопротивлением циркуляционных стояков
теплопотери Qhi и циркуляционный расход qcir следует определять при
Д/ = 10°С, р = 1; для систем с секционными узлами при их одинаковом со-
противлении Д/ = 8,5°С, р = 1,3; для отдельного водоразборного стояка или
секционного узла Дг = 8,5°С, р = 1.
В системах с циркуляционными стояками переменного гидравлическо-
го сопротивления циркуляционные расходы воды на отдельных участках
распределяются пропорционально теплопотерям трубопроводов. Их удоб-
но определять методом экстраполяции [2, с. 103, 104].
ПРИМЕР 3.6. Определить циркуляционный расход воды в системе
горячего водоснабжения и распределить его как по участкам внутриквар-
тальной сети, так и по участкам и стоякам внутридомовой системы. Данные
для расчета принять из предыдущего примера.
Решение. Схему системы горячего водоснабжения представим в уп-
рощенном виде: квартальные теплопроводы и внутридомовые (рис. 3.9, 3.10).
Расчетный циркуляционный расход воды для всей системы горячего
водоснабжения, компенсирующий теплопотери ^Qht = 58,9 кВт
dr = 58,9 =
4	4,1910
По методике, изложенной в [2, с. 103, 104], циркуляционный расход
воды на головном участке 15 (даг = 1,41 л/с) распределяем по участкам
внутриквартальной сети (рис. 3.9) пропорционально потерям теплоты в
них. С целью упрощения, в этом расчете будем обозначать теплопотери Qht
буквой Q, т.е. теплопотери стояка 1 - £?ст.ь участка 12 - Qn, жилого дома
III - и т.п., а циркуляционные расходы на участках qc,r буквой q, на-
пример, циркуляционный расход на участке 15 - #15.
315
Рис. 3.9. Расчетная схема внутриквартальных теплопроводов'
Рис. 3.10. Расчетная схема системы горячего водоснабжения жилого дома
(в числителе приведены потери теплоты, Вт, в знаменателе - циркуляционные
расходы, л/с)
316
Глава III
Таким образом, циркуляционные расходы будут:
на участке 19
_	__________________019,111________________
019,111 + 018,V + 017,1V +016, II + 013,1 + 014
_ . 4.______________9540________________= 0 25 л/с-
" ’ (9540+11578+10156+12543+10618 + 2405)	’
на участке 18
_	______________(018, V +017 ,iv)____________
018,V + 017,1V +019,111 +016,11 +013,1 +014
(11578+10156)
,4i 11578 + 10156+9540+12543+10618 + 2405
= 0,24 л/с;
на участке
0i7,iv 10156	,
917 = 4Д94О=Т1У = О’24Л/С;
на участке
на участке
14
16
<714 =?15-(?19+?18)=1Л1-(0>25+0,54)=0,62 л/с;
/''V	12543 Л /
916 = 9,4 gu.n +C.J = °’62 •2543+10618 = °’34
13
на участке
<7в =<714 “<716 =0,62- 0,34=0,28 л/с.
Далее распределяем циркуляционный расход, проходящий по участку
13, по теплопроводам и стоякам внутридомовой системы (см. рис. 3.10).
Очевидно, что ql0 =	= 0,28 л/с.
На участке 9
0СТ.4 + 0СТ.5 + 0СТ.6 + 08 + 09
__________987 + 987 + 1054 +109+346______== 0 ы
987 + 987 + 1013 + 987 + 987 + 1054 + 109 + 346 + 13 + 54
на участке 12
в стояке 4
Я\2 “<7ю “<?9 =0,28-0,14=0,14 л/с;
п —п _________________0ст.4___________
9 0ст.4 + 0СТ.5 + 0ст.6 + 08
987
=0,14-------—---------=0,044 л/с;
’ 987+987+1054+109
на участке 8
<7в “^9 _^ст.4 “ 0,14-0,044 =0,096 л/с;
317
в стояке 5
а = а бст.5 — о 096
9 q O„,+Р„б	’ 96987 + 1054
= 0,046 л/с;
в стояке 6
^ст.б =^8 ~Ясх.5 = 0,096 - 0,046 = 0,05 л/с;
в стояке 1
Я ст Л	412
____________бсТ. 1___________
бет. 1 + бст.2 + бст.З + 611
987
=0,14-------—---------= 0,046 л/с;
987 + 987 + 1013+13	’
на участке 11
4и = Яп -?ст.1 = 0,14-0,046 = 0,094 л/с;
в стояке 2
#ст 2 = <7i I	— = 0,094
&.2+ест.з
987
987+1013
= 0,046 л/с;
в стояке 3
Чстз =4и~4ст.2 =0,094-0,046=0,048 л/с;
3.8.	Корректировка гидравлического расчета
подающих теплопроводов
Определив циркуляционные расходы воды qcir на отдельных участках
сети горячего водоснабжения, уточняют расчетные значения расходов
горячей воды на участках внутриквартальных сетей и подающих трубо-
проводов внутридомовой системы до первого водоразборного стояка (по
ходу движения воды). Затем, исходя из qh’ar, уточняют удельные потери
давления и скорость движения воды на участках и (и не должна превы-
шать 3 м/с). Если скорость движения воды превышает допустимое значе-
ние, то увеличивают диаметр участка.
Поскольку расчетный расход горячей воды для участков внутридомо-
вой сети, начиная с первого водоразборного стояка (по ходу движения во-
ды) до самого удаленного водоразборного прибора, определяется без учета
циркуляционного расхода, т.е. qh,c,r = q\ то гидравлический расчет этих
участков корректировке не подлежит.
Окончательный гидравлический расчет подающих теплопроводов сис-
темы горячего водоснабжения сводят в табл. 3.3.
Таблица 3.3
Скорректированный гидравлический расчет подающих теплопроводов
№ уча- стка	м	h 4 , л/с	чс,г. л/с	Kcir	qhcir= = qfl(l+Kcir\ л/с	мм	/?, Па/м	v>, м/с		ДР/, Па	Па
10, 13	106	1,31	0,28	0	1,31						
	14	50	2,01	0,62	0	2,01						
15	34	3,72	1,41	0	3,72						
318
Глава III
ПРИМЕР 3.7. Произвести корректировку гидравлического расчета
подающих теплопроводов системы горячего водоснабжения, выполненного
в примере 3.4, с учетом уточненных расходов воды по формуле (3.9).
Решение. Определяем значения коэффициента Kcir ддя участков 10,
13-15 в зависимости от соотношения расходов qh, qar на них согласно [1,
прил. 5]:
участки 10, 13 qh/qctr = 1,31/0,28 = 4,68, Kcir = 0;
участок 14 qhlqar = 2,01/0,62 = 3,24, Kcir = 0;
участок 15 qh/qar = 3,72/1,41 = 2,64, Kcir = 0.
Следовательно, в соответствии с формулой (3.9), расчетные расходы
воды на участках внутриквартальной сети не изменяются, корректировка
гидравлического расчета не требуется.
3.9.	Гидравлический расчет циркуляции в системе
горячего водоснабжения
Гидравлический расчет циркуляционных колец производится для ре-
жима циркуляции, т.е. при наибольшем циркуляционном расходе. Каждое
циркуляционное кольцо (через каждый водоразборный стояк) состоит из
подающих теплопроводов, диаметры которых были подобраны в режиме
максимального водоразбора, и циркуляционных теплопроводов.
Гидравлический расчет циркуляционных колец для режима циркуля-
ции сети производится в 2 этапа:
1)	расчет потерь давления в подающих теплопроводах при условии от-
сутствия водоразбора и пропуска только циркуляционных расходов воды;
2)	расчет потерь давления в циркуляционных теплопроводах при про-
пуске циркуляционных расходов воды.
На втором этапе определяют диаметры циркуляционных теплопрово-
дов, потери давления в них и в циркуляционных кольцах.
Расчет производится аналогично расчету подающих теплопроводов.
Потери давления на расчетных участках вычисляю! по формуле (3.10) с
использованием таблиц гидравлического расчета [5, прил. 1] или номо-
граммы [1, прил. 6]. Диаметры сборного циркуляционного теплопровода и
наиболее удаленного стояка следует принимать, исходя из допустимых
скоростей движения воды. При этом диаметры циркуляционных теплопро-
водов должны быть на 1-2 калибра меньше диаметров соответствующих
участков подающих теплопроводов.
Циркуляционные стояки рассчитывают на разность давлений в местах
соединения их с подающими стояками и циркуляционной магистралью.
Разность потерь давления в различных циркуляционных кольцах допуска-
ется не более 10%. При невозможности увязки потерь давления путем из-
менения диаметров трубопроводов на участках циркуляционной сети пре-
дусматривают установку диафрагм у основания циркуляционных стояков.
Диаметр отверстия диафрагмы da определяют из выражения
319
<4= 11,3	(3.13)
где q - расход воды через диафрагму, м3/ч;
Яизб - избыточный напор, который необходимо погасить диафрагмой, м.
Если при расчете диаметр отверстия диафрагмы получается менее
10 мм, допускается вместо нее устанавливать кран для погашения избы-
точного напора. Однако при установке диафрагм наблюдается увеличение
зашламления и накипеобразования в этих местах, поэтому допускается про-
изводить увязку потерь давления в циркуляционных кольцах путем увели-
чения гидравлического сопротивления стояков, вводя в их нижнюю часть
вставки труб меньших диаметров.
Для систем горячего водоснабжения с секционными водоразборно-
циркуляционными узлами при одинаковых диаметрах стояков расчет цирку-
ляции рекомендуется осуществлять следующим образом [2, с. 105]. Сначала
определяют циркуляционный расход для наиболее удаленного секционного
узла, принимая значение равным потерям теплоты подающими тепло-
проводами всего узла, а перепад температуры А/ за счет остывания воды в
водоразборно-циркуляционном узле на 2-3 °C меньше, чем перепад темпера-
туры во всей системе. В этом случае циркуляционные расходы для осталь-
ных узлов системы будут всегда больше, чем для наиболее удаленного, так
как разность давлений в точках присоединения секционных узлов к подаю-
щему и циркуляционному теплопроводам будет увеличиваться по мере при-
ближения секционных узлов к циркуляционному насосу. В целях повышения
гидравлической устойчивости системы целесообразно принимать потери
давления в циркуляционных стояках узлов достаточно большими по сравне-
нию с потерями давления в сборных циркуляционных теплопроводах. Реко-
мендуется, чтобы при циркуляционном расходе потери давления в водораз-
борно-циркуляционном узле были в пределах 0,03-0,06 МПа [1]. В системах
горячего водоснабжения с непосредственным разбором воды из тепловой
сети потери давления в циркуляционном кольце при циркуляционном расхо-
де не должны превышать 0,02 МПа [1, с. 10].
Целесообразно принимать потери давления в сборном циркуляцион-
ном теплопроводе между наиболее удаленным и близко расположенным
водоразборно-циркуляционными узлами в пределах 50-100% от потерь
давления в наиболее удаленном узле.
ПРИМЕР 3.8. Произвести гидравлический расчет циркуляционных те-
плопроводов системы горячего водоснабжения, изображенной на рис. 3.7,
3.8. Расчетную длину участков принимать по планам подвала (см. рис. 3.6),
типового этажа (см. рис. 3.2) и микрорайона (квартала, см. рис. 3.8). Распре-
деление циркуляционных расходов воды во внутридомовой системе пред-
ставлено на рис. 3.10, а по участкам квартальной сети - на рис. 3.9.
Решение. Гидравлический расчет производим аналогично расчету
подающих теплопроводов.
320
Глава III
Гидравлический расчет в режиме циркуляции начинаем с определения
потерь давления на участках подающих теплопроводов циркуляционного
кольца через наиболее удаленный стояк 6 внутридомовой системы здания 1
(ЦТП, участки 15, 14, 13, 10-8, стояк 6). Диаметры участков подающих
теплопроводов известны из гидравлического расчета и принимаются из
табл. 3.1. По qcir и диаметру на участке из номограммы [1, прил. 6] прини-
маем скорость движения воды и удельные потери давления по длине. Ре-
зультаты расчета заносим в соответствующие графы табл. 3.4.
Таблица 3.4
Гидравлический расчет циркуляционных теплопроводов
№ участка	1, м	„cir я , л/с	Dv, мм	о, м/с	R, Па/м	к?	ДР/, Па	АР/, tor, кПа	Приме- чание
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Циркуляционное кольцо через стояк 6 Подающие теплопроводы в режиме циркуляции									
6.1	2,5	0,05	15	0,43	700	0,1	1925		ZAPnc" = = 15 кПа £АЯп" = = 1,5 м)
6.2-6.4	9	0,05	20	0,2	100	0,1	990	2,91	
6.5-6.7	11,5	0,05	25	0,13	25	0,1	316	3,22	
8	3,2	0,096	32	0,125	15	0,2	58	3,27	
9	10,2	0,14	32	0,17	30	0,2	367	3,53	
13,10	106	0,28	40	0,24	45	0,2	5724	9,25	
14	50	0,62	50	0,3	45	0,2	2700	11,95	
15	34	1,41	65	0,46	80	0,2	3264	15,21	
Циркуляционные теплопроводы									
6. Г-6.3'	15	0,05	15	0,43	700	0,5	15750		ZAP“y= = 95 кПа (W= = 9,5 м)
6.4'-6.7'	19	0,05	20	0,2	100	0,5	2850	18,6	
8'	3,2	0,096	25	0,24	90	0,2	346	18,95	
9'	10,2	0,14	25	0,32	170	0,2	2080	21,03	
10', 13'	106	0,28	32	0,33	100	0,2	12720	33,75	
14'	50	0,62	40	0,5	200	0,2	12000	45,75	
15'	34	1,41	40	1,2	1200	0,2	48960	94,71	
Циркуляционное кольцо через стояк 3, АРст3 = 24,4 кПа									
12	2	0,14	25	0,32	170	0,2	408		
И	0,5	0,094	25	0,24	90	0,2	54	0,46	
3.7-3.5	10	0,048	25	0,13	25	0,1	275	0,74	
3.4-3.2	9	0,048	20	0,2	100	0,1	990	1,73	
3.1	2,5	0,048	15	0,43	700	0,1	1750	3,47	
3.Г-3.3'	15	0,048	15	0,43	700	0,5	15750	19,92	
3.4'-3.7'	19,0	0,048	20	0,2	100	0,5	2850	22,07	
1Г	0,5	0,94	20	0,42	400	0,2	240	22,31	
12'	2	0,14	25	0,32	170	0,2	408	22,7	
Невязка АРнев = [(24,4 - 22,7)/24,4] -100 = 7,0%									
321
Продолжение таблицы 3.4
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Циркуляционное кольцо через стояк 1, ДРСТ i = 24,4 кПа									
12							408		
1.7-1.5	10	0,046	25	0,1	20	0,1	220	0,62	
1.4-1.2	6	0,046	20	0,19	90	0,1	594	1,22	
1.1	2,5	0,046	15	0,4	600	0,1	1650	2,87	
1.1'-1.4'	20	0,046	15	0,4	600	0,5	18000	20,87	
1.5'-1.7'	12	0,046	20	0,2	100	0,5	1800	22,7	
12'							408	23,1	
Невязка ДРнев = [(24,4 - 23,1 )/24,4] • 100 = 5,3%									
Циркуляционное кольцо через стояк 2, ДР^ г — 24,4 кПа. Принимая диаметры циркуляционного стояка такими же, как у стояка 1, получаем потери давления в кольце такими же как у стояка 1, т.е. 23,1 кПа									
Циркуляционное кольцо через стояк 5, tsP^^ = 21,5 кПа									
5.7-5.5	9,0	0,046	25	0,1	20	0,1	198	0,2	-
5.4-5.2	6	0,046	20	0,19	90	0,1	594	0,79	
5.1	2,5	0,046	15	0,4	600	0,1	1650	2,44	
5.Г-5.4'	20	0,046	15	0,4	600	0,5	18000	20,44	
5.5'-5.7'	13	0,046	20	0,19	90	0,5	1755	22,2	
Невязка АРнев = [(24,4 - 23,1)/24,4] -100 = 5,3%									
Циркуляционное кольцо через стояк 4, ЬР^ц. = 21,9 кПа. Диаметры подающего стояка 4 такие же как стояк 5. Принимая диаметры циркуляционного стояка такими же, как у стояка 5, получаем потери давления в кольце такими же как у стояка 5, т.е. 22,2 кПа									
Невязка АРнее = [(22,2 - 21,9)/22,2] • 100 = 1,4%									
Вторая часть гидравлического расчета циркуляции заключается в оп-
ределении диаметров циркуляционных теплопроводов кольца и потерь
давления в них. Нумерацию расчетных участков осуществляем, как и на
подающих теплопроводах, добавляя к номерам соответствующих участков
циркуляционных теплопроводов штрихи. Расчетную длину этажестояка
принимаем равной высоте этажа (за вычетом высоты полотенцесушителя)
плюс длина трубы полотенцесушителя и две подводки к нему (см. рис. 3.7):
4 = 3- 0,54 + 2*0,25 + 4*0,5 = 5,0 м.
Таким образом, расчетная длина циркуляционного стояка 6 составляет
6*5+4 = 34 м (4- длина горизонтального участка 6.7 стояка, проложенно-
го в подвале).
Из расчета циркуляционного кольца от ЦТП по подающим теплопро-
водам через наиболее удаленный стояк 6 здания 1 следует, что сумма по-
терь давления в подающих теплопроводах кольца при циркуляционном
322
Глава III
расходе воды ЕАРПС/Г = 15 кПа (£АЯп'г = 1,5 м), а потери давления в цирку-
ляционных теплопроводах Е АР“Г = 95 кПа (2 &H£r = 9,5 м).
Эти величины характеризуют потери давления в системе горячего во-
доснабжения в режиме циркуляции и используются при подборе циркуля-
ционных насосов.
Далее производим расчет циркуляционных колец других стояков.
Для этого определим располагаемые давления. Исходя из равенства
потерь давления на параллельных участках, располагаемые давления для
циркуляционных колец стояков 2 и 3 с участками 11, 12, 1Г и 12’, а также
стояка 1 с участками 12 и 12' равны сумме потерь давления на участках
6.1-6.7, 8, 9, 6.Г-6.7' и 8' и 9', т.е. = ЛЛл-,2 = АРст.з = 24,4 кПа. Распо-
лагаемое давление для циркуляционного кольца стояка 4 равно сумме по-
терь давления на участках 6.1-6.7, 8, 6.1-6.7' и 8', т.е. А/?ст4 = 21,9 кПа.
Располагаемое давление для кольца стояка 5 равно сумме потерь давления
на участках 6.1-6.7, 6.1'-6.7', т.е. ЛРСТ.5 = 21,5 кПа.
После расчета каждого циркуляционного кольца определяем невязку,
которая равна разности между располагаемым давлением и суммой потерь
давления в кольце, деленной на располагаемое давление.
3.10.	Подбор оборудования центрального
теплового пункта
В курсовой работе требуется произвести расчет параллельной схемы
подключения абонентов к тепловой сети, подобрать водоподогреватель
системы горячего водоснабжения, циркуляционные насосы и счетчик рас-
хода воды на горячее водоснабжение.
Для систем отопления и горячего водоснабжения применяют скорост-
ные секционные водо-водяные подогреватели по ОСТ 34-588-68 [6, табл.
2.15], при этом, согласно [7, п. 11.11], греющая вода из теплосети в подог-
ревателях горячего водоснабжения пропускается по межтрубному про-
странству, а в подогревателях отопления - по трубкам.
При расчете поверхности нагрева водоподогревателей температуру
воды в подающем теплопроводе теплосети принимают равной температуре
в точке излома графика центрального качественного регулирования или ми-
нимальной температуре воды, если отсутствует излом графика [7, п. 11.9].
Для закрытых систем теплоснабжения требуемый напор Я^ (м) в во-
допроводе перед системой горячего водоснабжения
Яф = АЯ5 + 1ЛН	+ АЯВд + Hf + Hgeomi	(3-14)
где ДЯ5, ЕДЯМсЯ, АЯВД - потери напора в счетчике расхода, в подающих
теплопроводах системы горячего водоснабжения и в водоподогрева-
тельной установке, м;
Hf - свободный напор у водоразборных приборов, м;
Hgeom ~ геометрическая высота подъема воды, т.е. расстояние по верти-
кали от оси ввода водопровода до верхнего водоразборного прибора, м.
323
Для открытых систем теплоснабжения требуемый напор в обратном
теплопроводе теплосети в точке отбора воды также находят из выражения
(3.14), только Д/7вд заменяют потерями напора в смесительном устройстве
АЯСм- В этом случае Hgeom есть геометрическая высота подъема воды от оси
трубопровода обратной воды до верхнего водоразборного прибора.
Соответствие напора в обратном теплопроводе ввода теплосети откры-
тых систем теплоснабжения требуемому напору для условий нормальной
работы системы горячего водоснабжения необходимо проверять при режи-
ме максимального водоразбора из обратного теплопровода, когда напор в
нем минимальный.
Подбор счетчика расхода воды и определение потерь напора в нем
производят по методике, изложенной в [5, с. 36]. Потери напора в счетчике
определяют по [1, форм. (18), табл. 4; 5, табл. 5.1].
Подбор счетчика коммерческого учета теплоты приводится в I главе
настоящего пособия.
Свободный напор у водоразборных приборов Hf при условии нормаль-
ной эксплуатации системы для раковины с водоразборным краном равен
3 м; для умывальника, кухонной мойки со смесителем -2 м; для ванны со
смесителем - 3 м [1, прил. 2].
Если напор на вводе водопровода На больше требуемого, вычисленно-
го по формуле (3.14), насосы устанавливаются только для циркуляции.
Расчетный напор (м) циркуляционных насосов определяем по формуле
Нр =£ЛН“Г
r xqh +qcir
+ЕАЯ7,
(3.15)
где Ц&Н™ - потери напора в подающем теплопроводе и водоподогрева-
теле при циркуляционном расходе qctr (кг/ч), т.е. в режиме циркуля-
ции, м;
ЕДЯ"Г- потери напора в циркуляционном теплопроводе, м;
+ qclr - расход воды в системе в режиме частичного водоразбора с
циркуляцией, кг/ч;
х - доля максимального водоразбора qh (кг/ч), принимаемая для систем
горячего водоснабжения протяженностью до 60 м равной 0,15, для
систем протяженностью 100... 150 м - 0,2...0,3, для квартальных сис-
тем горячего водоснабжения - 0,5...0,7 [2, с. 110].
Если напор на вводе водопровода Нд меньше требуемого циркуля-
ционные насосы устанавливаются для циркуляции и подкачки (повыси-
тельно-циркуляционные). Подача насосов в этом случае будет равна сумме
расчетного и циркуляционного расходов горячей воды [3, с. 88].
Расчетный напор повысительно-циркуляционных насосов равен не-
достающему напору на вводе
НР = Н^-НЛ,	(3.16)
где ~ действительный (существующий) напор на вводе, м.
324
Глава Ш
При разборе воды непосредственно из тепловой сети повысительные
насосы устанавливают, когда напор в обратном теплопроводе значительно
меньше требуемого, вычисленного по выражению (3.14). Если напор на
вводе водопровода (в закрытых системах) или в обратном теплопроводе
теплосети (в открытых системах) незначительно меньше требуемого для
системы горячего водоснабжения, применение повысительных насосов
нецелесообразно. В этом случае уменьшение требуемого напора достигает-
ся путем увеличения диаметров подающих теплопроводов и стояков. В ка-
ждом конкретном случае решение должно быть обосновано.
В качестве циркуляционных или повысительных используют насосы
типа К, КМ, ВК, ЦВЦ. Их подбор можно производить по [5, прил. XIII].
Число насосов должно быть не менее двух, один из них является резервным.
Избыточный напор на вводе водопровода Яизб = Ня - равный 5 м и
более, необходимо гасить диафрагмой, устанавливаемой после водомерно-
го узла. Это делается в целях предотвращения повышения свободного на-
пора в водоразборных приборах и перерасхода воды. Диаметр диафрагмы
рассчитывают по формуле (3.13).
В системах горячего водоснабжения с открытым разбором воды из те-
пловых сетей предусматриваются дроссельные диафрагмы для зимнего и
летнего режимов. Их диаметр также определяют из выражения (3.13).
Дросселируемый напор Яизб в «зимней» диафрагме определяют по
формуле (3.15), расход воды через диафрагму принимают равным расходу
сетевой воды на отопление. Дросселируемый напор в «летней» диафрагме
определяют как разность располагаемого напора в тепловой сети на або-
нентском вводе АЯаб (м) и потерь напора в циркуляционной системе по
формуле (3.15). Расход воды через диафрагму ранен циркуляционному
расходу qctr.
ПРИМЕР 3.9. Рассчитать параллельную схему подключения системы
горячего водоснабжения к тепловой сети и подобрать водоподогреватель.
Температура сетевой воды в подающем теплопроводе в точке излома гра-
фика центрального качественного регулирования т/ = 70°С, в обратном
теплопроводе после подогревателя т3' - 30° С [7, прил. 1], максимальный
тепловой поток на горячее водоснабжение квартала £?л,тах = 189 - 5 = 945 кВт,
максимальный расход горячей воды qhr = 2960 -5 =14 800 кг/ч, температура
холодной воды f - 5 °C, температура горячей воды на выходе из водопо-
догревателя th = 65 °C.
Решение. Определяем расход сетевой воды на горячее водоснабжение
Qh, max-3600	945-3600
=~(г;-^) =4,19-(70-30)=20298
Среднелогарифмическая разность температур между греющим и на-
греваемым теплоносителями
325
А/,
, _ to -<C)-W-t") (30—5)-(70-65)
т
1 тз“'с
1п4~а
30-5
70-65
Средние температуры сетевой и нагреваемой воды:
Т„-^~2£=5О°С
t =£±£1=5±65=35оС
"	2	2 С
Задаваясь скоростью нагреваемой воды 1,0 м/с, определяем тре-
буемую площадь живого сечения трубок подогревателя
/„ =	---= 14800 = 0,0041 м2.
3600-и -р 3600-1-103
Согласно [6, табл. 2.15] принимаем скоростной водоподогреватель
08 ОСТ 34-588 с техническими данными: длина секции €=4000 мм, внутрен-
ний диаметр корпуса Dt =106 мм, количество трубок п = 19, диаметр трубок
djdi - 16/14 мм, площадь поверхности нагрева одной секции FceK = 3,54 м2,
площадь живого сечения трубок = 0,00293 м2, межтрубного пространства
/мтр = 0,005 м2. Эквивалентный диаметр межтрубного пространства
, D^-ndl 1062—19-162 ...	.....
d3  ---------—=------———— -15,5 мм =0,0155 м
3 Di+nde 106+19-16
Действительная скорость нагреваемой воды в трубках
-^—=----------14800----=1,4 м/с.
Э/трР 3600-0,00293-Ю3
Скорость сетевой воды в межтрубном пространстве
Gik ,max	20298	,, э .
UMTD = r~---------------------Г =1,13 м/с
3600-/Mip-p 3600 0,005-ю3
Коэффициент теплоотдачи от сетевой воды к стенкам трубок
и0’8
^мтр
~d^~
и
кпр =(1630+ 21 т„-0,041т2)-
- (1630+21-50-0,041-502)-
1 130,8
—=—-= 6593 Вт/(м2-°С).
О,О1550,2
Коэффициент теплоотдачи от стенок трубок к нагреваемой воде
и0’8
'“'тр .
ТоТ-
а^, =(1630+21/„-0,0414
326
Глава Ш
140-8	,
———= 7060 Вт/(м2-°С).
О,О140-2
Коэффициент теплопередачи подогревателя
—-----------------------------1-------—=3289 Вт/(м2-°С),
77^7+0,00001+—i-
6593	7060
= (1630+21-35-0,041-352)-
______1
-J-+I+J
®"мтр
где 5 - толщина стенки трубки: 5 - 0,01 м;
X - коэффициент теплопроводности латуни: X - 90... 100 Вт/(м2-°С).
Требуемая площадь поверхности нагрева подогревателя
„ ft.™» 10’	945-Ю3
2
к&тр 328942,4-0,8 28,96 М ’
где ц - коэффициент, учитывающий ухудшение теплообмена вследствие
накипеобразования на поверхности нагрева, ц = 0,8.
Количество секций в подогревателе
F _ 28,96
7—~354	'
J сек
К установке принимаем 8 секций.
Потери давления в подогревателе определяем по приближенным эм-
пирическим выражениям:
•	в межтрубном пространстве
ДРМЛ, =11 virp/1=11 1,132 -8=112,37 кПа (11,24 м);
•	в трубках
При циркуляционном расходе воды qcir - 1,41 кг/с = 5076 кг/ч скорость
воды в трубках подогревателя
5076 л,о ,
Отр =---------------—=0,48 м/с.
3600-0,00293-103
Потери давления в трубках при циркуляционном расходе
=5,3-0,482-8=9,8 кПа (ЛЯ"Г =0,98 м).
На вводе водопровода перед водоподогревателем устанавливают счет-
чик расхода воды. По расходу воды q^r = 14,8 м3/ч из [5, табл. 5.1] выбираем
турбинный счетчик калибра 50 (Dy 50). Гидравлическое сопротивление 5 -
= 0,011 м/(м3/ч)2. Потери напора в счетчике
ДЯ, = 5 ql, = 0,011 • 14,8 2 = 2,4 м.
327
ПРИМЕР 3.10. Для системы горячего водоснабжения, рассматривае-
мой в примерах 3.4...3.9, подобрать циркуляционные или повысительно-
циркуляционные насосы для двух случаев: 1) напор на вводе водопровода
Яд - 80 м; 2) напор на вводе водопровода Ял - 40 м.
Решение. Принимая потери напора в подающих теплопроводах сис-
темы горячего водоснабжения lAHejoi= 33,4 м (пример 3.4), потери напора
в трубках подогревателя ДЯВЛ = 8,3 м, в счетчике ДЯ5 = 2,4 м, располагае-
мый свободный напор для смесителя ванны Я/= 3 м и геометрическую вы-
соту подъема воды Hgeom ~ 18,6 м (см. рис. 3.7), определяем требуемый на-
пор в точке присоединения системы горячего водоснабжения к водопроводу
Яф ~ \HS + lAHUot + ДЯвд + Hf+ Hgeom =
= 2,4 + 33,4 + 8,3 + 3 + 18,6 = 65,7 м.
Избыточный напор на вводе водопровода (1-й случай)
низб = Яд - Яф = 80 - 65,7 -- 14,3 м.
Для его гашения устанавливаем диафрагму, диаметр которой при рас-
ходе воды
qh = 13,4 м3/ч = 3,72 кг/с,
da = 1= 11,3	= 21,3 мм.
уянзб N 14,3
При потерях напора в подающих трубопроводах и водоподогревателе
£ДЯп'г = 1,5 + 0,98 « 2,5 м (примеры 3.8 и 3.9), циркуляционный расход во-
ды qctr = 5076 кг/ч - 1,41 кг/с, потерях напора в циркуляционных теплопро-
водах = 9,5 м (пример 3.8), расчетном расходе воды qh = 13392 кг/ч =
~ 3,72 кг/с и х = 0,15 расчетный напор циркуляционных насосов
f 0,1543392+5076 Y пс 1О
------5076------ +9’5 = 13 М'
Выбираем насос типа К 8/18а с номинальной подачей 9400 кг/ч, пол-
ным напором 14,2 м, т| = 53%, мощностью на валу 0,7 кВт, электродвигате-
лем 4А80А2, N= 1,5 кВт, п = 2850 об/мин. [5, прил. табл. XIII, табл. XIII. 1 и
ХП1.4]. Устанавливаем два насоса — рабочий и резервный.
По условию задачи для второго случая требуется установка повыси-
тельно-циркуляционных насосов.
Недостающий напор на вводе водопровода
Янел = /^тр -На = 66,3 - 40 = 26,3 м,
является расчетным напором повысительно-циркуляционного насоса. При
подаче насоса = qh + qctr= 13392 + 5076 = 18468 кг/ч « 18,5 м3/ч и рас-
328
Глава III
четном напоре Нр = 26,3 м выбираем насос типа К20/ЗР с номинальной по-
дачей 20 м3/ч, полным напором 30 м, т] = 65%, мощностью на валу 2,7 кВт,
электродвигателем А02-32-2, Я=4кВт, п = 2880 об/мин. [5, прил. XIII,
табл. XIII. 1]. Устанавливаем 2 насоса - рабочий и резервный. Компоновка
оборудования центрального теплового пункта приведена на рис. 3.11.
+2,20	Ввод водопровода
\ Л,40
квартальную сеть с. г. в
ф Ввод теплосети
В систему
отопления
Счетчик коммерческого
учета теплоты
Водоподогревагель
+2,50
О„65
Циркуляц.
насосы
К8/18а
08 ОСТ 34-588
Рис. 3.11. Аксонометрическая схема теплопроводов и оборудования
теплового пункта
+0,10
ПРИМЕР 3.11. Подобрать оборудование теплового пункта для откры-
той системы горячего водоснабжения, если напор в подающем теплопроводе
ввода теплосети = 85 м, в обратном Но = 65 м, тепловая нагрузка на ото-
пление	1800 кВт, расчетная температура сетевой воды Ti = 150°С,
т2 = 70°С. Потери напора в подающих и циркуляционных теплопроводах
при циркуляционном расходе qctr = 5000 кг/ч:
Z ДЯГ = 3,2 м,	= 9,8 м.
Решение. В качестве смесителя выбираем регулятор температуры
смешанной воды типа ОРГРЭС - регулирующий клапан смешения РКС в
329
блоке с жидкостным термореле ТРЖ. Из [8, табл. III.58] по расходу qh =
-3,5 л/с принимаем клапан смешения РКС диаметром 50 мм с площадью
проходного сечения золотника 1100 мм2.
При потере напора в клапане смесителя ЛЯСМ = 5 м определяем гаран-
тированную (устойчивую) разность напора в ограничителе
ЛЯогр = Яп ~ Но — ДЯСМ - 85 - 65 — 5 = 15 м.
По [8, табл. III.58] принимаем для смесителя Dy 50 при ЛЯогр - 15 м,
число ограничительных отверстий п ~ 19, диаметр JOTB. - 8,5 мм.
Счетчик расхода воды устанавливается на подающем теплопроводе по-
сле смесителя. По расходу воды qh - 3,5 л/с = 12,6 м3/ч [5, табл. 5.1] выбираем
крыльчатый счетчик Dy 40 с максимальным расходом воды до 16 м3/ч, гид-
равлическим сопротивлением 5 = 0,039 м/(м3/ч)2. Потери напора в счетчике
&Hs = s (qh)2 = 0,039-12,62 = 6,2 м.
Принимая потери напора в подающих теплопроводах системы горяче-
го водоснабжения ЕДЯ^ = 30 м, располагаемый свободный напор для сме-
сителя ванны Hf= 3 м и геометрическую высоту подачи воды Hgeom ~ 18 м,
находим требуемый напор в обратном теплопроводе ввода теплосети
Ятр = ЛЯ5 + ЕДЯ м + ДЯСМ + Hf+ Hgeom =
= 6,2 + 30 + 5 + 3 + 18 = 62,2 м,
что на 2,8 м меньше гарантированного напора в обратном теплопроводе
ввода теплосети. Производим подбор зимней и летней диафрагм. Расход
сетевой воды на отопление
о,max
go,max _ 1800-3600
cCq-Tz) 4,19 (150-70)
=19300 кг/ч.
Дросселируемый напор в зимней диафрагме равен потерям напора в
циркуляционной системе (3.15)
Нд = АЯЦ.С
(0,15-13392+5076
V 5076
+ 9,8 = 16 м.
Требуемый диаметр зимней диафрагмы
=11,34
19 З2
=11,3 Vnr~=24,8 мм'
При потерях напора в циркуляционной системе ДЯЦ с -16м дроссели-
руемый напор в летней диафрагме
Яд = ЯП-Яо-ДЯЦС = 85 - 65 - 16 = 4 м.
330
Глава III
Требуемый диаметр летней диафрагмы
(<-Л)2
/<2
= 11,3	17,8 мм.
д	V4
ПРИМЕР 3.12. Для условий примера 3.11 подобрать оборудование те-
плового пункта, если напор в подающем теплопроводе ввода теплосети
Нп = 85 м, в обратном Но = 50 м.
Решение. Так как требуемый напор в обратном теплопроводе
= 62,2 м, т.е. больше гарантированного напора в обратном теплопрово-
де на 12,2 м, то для зимнего режима требуется установка повысительного
насоса с расчетной подачей, равной расчетному расходу воды на горячее
водоснабжение qh ~ 12,6 м3/ч.
Необходимый напор повысительно-циркуляционного насоса
Нр =	- Но + ДЯЦ.С = 62,2 -50+16- 28,2 м.
По [5, прил. XIII, табл. XIII. 1 и XIII.4] выбираем насос типа К 20/30 с
подачей 20 м3/ч и полным напором 30,0 м. Электродвигатель А02-32-2,
N- 4 кВт, п = 2880 об/мин. Устанавливаем 2 насоса - рабочий и резервный.
Дросселируемый напор в летней диафрагме
Яд = Яп-Яо-ДЯц.с = 85-50- 16- 19 м.
Диаметр летней диафрагмы
= 12 мм.
Схема компоновки оборудования теплового пункта изображена на
рис. 3.12.
Рис. 3.12. Схема теплового пункта открытой системы горячего водоснабжения
331
ПРИМЕР 3.13. Произвести расчет внутридомовой системы горячего
водоснабжения жилого здания со стояками, объединенными в секционные
узлы. План типового этажа приведен на рис. 3.2. Расчетные тепловые на-
грузки принять из примера 3.1. Аксонометрическая схема системы изобра-
жена на рис. 3.13, а расчетная схема - на рис. 3.14.
Рис. 3.13. Аксонометрическая схема теплопроводов системы горячего водо-
снабжения жилого дома со стояками, закольцованными в секционные узлы
332
Глава III
Рис. 3.14. Расчетная схема секционного узла 1 внутридомовой системы
горячего водоснабжения в режиме водоразбора
Решение. Расчет начинаем с секционного узла 1 (С. уз. 1). Количест-
во приборов в секционном узле (стояки 4, 5 и 6) N = 54. По формуле (3.1)
определяем расход воды в секционном узле qh - 0,9 л/с (см. табл. 3.1, при-
мер 3.4). Тогда расход для одного стояка в узле
9ст.4 ~Яст.5 — 0,3 л/с.
Считаем, что водоразбор в каждом стояке сосредоточен в его середине
(рис. 3.14), на высоте от основания 9,7 м.
Номера расчетных участков принимаем такими, как в примерах
3.3-3.5. Все водоразборные стояки принимаем одного диаметра Dy 25, а
подводки в квартирах - Dy 15. Вначале рассчитываем подающие теплопро-
воды в режиме водоразбора, т.е. при условии максимального водоразбора и
отсутствии циркуляции. Результаты расчета сводим в таблицу 3.5. С целью
гидравлической увязки обеих ветвей системы, для выравнивания потерь
давления на участках распределительных трубопроводов 9 и 12, участок 12
принят составным из двух диаметров: участок 12 диаметром 25, длиной 2 м
и участок 12а диаметром 32 и длиной 1 м.
Определив диаметры трубопроводов по участкам, рассчитываем потери
теплоты подающими теплопроводами. Расчет проводится аналогично при-
меру 3.4, данные сведены в таблицу 3.6.
333
Таблица 3.5
Расчет теплопроводов системы горячего водоснабжения
с секционными узлами
№ уча- стка	Л м	N	NP	а	л/с	Dy, мм	и, м/с	Л, Па/м	ке	ДР6 Па	^ДР£доь кПа
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
Подающие теплопроводы в режиме водоразбора											
6.1	3,0	3	0,048	0,27	0,27	15	2,0	18000	0,1	59400	59,4
Ст. 6	9,7	18			0,3	25	0,7	700	0,5	10190	69,6
6.7	5,5	18			0,3	25	0,7	700	0,2	4620	74,2
9	13,0	54			0,9	32	1,2	1400	0,2	21840	96,0
10	6,0	108	1,73	1,31	1,31	40	1,2	1100	0,2	7920	103,9
Потери давления в подающих теплопроводах	= 104 кПа (ХЛ//^О, = 10,4 м)											
Участок 12 Располагаемое давление равно потерям давления на участке 9, т.е. ДР9 = 21,8 кПа											
12	2	54			0,9	25	2,3	8500	0,2	20400	20,4
12а	1	54			0,9	32	1,2	1400	0,2	1680	22,1
Невязка &Рнев=[(22,\- 21,8)/22,1]-100 = 1%											
Подающие теплопроводы в режиме циркуляции											
10	6,0				0,26	40	0,22	40	0,2	288	
9	13,0				0,13	32	0,14	20	0,2	312	0,6
6.7	5,5				0,043	25	0,12	20	0,2	132	0,73
Ст. 6	19,4				0,043	25	0,12	20	0,5	582	1,3
Потери давления в подающих теплопроводах LAPn'r= 1,3 кПа (EA//„'r=0,13 м)											
Циркуляционные теплопроводы											
6.7'	5,5				0,043	15	0,4	550	0,1	3327	
Ц.ст. 1	20				0,13	20	0,5	650	0,1	14300	17,63
9'	13				0,13	20	0,5	650	0,2	10140	27,8
10'	6				0,26	25	0,6	500	0,2	3600	31,3
Потери напора в циркуляционных теплопроводах ЕЛРц'г=31 кПа (LA//"r=3,1 м)											
Участок К Располагаемое давление ДР							> 2 = ЛР9'= 10,1 кПа				
12'	3				0,13	20	0,5	650	0,2	2340	2,34
Избыточное давление ЛРер = 10,1 - 2,34 = 7,76 кПа (Д//ер = 0,78 м) Диаметр диафрагмы da = 11,3 д/о,472/О,78 = 8,2 мм Принимаем диафрагму <4=10 мм. Остаточное избыточное давление необходимо гасить краном на участке											
Таблица 3.6
Расчет потерь теплоты подающими теплопроводами системы горячего водоснабжения
с секционными узлами
№ участка	Л м	м	°C	°C	1-П	Потери теплоты, Вт		se4', Вт	Примечание
						Qht на длине 1 м	Qht на участке		
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
6.1	3 .	0,0213	25	35	—	27,1	81,3		Участок 6.1 не изолирован
Ст. 6	18	0,0268	23	37	0,4	14,4	259,2	340,5	
6.7	5,5	0,0335	5	55	0,4	26,8	147,6	488,1	
Теплопотери стояка с учетом полотенцесушителей 488,1  6-100 - 1088 Вт Суммарные потери секционного узла 1 1088-3 = 3264 Вт									
9	13	0,0423	5	55	0,4	33,9	429,0		
11	1	0,0423	5	55	0,4	33,9	33,9	463	
12	2	0,0268	5	55	0,4	21,5	43,0	506	
10	6	0,048	5	55	0,4	38,5	231,0	737	
Суммарные теплопотери подающими теплопроводами всей системы £0*' = 3234-2 + 737 = 7205 Вт = 7,21 кВт									
334	Глава
335
Циркуляционный расход воды в системе определяем по формуле (3.12)
при р = 1,3 и А/ = 8,5°С как для системы с секционными узлами
13-721
^=^=0’26л/с-
Циркуляционный расход в одном секционном узле (или в циркуляци-
онном стояке секционного узла)
^=0,26:2 = 0,13 л/с,
а в одном стояке секционного узла
0,13:3=0,043 л/с.
Следующий этап гидравлического расчета - это расчет подающих теп-
лопроводов в режиме циркуляции, т.е. при условии отсутствия водоразбора
в системе. Расход по участкам принимается равным циркуляционному.
Наконец осуществляем расчет циркуляционных теплопроводов. При
циркуляционном расчете на участках определяем диаметры и потери дав-
ления в режиме циркуляции. Результаты приведены в таблице 3.5.
Литература
1.	СНиП 2.04.01-85. Внутренний водопровод и канализация зданий, - М.: Госстрой,
1986.-55 с.
2.	Теплоснабжение: Учеб, для в узов /А. А. Ионин, Б. М. Хлыбов и др.: Под ред.
А. А. Ионина. - М.: Стройиздат, 1982. - 336 с.
3.	Теплоснабжение: Учеб, пособие для вузов /В.Е. Козин, Т.А. Левина и др. - М.:
Высш, шк., 1980. - 408 с.
4.	Журавлев Б. А. Справочник мастера-сантехника. - 6-е изд. - М.: Стройиздат, 1987.
-496 с.
5.	Справочник проектировщика. Внутренние санитарно-технические устройства.
/Под ред. И. Г. Староверова и Ю.И. Шиллера, - М.: Стройиздат, 1990. - ч. 2. Во-
допровод и канализация. — 246 с.
6.	Справочник по наладке и эксплуатации водяных тепловых сетей /В. И. Манюк,
Я. И. Каплинский и др. - 3-е изд. - М.: Стройиздат, 1988. - 431 с.
7.	СНиП 2.04.07-86. Тепловые сети. - М.: Госстрой, 1988. - 48 с.
8.	Наладка систем централизованного теплоснабжения: Справ, пособие /И.М. Соро-
кин, А. И. Кузнецов и др. - М.: Стройиздат, 1979. — 222 с.
336
ГЛАВА IV. Методические указания и примеры расчетов
для курсового проекта «Теплоснабжение
района города»
4.1.	Исходные данные для проектирования,
содержание и объем курсового проекта
В курсовом проекте разрабатывается водяная система централизован-
ного теплоснабжения жилищно-коммунальной застройки города с 2-х
трубной прокладкой тепловых сетей. Источником теплоты является ТЭЦ.
В проекте решаются следующие вопросы: определение теплопотреб-
ления района города; расчет и построение графиков центрального качест-
венного регулирования отпуска теплоты; определение расходов сетевой
воды и гидравлический расчет сетей; построение пьезометрического гра-
фика и продольного профиля тепловых сетей; подбор основного оборудо-
вания источника теплоты и ЦТП; тепловой расчет изоляционной конструк-
ции; расчет компенсации тепловых удлинений трубопроводов, определение
усилий, действующих на неподвижную опору.
Исходными данными для выполнения курсового проекта являются:
генплан района города; географический пункт (город); расчетные темпе-
ратуры теплоносителя в подающей и обратной магистралях по отопи-
тельному графику; система теплоснабжения (открытая, закрытая); тип
прокладки тепловых сетей (канальная, бесканальная); конструкция тепло-
вой изоляции; характеристика грунта (сухой, маловлажный, влажный);
этажность застройки города; рельеф местности в виде горизонталей с от-
метками на генплане.
Для заданного города из [5] принимают следующие климатологиче-
ские данные: расчетную температуру наружного воздуха для проектирова-
ния отопления (средняя наиболее холодной пятидневки) to, °C; среднюю
температуру наружного воздуха за отопительный период tom, °C; продол-
жительность отопительного периода по, ч; продолжительность стояния
температур наружного воздуха с интервалом 5°C в течение отопительного
периода п, ч; среднегодовую температуру грунта на глубине вероятной
прокладки теплопроводов °C.
Климатологические данные приведены также в [2, табл. 1.3], [7,
прил. 1, 3].
Курсовой проект состоит из расчетно-пояснительной записки объемом
40-50 страниц и графической части, включающей два листа формата А1
(594x841 мм).
Пояснительная записка должна содержать следующие разделы: исход-
ные данные, описание системы теплоснабжения; определение тепловых
нагрузок района города; регулирование отпуска теплоты; определение рас-
четных расходов теплоносителя в тепловых сетях; разработка монтажной
схемы и выбор строительных конструкций тепловых сетей; гидравлический
расчет водяных тепловых сетей; разработка графиков давлений и выбор
337
схем присоединения абонентов к тепловым сетям; построение продольного
профиля тепловых сетей; подбор основного оборудования теплоподготови-
тельной установки источника теплоты; тепловой расчет изоляционной кон-
струкции; механический расчет теплопроводов; расчет компенсации тепло-
вых удлинений трубопроводов; определение падения температуры тепло-
носителя по длине теплопровода; подбор оборудования теплового пункта,
схемы автоматики. Все расчеты в записке должны сопровождаться соответ-
ствующими пояснениями, ссылками на источники.
В записке должен быть представлен следующий графический матери-
ал: график часовых расходов теплоты на отопление, вентиляцию и горячее
водоснабжение в зависимости от температуры наружного воздуха; график
годового расхода теплоты по продолжительности стояния температур на-
ружного воздуха; график центрального регулирования отпуска теплоты;
расчетная схема тепловой сети; схемы присоединения потребителей к теп-
ловой сети; принципиальная схема теплоподготовительной установки ТЭЦ;
конструкция тепловой изоляции и прокладки тепловой сети; схемы участ-
ков тепловой сети к расчету трубопроводов на самокомпенсацию и опреде-
лению усилия, действующего на неподвижную опору; схема водоподогре-
вательной установки ЦТП.
На чертежах приводятся: генплан района города с нанесением трассы
тепловых сетей, камер, неподвижных опор и расстояний между ними (М 1:
5000); монтажная схема теплопроводов, на которой показывают узлы от-
ветвлений трубопроводов, компенсаторы, неподвижные опоры, задвижки,
дренажные узлы, диаметры теплопроводов (масштаб произвольный); пье-
зометрический график основной магистрали тепловой сети (М 1:500 по
вертикали, М 1:5000 по горизонтали); продольный профиль основной ма-
гистрали (М 1:100 по вертикали, М 1:5000 по горизонтали); план и разрез
тепловой камеры (М 1:20); подвижные и неподвижные опоры.
При оформлении чертежей и схем, а также при написании пояснитель-
ной записки студенты должны руководствоваться требованиями ГОСТ
21.605-82 «Сети тепловые», ЕСКД и СПДС.
4.2.	Описание системы теплоснабжения
При описании системы теплоснабжения необходимо охарактеризовать
основные ее элементы - источник тепловой энергии, тепловую сеть, потре-
бителей теплоты; отметить положительные качества и недостатки воды как
теплоносителя; обратить внимание на стабильность гидравлического ре-
жима закрытых и открытых систем теплоснабжения и различие схем при-
соединения к ним установок горячего водоснабжения. Привести принципи-
альную схему приготовления воды для горячего водоснабжения.
Наиболее распространенной схемой присоединения местных систем
отопления к тепловой сети является зависимая схема с элеваторным сме-
шением. Следует охарактеризовать ее особенности, достоинства и недос-
татки, наличие гидравлической связи между тепловыми сетями и местными
338
Глава IV
отопительными системами и, соответственно, необходимое давление воды
в обратной магистрали тепловой сети (оно не должно превышать допусти-
мого из условия механической прочности отопительных приборов); начер-
тить принципиальную схему присоединения местной системы отопления к
тепловым сетям. Описание закрытых и открытых систем теплоснабжения
приведено в [7, 9, 10].
4.3.	Определение расчетных тепловых нагрузок района
города. Построение графиков расхода теплоты
Расчетные расходы теплоты на отопление, вентиляцию и горячее во-
доснабжение определяют для каждого квартала города по укрупненным
показателям, согласно [4, п. 2.4].
Максимальный тепловой поток, Вт, на отопление жилых и обществен-
ных зданий
G,nwc=M(l + *l),	(4.1)
где - укрупненный показатель максимального теплового потока на ото-
пление жилых зданий на 1 м2 общей площади, Вт/м2;
А — общая площадь жилых зданий, м2;
Ki - коэффициент, учитывающий тепловой поток на отопление обще-
ственных зданий: = 0,25.
Общую площадь жилых зданий А, м2, определяют, исходя из жилой
площади Гж и безразмерного планировочного коэффициента квартиры К,
который принимается равным 0,7 [10, стр. 10]
(4.2)
Жилую площадь квартала Рж, м2 можно найти двумя способами. Пер-
вый - по плотности жилого фонда Р, м2/га, и площади квартала в гектарах FKB
F«=P-FKB.	(4.3)
Второй способ - исходя из плотности населения Рн, чел/га и нормы
жилой площади на человека/*, м2/чел. Количество жителей т, чел., и жи-
лая площадь квартала
FH • FKB,
Рж—т
Плотность жилого фонда Р, м2/га и плотность населения Рн, чел./га,
принимают в зависимости от типа жилой застройки по таблицам 4.1 и 4.1 а
[15, табл. 5.1 и 6.1].
Максимальный тепловой поток, Вт, на вентиляцию общественных зданий
Cv.max =KvK2-A-qoi	(4.4)
где К2 - коэффициент, учитывающий тепловой поток на вентиляцию об-
щественных зданий: К2 = 0,6.
339
Таблица 4.1
Допустимые показатели плотности застройки с учетом ее
размещения в различных планировочных зонах поселений
Тип городских поселений	Зоны поселений					
	Центральная		Срединная		Периферийная	
	Плотность населения, чел ./га	Плотность жилищного фонда, м2/га	Плотность населения, чел./га	Плотность жилищного фонда, м2/га	Плотность населения, чел./га	Плотность жилищного фонда, м2/га
Крупней- шие	св. 350 до 400 включ.	7000-8000 8750-10000	180-350	3600-7000 4500-8750	180	3600 4500
Крупные и большие	св. 300 до 350 включ.	6000-7000 7500-8750	150-300	3000-6000 3750-7500	150	3000 3750
Средние и малые	от 200 до 300 включ.	4000-6000 5000-7500	100-200	2000-4000 2500-5000	100	2000 2500
Примечание. В числителе плотность жилищного фонда приводится при обеспе-
ченности жильем 20 м2 общей площади/чел., в знаменателе - 25 м2 общей площа-
ди/чел.
Таблица 4.1 а
Допустимые значения показателя плотности квартала,
микрорайона в зависимости от используемых типов жилой застройки
Тип застройки	Плотность жилищного фонда, м2/га	Плотность населения, чел./га при обеспеченности жильем	
		20,0 м2/чел.	25,0 м2/чел.
Многоквартирная многоэтажка	5000-7000	250-350	200-280
Многоквартирная среднеэтажка	2500-5000	125-250	100-200
Многоквартирная малоэтажка	1500-2500	75-125	60-100
Усадебная среднеплотная (величина участка 0,04-0,10 га)	750-1000	37,5-50,0	30-40
Усадебная высокоплотная (величина участка 0,02-0,04 га)	1000-1500	50-75	40-60
Усадебная низкоплотная (величина участка 0,10-0,15 га)	500-750	25,0-37,5	20-30
Смешанная высокоплотная	2000-3000	100-150	80-120
Смешанная среднеплотная	1000-2000	50-100	40-80
Смешанная низкоплотная	500-1000	25-50	20-40
Примечание. Застройка малоэтажная (1-3 этажа); среднеэтажная (4-5 этажей);
многоэтажная (6-9 этажей); повышенной этажности (10 этажей и более).
340
Глава IV
Средний тепловой поток, Вт, на горячее водоснабжение жилых и об-
щественных зданий
Qhm=qh	(4.5)
где дц - укрупненный показатель среднего теплового потока на горячее
водоснабжение на одного человека, принимаемый по [4, прил. 3];
т - число жителей в квартале.
Число жителей в квартале определяют двумя способами:
первый - задаются нормой жилой площади на человека/к (9 или 12 м2), тогда
(4.6)
второй - количество жителей, приходящихся на 1 га территории квартала
(см. табл. 4.1л), умножают на площадь квартала.
Максимальный тепловой поток, Вт, на горячее водоснабжение жилых
и общественных зданий
0Лтах = 2,4Сы.	(4.7)
Определяя расчетный расход теплоты для района города, учитывают,
что при транспорте теплоносителя происходят потери теплоты в окружаю-
щую среду, которые принимаются равными 5% тепловой нагрузки. Поэто-
му суммарные расходы теплоты на отопление, вентиляцию и горячее водо-
снабжение умножают на коэффициент 1,05.
После определения расчетного теплопотребления приступают к по-
строению графиков часовых расходов теплоты на отопление и вентиляцию
в зависимости от температуры наружного воздуха и на горячее водоснаб-
жение. По оси абсцисс откладывают температуру наружного воздуха от
tH - 8°С до to, по оси ординат — часовые расходы теплоты. Поскольку часо-
вые расходы теплоты на отопление и вентиляцию представляют собой
линейные зависимости от температуры наружного воздуха, то графики
Qo~f(Q, Qv=f{Q строят по двум точкам:
1)	при to, Qo 0omax5 Qv Qv max,
2)	при tH = 8°C расходы теплоты на отопление и вентиляцию определяют
по формулам:
g+8 Qo max (ft ~	max ~		(Д g)
h ~~	h ~
где ti - средняя температура внутреннего воздуха отапливаемых зданий
(для жилых и общественных зданий равна 18°C);
to - расчетная температура наружного воздуха для проектирования
отопления, °C.
Тепловая нагрузка на горячее водоснабжение - круглогодовая, в тече-
ние отопительного периода условно принимается постоянной, не завися-
щей от температуры наружного воздуха. Поэтому график часового расхода
теплоты на горячее водоснабжение представляет собой прямую, парал-
лельную оси абсцисс.
341
Суммарный график часовых расходов теплоты на отопление, вентиля-
цию и горячее водоснабжение строится путем сложения соответствующих
ординат при tK = 8°С, to.
Годовые расходы теплоты на отопление, вентиляцию и горячее водо-
снабжение определяют по формулам:
Qo°a=Qomno;	(4.9)
=	(Д Ю)
=ал+аи8400-ПД	(4.11)
где Qom, Qvm - средние тепловые потоки на отопление и вентиляцию за
отопительный период, Вт, рассчитываются по формулам:
a»=e<,max-7TTL;	(412)
Ч
(4.12)
tom - средняя температура наружного воздуха за отопительный период, °C;
Qhm ~ средний тепловой поток на горячее водоснабжение в неотопи-
тельный период, Вт,
=	(4.13)
где 55 - температура горячей воды в системе горячего водоснабжения
потребителей, °C;
tc — температура холодной воды в отопительный период, принимается
равной 5°С;
tsc - температура холодной воды в неотопительный период, принимает-
ся равной 15°С;
Р - коэффициент, учитывающий изменение среднего расхода горячей
воды летом по сравнению с зимним периодом, для жилищно-комму-
нального сектора 0 =0,8, для курортных и южных городов р = 1,5;
8400 - количество часов работы системы горячего водоснабжения в году.
График годового расхода теплоты по продолжительности стояния тем-
ператур наружного воздуха строится на основании графика суммарных
часовых расходов теплоты и состоит из двух частей: правой — графика за-
висимости суммарных часовых расходов теплоты от температуры наруж-
ного воздуха и левой - годового графика расхода теплоты. На последнем
по оси ординат откладывается расход теплоты, по оси абсцисс - число ча-
сов стояния температур наружного воздуха, которое за отопительный пе-
риод для заданного города определяют по [2, табл. 1.3; 5; 7, прил. 3].
В летний период нагрузки на отопление и вентиляцию отсутствуют,
остается только тепловая нагрузка на горячее водоснабжение, часовой рас-
342
Глава IV
ход которой определяют по формуле (4.13). Продолжительность летнего
периода составляет (8400 - по) час.
Площадь, ограниченная осями координат и кривой расхода теплоты,
представляет собой годовой расход теплоты районом города.
ПРИМЕР 4.1. Определить расчетные расходы теплоты на отопление,
вентиляцию и горячее водоснабжение района города, включающего шесть
кварталов (рис. 4.1). Расчетная температура наружного воздуха to=-25°С.
Рис. 4.1. План района города
Решение. Расчет теплопотребления сводим в табл. 4.2. В графы 1, 2,
3 таблицы заносим соответственно номер, этажность и площадь квартала в
гектарах. Плотность жилого фонда Р, м2/га, (графа 4) находим по табл. 4.1а
для смешанной высокоплотной застройки. Тогда жилая площадь зданий
квартала № 1 (графа 5)
Лк=Р-Ркв = 2000*6= 12000 м2.
Приняв безразмерный планировочный коэффициент квартиры К=0,7
находим общую площадь жилых зданий квартала № 1 (графа 6)
А = 12000/0,7= 17143 м2.
Количество жителей в квартале № 1 (графа 7) определяем, принимая
норму жилой площади на одного человека Уж - 12 м2.
т= 12000/12=1000 чел.
Принимая по [4, прил. 2] укрупненный показатель максимального теп-
лового потока на отопление жилых зданий #о=81 Вт/м2, по формуле (4.1)
находим расчетный расход теплоты на отопление жилых и общественных
зданий квартала № 1 (графа 8)
&niax = 81-17143 •(! + 0,25)= 1735728,7 Вт= 1735,7 кВт.
Максимальный тепловой поток на вентиляцию общественных зданий
квартала № 1 (графа 9) определяем по формуле (4.4)
Qv max=0,25  0,6 • 81 • 17143 = 208287,4 Вт=208,3 кВт.
Расчет теплопотребления в кварталах
Таблица 4.2
№ квар- тала	Этаж- ность	Площадь квартала Fкв» га	Плотность жилого фон- да Р, м2/га	Жилая площадь Рж	Общая площадь Л, м2	Число жителей w, чел.	Расходы теплоты, кВт			
							Fornax	(2vmax	Qhm	s<2
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	п
1	5	6	2000	12000	17143	1000	1735,7	208,3	376,0	2320,0
2	7	8	2500	20000	28571	1667	2892,8	347,1	626,8	3866,7
3	9	4	3000	12000	17143	1000	1735,7	208,3	376,0	2320,0
4	8	7	2750	19250	27500	1604	2784,4	334,1	603,1	3721,6
5	7	10	2500	25000	35714	2083	3616,0	433,9	783,2	4833,1
6	6	5	2250	11250	16071	938	1627,2	195,3	352,7	2175,2
ИТОГО:							14391,8	.1727	3117,8	19236,6
С учетом потерь теплоты теплопроводами в размере 5% от Q расчетные расходы теплоты составляют:							15111,4	1813,3	3273,7	20198,4
343
344
Глава IV
Принимая норму расхода воды на горячее водоснабжение в сутки на 1
человека а =105 л/сут по [4, прил. 3] находим укрупненный показатель
среднего теплового потока на горячее водоснабжение qh = 376 Вт/чел.
Средний тепловой поток на горячее водоснабжение жилых и общест-
венных зданий квартала № 1 (графа 10)
Qhm = 376 • 1 000=376000 Вт=376 кВт.
Суммарное теплопотребление квартала № 1 (графа 11) складывается
из расходов теплоты на отопление, вентиляцию и горячее водоснабжение.
Расчет теплопотребления для остальных кварталов производят анало-
гично.
ПРИМЕР 4.2. Построить графики часовых расходов теплоты на ото-
пление, вентиляцию и горячее водоснабжение в зависимости от температу-
ры наружного воздуха. Расчетные расходы теплоты на отопление
ботах = 200 МВт, вентиляцию 6vmax=20 МВт, горячее водоснабжение
Qhm = 50 МВт. Климатологические данные принять для г. Минска.
Решение. По данным [2, табл. 1.3] или [5] находим для г. Минска
расчетную температуру наружного воздуха для проектирования отопления
го=-25°С.
Графики часовых расходов теплоты строим в координатах Q~tH
(рис. 4.2, правая часть).
При = Го=-25°С
Qo = ботах = 200 МВт; 6v = Qvmax = 20 МВт.
345
При /н = 8°С по формуле (4.8)
а*8 = 200• ,18~8 =46,5 МВт; б*8 = 20 • 18~-- = 4,65 МВт.
18 + 25	18 + 25
Отложив на графике значения Qo и Qv при различных tH и соединив их
прямой, получим графики Qo=f(tH), Qv=fM (см. рис. 4.2).
Расход теплоты на горячее водоснабжение не зависит от Гн, поэтому
его график представляет прямую, параллельную оси абсцисс - прямая Qhm
График суммарного часового расхода теплоты на отопление, вентиля-
цию и горячее водоснабжение строим путем сложения соответствующих
ординат при /н = 8°С и to=-25°С (линия Z0.
ПРИМЕР 4.3. Построить график годового расхода теплоты по про-
должительности стояния температур наружного воздуха для жилого района
города. График суммарного часового расхода теплоты и климатологиче-
ские данные взять из примера 4.2.
Решение. По [2, табл. 1.3] находим продолжительность отопительно-
го периода для г. Минска ио = 203 сут=4872 ч, продолжительность стояния
температур наружного воздуха в часах с интервалом 5°C в течение отопи-
тельного периода. Данные сводят в табл. 4.3.
Таблица 4.3
Продолжительность стояния температур наружного воздуха
Продолжи- тельность стояния, л, час	Температура наружного воздуха, °C							
	-30...-25	-25...-20	-20...-15	-15...-10	-10...-5	-5...0	0...+5	+5...+8
л	19	51	158	395	696	1375	1542	636
Ел	19	70	228	623	1319	2694	4236	4872
График годовой тепловой нагрузки строим на основании графика сум-
марных часовых расходов теплоты, располагая его справа, а в левой части,
в координатах Q - п, - график годового расхода теплоты (см. рис. 4.2).
Для построения графина годовой тепловой нагрузки из точек на оси
абсцисс графика часового расхода теплоты, соответствующих температу-
рам +8, 0, -5, -10, -15, -20, -25°С, восстанавливаем перпендикуляры до
пересечения с линией суммарного расхода теплоты Из полученных
точек проводим горизонтальные прямые до пересечения с перпендикуля-
рами, восстановленными к оси абсцисс из точек, соответствующих про-
должительности стояния перечисленных температур наружного воздуха.
Соединив найденные точки, получим искомый график годового расхода
теплоты за отопительный период.
В летний период (диапазон продолжительности стояния /н от 4872
до 8400 час) тепловые нагрузки на отопление и вентиляцию отсутствуют,
346
Глава IV
нагрузка на горячее водоснабжение согласно формуле (4.13) составит
QL = 50  0,8 • (55s-^ = 32 МВт.
Поскольку Qshm в летний период не зависит от /к, проводим горизон-
тальную прямую до пересечения с ординатой, соответствующей общему
расчетному числу часов работы тепловой сети в году п = 8400 ч.
Площадь, ограниченная осями координат Q - п и полученной кри-
вой расхода теплоты, представляет собой годовой расход теплоты в рай-
оне города.
4.4.	Регулирование отпуска теплоты
В системах теплоснабжения с разнородными тепловыми нагрузками
применяют многоступенчатую систему регулирования отпуска теплоты,
имеющую следующий принцип построения:
-	центральное регулирование производят на ТЭЦ или в котельной по
преобладающей тепловой нагрузке района;
-	групповое или местное регулирование - в узлах присоединения от-
дельных видов тепловых нагрузок;
-	индивидуальное регулирование - непосредственно у теплопотреб-
ляющих приборов.
Применение многоступенчатого регулирования приводит к снижению
расхода теплоты на отопление за счет ликвидации «перетопов» зданий в
диапазоне от +8°С до температуры наружного воздуха, соответствующей
точке излома графика температур воды, и к снижению расхода теплоноси-
теля на единицу отпущенной теплоты.
Согласно [4] в водяных тепловых сетях следует применять централь-
ное качественное регулирование отпуска теплоты путем изменения темпе-
ратуры теплоносителя в зависимости от температуры наружного воздуха.
4	.4.1. Регулирование отпуска теплоты в закрытых системах
теплоснабжения
В водяных тепловых сетях принимают центральное качественное ре-
гулирование отпуска теплоты по нагрузке отопления или по совмещенной
нагрузке отопления и горячего водоснабжения.
Если тепловая нагрузка на жилищно-коммунальные нужды составляет
менее 65% от суммарной тепловой нагрузки, а также при отношении
QhmlQom^ < 0,15, регулирование отпуска теплоты принимают по нагрузке
отопления. При этом в тепловой сети поддерживается отопительно-быто-
вой температурный график.
Построение графика центрального качественного регулирования от-
пуска теплоты по отопительной нагрузке основано на определении зависи-
мости температуры сетевой воды в подающей и обратной магистралях от
температуры наружного воздуха.
347
Для зависимых схем присоединения отопительных установок к тепло-
вым сетям температуру воды в подающей Т! и обратной т2 магистралях в
течение отопительного периода, т.е. в диапазоне температур наружного
воздуха +8 - to, рассчитывают по выражениям:
Ij = + Дг
/ _	\0,8
+(Дт-0,59)
kh —to ;
tj *
ti~to ’
(4-14)
(4.15)
где Дг - температурный напор нагревательного прибора, °C:
Д/
*э+Т2
(4.16)
2

тэ - температура воды в подающем трубопроводе системы отопления
после элеватора при /0, °C; т2 — температура воды в обратном трубо-
проводе после системы отопления при Го, °C; Дт - расчетный перепад
температур воды в тепловой сети, °C: Дт = 1ц - т2; где ть т2 - темпера-
тура воды в подающем и обратном трубопроводах тепловой сети при
расчетной температуре наружного воздуха /о;
0 — расчетный перепад температур воды в местной системе отопления,
0 = тэ - т2.
Задаваясь ^различными значениями Гн в пределах от +8°С до to, опреде-
ляют Xi и Ti и строят отопительный график температур воды в тепловой
сети (рис. 4.3).
Рис. 4.3. График температур воды в подающей и обратной магистралях
при центральном качественном регулировании по отопительной нагрузке
(закрытая система) (пример 4.4)
348
Глава IV
При независимых схемах присоединения отопительных установок к
тепловой сети температуру воды в подающей и обратной магистралях оп-
ределяют по [7, форм. (4.43), (4.44)] или [9, форм. (IV.34), (IV.35)].
Так как по тепловым сетям одновременно подается теплота на отопле-
ние, вентиляцию и горячее водоснабжение, для удовлетворения тепловой
нагрузки горячего водоснабжения необходимо внести коррективы в отопи-
тельный график температур воды. Температура нагреваемой воды на выхо-
де из водоподогревателя горячего водоснабжения должна быть 60-65°C,
поэтому минимальная температура сетевой воды в подающей магистрали
принимается равной 70°С для закрытых систем теплоснабжения. Для этого
отопительный график срезается на уровне 70°С, полученный график тем-
ператур воды в тепловой сети называется отопительно-бытовым. Темпера-
тура наружного воздуха, соответствующая точке излома графика, обозна-
чается /ц. Точка излома графика делит его на две части с различными ре-
жимами регулирования: в диапазоне температур наружного воздуха от до
to осуществляется центральное качественное регулирование отпуска тепло-
ты, в диапазоне +8°С — - местное регулирование (рис. 4.3).
При регулировании по отопительной нагрузке водоподогреватели го-
рячего водоснабжения присоединяются к тепловым сетям в зависимости от
отношения максимальной тепловой нагрузки горячего водоснабжения
С?* max к расчетной отопительной нагрузке Qom2X и типа регуляторов по сле-
дующим схемам:
•	при 0П1ах/0тах = О,2-1,О - по двухступенчатым схемам;
•	при остальных отношениях - по параллельной схеме.
В системах теплоснабжения с жилищно-коммунальной нагрузкой бо-
лее 65% ОТ Суммарной ТеПЛОВОЙ НагруЗКИ И ОТНОШеНИИ QhnJQoma^
принимают центральное качественное регулирование отпуска теплоты по
совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения.
Применение данного метода регулирования позволяет рассчитывать ма-
гистральные теплопроводы по суммарному расходу сетевой воды на отопле-
ние и вентиляцию, не учитывая расход воды на горячее водоснабжение. Для
удовлетворения же нагрузки горячего водоснабжения температура воды в
подающем теплопроводе принимается выше, чем по отопительному графику,
и большинство потребителей системы отопления и горячего водоснабжения
должны присоединяться к тепловой сети по принципу связанной подачи теп-
лоты. При этом строительные конструкции зданий служат аккумуляторами
теплоты, выравнивающими неравномерность суточного графика совмещен-
ной тепловой нагрузки без установки специальных аккумуляторов.
Водоподогреватели горячего водоснабжения присоединяются к тепло-
вым сетям в зависимости от отношения максимальной тепловой нагрузки
горячего водоснабжения 0тах к расчетной отопительной нагрузке 0тах и
типа регуляторов по следующим схемам:
•	при 0max/0max = O,2-l,O - с установкой регулятора расхода по двух-
ступенчатой последовательной схеме;
349
•	то же - с электронным регулятором расхода теплоты - по двухступен-
чатой смешанной схеме с ограничением максимального расхода воды на ввод;
•	при остальных отношениях - по параллельной схеме.
При этом способе регулирования отпуска теплоты в тепловой сети
поддерживается повышенный температурный график, который строится на
основании отопительно-бытового температурного графика.
Расчет повышенного температурного графика заключается в опреде-
лении перепада температур сетевой воды в подогревателях верхней и б2
нижней ступеней при различных температурах наружного воздуха и балан-
совой нагрузке горячего водоснабжения.
(4.17)
где % - балансовый коэффициент, учитывающий неравномерность расхода
теплоты на горячее водоснабжение в течение суток, для закрытых сис-
тем теплоснабжения %= 1,2.
Суммарный перепад температур сетевой воды в подогревателях верх-
ней и нижней ступеней 6 в течение всего отопительного периода постоянен
и определяется по [9, форм. (IV. 71)]
8 = 81 + 52=-^-(г1-т2).	(4.18)
Задаваясь величиной недогрева водопроводной воды до температуры
греющей воды в нижней ступени подогревателя AfH = 5-10°C, определяют
температуру нагреваемой водопроводной воды после нижней (первой) сту-
пени подогревателя /* при температуре наружного воздуха, соответствую-
щей точке излома графика
=	(4.19)
где ' (штрих) означает, что значения величин взяты при t„.
Перепад температур сетевой воды в нижней ступени подогревателя S2,
при различных температурах наружного воздуха определяют по выражениям:
при /н
5’2=5-£гк;	(4.20)
h-tc
при to
T2
S2=5'2^—,	(4.21)
T2-rf
где th - температура воды, поступающей в систему горячего водоснабже-
ния, °C;
tc - температура водопроводной воды в отопительный период, °C.
Зная 52 и 5*2, находят температуру сетевой воды в обратной магистрали
по повышенному температурному графику:
350
Глава IV
^2п — Т2 ~ 5г, Т2п - Т2 - б'г-	(4-22)
Перепад температур сетевой воды в верхней (второй) ступени подог-
ревателя при to и
=8- 82, 81 = 8-8^.	(4.23)
Температура сетевой воды в подающей магистрали тепловой сети для
повышенного температурного графика:
т1п=т1 + 8Ь T'in = Ti + 8j.	(4.24)
Определив значения температур воды в подающей и обратной магист-
ралях тепловой сети, строят повышенный температурный график (рис. 4.4).
Рис. 4.4. Повышенный температурный график центрального качественного
регулирования для закрытых систем теплоснабжения (пример 4.5)
ПРИМЕР 4.4. Построить для закрытой системы теплоснабжения гра-
фик центрального качественного регулирования отпуска теплоты по отопи-
тельной нагрузке (отопительно-бытовой температурный график). Расчетная
температура наружного воздуха для проектирования отопления /О=-25°С,
воздуха в отапливаемых помещениях (,= 18°С, сетевой воды в подающей и
обратной магистралях при Ti = 150°C, т2 = 70°С. Потребители присоеди-
нены к тепловой сети по зависимым схемам.
Решение. Температуру воды в подающей и обратной магистралях в
течение отопительного периода, т.е. в диапазоне температур наружного воз-
духа +8...-25°С определяем по формулам (4.14), (4.15). Температурный на-
пор нагревательного прибора находят по формуле (4.16), принимая Тэ=95°С.
351
дг = 95 +70 18 = м 5оС
2
Расчетный перепад температур воды в тепловой сети
Дт = 150-70 = 80°С.
Расчетный перепад температур воды в местной системе отопления
0 = 95 - 70 = 25°С.
Задаваясь различными значениями ZH, в пределах от +8°С до -25°С,
определяем Tj и т2- Полученный результаты сводим в табл. 4.4.
Таблица 4.4
Температура сетевой воды в подающем и обратном теплопроводах
т,°С	Температура наружного воздуха, °C							
	8	5	0	-5	-10	-15	-20	-25
	53,5	63,2	78,4	93,2	107,7	122,0	136,1	150
Т2	35,1	39,0	44,9	50,4	55,6	60,6	65,4	70
По полученным значениям строим графики Ti =/(7н) и т2=/(/н) (рис. 4.3).
Для обеспечения требуемой температуры воды в системе горячего во-
доснабжения минимальную температуру сетевой воды в подающей магист-
рали тепловой сети принимаем равной 70°С. Поэтому из точки, соответст-
вующей 70°С на оси ординат, проводим горизонтальную прямую до пере-
сечения с температурной кривой для подающей магистрали. Температура
наружного воздуха, соответствующая точке излома графика, обозначается
/н и равна +2,5°С.
ПРИМЕР 4.5. Построить для закрытой системы теплоснабжения гра-
фик центрального качественного регулирования отпуска теплоты по со-
вмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения (повышенный
температурный график). Температуру воды в тепловой сети при регулиро-
вании по отопительной нагрузке принять из примера 4.4. Водоподогревате-
ли горячего водоснабжения у абонентов присоединены по двухступенчатой
последовательной схеме. Расчетный тепловой поток на отопление
ботах = 200 кВт, горячее водоснабжение £?лт = 50 кВт, балансовый коэффи-
циент 1,2. Температура горячей воды в системе горячего водоснабжения
h = 55°С, холодной воды tc = 5°С.
Решение. Балансовая тепловая нагрузка горячего водоснабжения
&= 1,2-50 = 60 кВт.
Суммарный перепад температур сетевой воды в подогревателях ниж-
ней и верхней ступеней определяем по формуле (4.18)
352
Глава IV
6 = -^(150-70) = 24°C.
200
По вычисленным значениям ti и т2. (см. пример 4.4) строим отопи-
тельно-бытовой температурный график (рис. 4.4), по которому устанавли-
ваем, что /н = +2,5°С, т'1 = 70°С, т'2=42°С. Принимая недогрев водопровод-
ной воды до температуры греющей воды в подогревателе нижней ступени
равным 10°С, находим температуру нагреваемой водопроводной воды по-
сле нижней (первой) ступени подогревателя при t'H
Г = 42- 10 = 32°С.
По формулам (4.20), (4.21) определяем перепад температур сетевой
воды б2 в нижней ступени подогревателя
при
32 -5
5'2=24~-у = 13°С;
при to
70 -5
б2 =13--^~^--22,8°С.
Температуру сетевой воды в обратной магистрали для повышенного
температурного графика находим по формуле (4.22)
при to
т2п = 70 — 22,8 =47,2°С;
при Гн
т2п=42 - 13=29°С.
Строим график т2п =/(Гн) (см. рис. 4.4). По формуле (4.23) находим пе-
репад температур сетевой воды в верхней ступени подогревателя при to и
51=24-22,8 = 1,2°С;
5'1 = 24 - 13 = 11°С.
Температуру сетевой воды в подающей магистрали тепловой сети для
повышенного температурного графика вычисляем по формуле (4.24)
т1п= 150 + 1,2 = 151,2°С;
т'1п = 70 + 11 = 81°С.
Строим график Tin =f (U (рис. 4.4).
4.4.2. Регулирование отпуска теплоты в открытых системах
теплоснабжения
В двухтрубных водяных тепловых сетях открытых систем теплоснаб-
жения центральное качественное регулирование отпуска теплоты, как и в
закрытых системах, осуществляют по нагрузке отопления или по совме-
щенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения.
353
Если тепловая нагрузка жилищно-коммунального сектора составляет
65% и более от суммарной тепловой нагрузки, то регулирование отпуска
теплоты осуществляют по совмещенной нагрузке отопления и горячего
водоснабжения. При меньшей нагрузке на жилищно-коммунальные нужды
и отношении Qhm/Qoma*~< 0,15 - регулирование осуществляют по нагрузке
отопления [4, п. 4.6].
При центральном качественном регулировании отпуска теплоты по
отопительной нагрузке в тепловой сети поддерживается отопительно-
бытовой температурный график. Системы отопления и горячего водоснаб-
жения абонентов присоединяют к тепловым сетям по принципу несвязан-
ной подачи теплоты. В этом случае расход сетевой воды на отопление под-
держивается постоянным при помощи регулятора расхода РР, установлен-
ного перед элеватором системы отопления, и не зависит от переменного
расхода воды на горячее водоснабжение.
Температуру воды в подающей и обратной магистралях при зависи-
мых схемах присоединения систем отопления рассчитывают по формулам
(4.14), (4.15). Минимальная температура сетевой воды в подающей магист-
рали открытых систем теплоснабжения принимается равной 60°С. Для это-
го отопительный график срезается на уровне 60°С; полученный график
температур воды в тепловой сети называется отопительно-бытовым.
При регулировании отпуска теплоты по совмещенной нагрузке ото-
пления и горячего водоснабжения потребители системы отопления и горя-
чего водоснабжения присоединяются к тепловым сетям по принципу свя-
занной подачи теплоты. Для этого регулятор расхода РР устанавливают на
подающем трубопроводе абонентского ввода перед отбором воды на горя-
чее водоснабжение, он поддерживает постоянный расход сетевой воды на
ввод, равный расчетному на отопление, без учета нагрузки на горячее во-
доснабжение.
Водоразбор из подающей линии уменьшает поступление сетевой воды в
систему отопления. Небаланс теплоты на отопление компенсируется некото-
рым повышением температуры воды в подающем трубопроводе по сравне-
нию с отопительным графиком. При этом методе регулирования строитель-
ные конструкции здания используются в качестве аккумулятора теплоты,
выравнивающего неравномерности суточного графика теплопотребления.
Гидравлическая разрегулировка отопительных установок в периоды
большого водоразбора на горячее водоснабжение из подающей линии мо-
жет быть устранена при установке на перемычке элеватора центробежного
насоса, который при этих режимах включается в работу.
При данном методе регулирования в тепловой сети поддерживают
температурный режим по скорректированному (повышенному) темпера-
турному графику, который строится на основе отопительно-бытового.
Расчет скорректированного температурного графика заключается в
определении температуры воды в подающей и обратной магистралях в
Диапазоне температур наружного воздуха от +8°С до при которой тем-
пература воды в обратной магистрали равна 60°С.
354
Глава IV
При температурах наружного воздуха от +8°С до С, когда водоразбор
на горячее водоснабжение осуществляют как из подающей, так и из обрат-
ной линий теплосети, поступление воды в систему отопления меньше рас-
четного расхода. В этом случае для удовлетворения отопительной нагрузки
температура воды в подающем теплопроводе должна быть выше, чем это
требуется по отопительно-бытовому графику. Температура сетевой воды в
подающем Tin и обратном т2п теплопроводах для скорректированного гра-
фика определяют по [9, форм. (IV.87), (IV.88)].
г1„=6+&(Дг+Д/^-0,5е);
Qo
т2п = t, +^(AZ^-O,5e),	(4.25)
Go Qo
где Qo - относительный расход теплоты на отопление, представляющий
отношение теплового потока на отопление при нерасчетных условиях
к максимальному тепловому потоку:
во=-^-=^-,
Qo max
Go - относительный расход сетевой воды, представляющий отношение рас-
хода сетевой воды на отопление при нерасчетных условиях к максималь-
ному расходу воды, Go = Go/Go	_
Относительный расход сетевой воды на отопление Go, в диапазоне
температур наружного воздуха +8°С - когда в систему отопления посту-
пает расход воды меньше расчетного, определяют по [9, форм. (IV.86)]
77 =____________ th-tc
° ! , Р_Й & _Р5
~tc Qo th —tc Q®’1
где P8 = QhJQomax, Qhm = xQhm, X - балансовый коэффициент, для открытых
систем теплоснабжения у -1,1.
При температуре воды в обратной магистрали больше 60°С водоразбор
на горячее водоснабжение осуществляют только из обратной линии тепло-
вой сети, и тогда в местную отопительную систему поступает расчетный
расход сетевой воды Gomax. Это позволяет оставить регулирование отпуска
теплоты в интервале температур наружного воздуха Z„ - to по отопительно-
бытовому температурному графику.
ПРИМЕР 4.6. Построить для открытой системы теплоснабжения гра-
фик центрального качественного регулирования отпуска теплоты по со-
вмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения (скорректиро-
355
ванный температурный график). Для типового абонента бйт/ботах=0,25;
балансовый коэффициент /= 1,1. Расчетные расходы теплоты иа отопление
ботах = 200 МВт, горячее водоснабжение 6а« = 50 МВт. Температура горя-
чей воды в системе горячего водоснабжения /д = 60°С, холодной воды
Гс = 5°С, расчетная температура наружного воздуха для проектирования
отопления to--25°С, температура воздуха в отапливаемых помещениях
ti -18°С, расчетная температура сетевой воды в подающей и обратной ма-
гистралях при t0: Т! = 150°С, т2. = 70°С. Местные системы отопления при-
соединены к тепловым сетям по зависимым схемам.
Решение. Вначале строим графики Т!=/(гн), т2=/(^н) при регулирова-
нии отпуска теплоты по отопительной нагрузке (см. пример 4.4). Только в
связи с непосредственным водоразбором на горячее водоснабжение (от-
крытая система), отопительно-бытовой график имеет срезку не на 70°С, а
на 60°С (рис. 4.5). Как видно из рис. 4.5 т2 = 60°С при /н=-15°С. Следова-
тельно, в интервале температур наружного воздуха -15...-25°С, когда т2 >
60°С и водоразбор на горячее водоснабжение осуществляется только из
обратного трубопровода относительный расход сетевой воды на отопление
Co = Go/Gomax= 1, и регулирование отпуска теплоты соответствует отопи-
тельному графику.
Рис. 4.5. Скорректированный температурный график центрального
качественного регулирования для открытых систем теплоснабжения
(пример 4.6)
В интервале температур наружного воздуха от +8°С до -15°С регули-
рование отпуска теплоты осуществляется по скорректированному темпера-
356
Глава IV
турному графику, при этом относительный расход сетевой воды на отопле-
ние определяется по формуле (4.26), где
р8 =1,1• 50/200=0,275; 0 = 95 - 70 = 25°С;
д< = 95 * 70-18 = 64,5°С; а=-Д- = ^Ь_.
2	Qo max h to
Найдем значения Qo и Go для ?Н-+8°С:
Q -	23’
18 + 25	’ ’
1-0,5-0,275-^-
' —	Оу — 5	_ л
60-18 0,275	64,5 0,275 ~	’
60-5 ’ 0,23 60-5 0,230,2
Аналогично определяем относительные расходы теплоты Qo и Go на
отопление при температурах наружного воздуха от +8°С до -15°С. Данные
расчетов заносят в табл. 4.5.
Таблица 4.5
Данные для построения скорректированного температурного графика
Показатель	Температура наружного воздуха, °C					
	+8	+5	0	-5	-10	-15
Qo	0,23	0,30	0,42	0,53	0,65	0,77
Go	0,63	0,73	0,84	0,91	0,97	1,00
^1п	62,5	70,2	84,0	95,8	108,8	122,0
т2п	33,3	37,4	44,0	49,4	55,1	60,0
Температуру воды в подающей и обратной магистралях находим по
формулам (4.25) для ГН-+8°С:
Tin= 18 + —-—
0,63
80+64,5
0,23°’2
0,5-25 = 62,5°С
г2п = 18 +
0,23 f 0,63
--- 64,5---т—- -
0,630,23°’2
0,5-25 =33,3°С,
где Дг - tj - т2 = 150 - 70 = 80°С, 0=тэ - т2 = 95 - 70 = 25°С.
Аналогично рассчитываем tin и т2п при t„=+5, 0, -5, -10, -15°С. Полу-
ченные значения заносим в табл. 4.5 и строим график температур воды в
подающей и обратной магистралях (см. рис. 4.5).
357
4.5.	Определение расчетных расходов теплоносителя
в тепловых сетях
4.5.1.	Закрытые системы теплоснабжения
При качественном регулировании отпуска теплоты расчетные расходы
сетевой воды на отопление и вентиляцию, т/ч, согласно [4] определяются
по следующим формулам:
з,б<2ОП1ах
ботах = -7----Г,	(4.27)
С(Т1-Т2)
3,60vniax
vmax=-7------Г,	(428)
С(Т1-Т2)
где ть Тг - расчетные температуры сетевой воды соответственно в подаю-
щем и обратном теплопроводах при /о, °C;
Somax, max - соответственно максимальные тепловые потоки на ото-
пление и вентиляцию при to, кВт;
с - удельная теплоемкость воды, кДж/(кг- °C).
Расчетные расходы сетевой воды на горячее водоснабжение, т/ч, зависят
от схемы присоединения водоподогревателей и определяются по [4, п. 5.1]:
а) при параллельной схеме присоединения водоподогревателей:
•	среднечасовой
•	максимальный
(430)
б) при двухступенчатых схемах присоединения водоподогревателей:
• среднечасовой
•	максимальный
С	_ 3,6* 0,55Sftmax	(л
4J*max“ ~7~, 7Т ,
С(Т1-Т2)
где т'ь т2 — температура воды в подающем и обратном теплопроводах в
точке излома графика температур воды, °C; т'3 - температура воды по-
сле параллельно включенного водоподогревателя при t„, рекомендует-
ся принимать т'3-ЗО°С.
Суммарный расчетный расход сетевой воды, т/ч, в двухтрубных теп-
ловых сетях при качественном регулировании по отопительной нагрузке
6j Go щах 6V max ^3' hm>
(4-33)
358
Глава IV
где Кз - коэффициент, учитывающий долю среднего расхода воды на го-
рячее водоснабжение, принимается в зависимости от мощности систе-
мы теплоснабжения (для систем с тепловым потоком > 100 МВт
/<з=1,0; для систем с HQ< 100 МВт при отсутствии баков-аккумуля-
торов /<з=1,2; при наличии баков-аккумуляторов = 1,0).
Для потребителей при Qhm^lQom^> 1 при отсутствии баков-аккумуля-
торов, а также с тепловым потоком 10 МВт и менее, суммарный расчетный
расход воды определяется по [4, п. 5.3]
G(l~~ ^omax + max + ^ftmax*	(4.34)
При центральном качественном регулировании отпуска теплоты по
совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения расчетный
расход сетевой воды в двухтрубных тепловых сетях определяется как сум-
ма расходов воды на отопление и вентиляцию без учета нагрузки горячего
водоснабжения (К3 = 0)
Gd = Go max + Gv max-	(4.35)
Расчетный расход воды, т/ч, в неотопительный период определяют по
формуле
Райтах,	(4-36)
где болтах - максимальный расход сетевой воды на горячее водоснабже-
ние, при всех схемах присоединения водоподогревателей горячего во-
доснабжения, определяемый по формуле (4.30), где тепловую нагрузку
на горячее водоснабжение согласно [4, форм. 8] определяют с учетом
повышения температуры холодной воды до 15 °C;
р - коэффициент, учитывающий изменение расхода воды на горячее
водоснабжение в неотопительный период по отношению к отопитель-
ному, принимаемый для жилищно-коммунального сектора равным 0,8
(для курортных и южных городов р= 1,5, для промышленных пред-
приятий р = 1,0).
4.5.2.	Открытые системы теплоснабжения
Расчетные расходы сетевой воды, т/ч, на отопление и вентиляцию оп-
ределяют по формулам (4.27) и (4.28), на горячее водоснабжение - по сле-
дующим выражениям:
• среднечасовой
• максимальный
I _ 3,6 блт .
1й« z.	. \ ’
_ 3,6 • (2йгпах
max z.	. \ •
^-(Oi $с)
(4.37)
(4.38)
Суммарный расчетный расход сетевой воды, т/ч, в двухтрубных теп-
ловых сетях при качественном регулировании отпуска теплоты по отопи-
359
тельной нагрузке определяется по формуле (4.33), где коэффициент К3
принимается равным:
•	для систем с тепловым потоком > 100 МВт Ку = 0,6; для систем с
££<100 МВтЛ’з = 0,8;
•	для потребителей с 0,max/£?omax > 1 при отсутствии баков-аккумуля-
торов, а также с тепловым потоком 10 МВт и менее, суммарный расчетный
расход воды определяют по формуле (4.34).
При центральном качественном регулировании отпуска теплоты по
совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения расчетный
расход воды в двухтрубных сетях определяется без учета нагрузки на горя-
чее водоснабжение по формуле (4.35).
В неотопительный период расчетные расходы воды в подающем и об-
ратном теплопроводах не одинаковы. Расход сетевой воды в подающем
трубопроводе определяют по формуле
(4.39)
при этом максимальный расход воды на горячее водоснабжение Gih max на-
ходят по формуле (4.38) при температуре холодной воды в летний период,
т.е. 15°С.
Расход сетевой воды в обратном трубопроводе принимают в размере
10% от расчетного расхода воды в подающем трубопроводе.
4.6.	Выбор конструкции тепловой сети и разработка
монтажной схемы
Проектирование тепловых сетей начинается с выбора трассы и способа
их прокладки. В городах и других населенных пунктах трасса должна пре-
дусматриваться в отведенных для инженерных сетей технических полосах,
параллельно красным линиям улиц, дорог и проездов, вне проезжей части и
полосы зеленых насаждений, а внутри микрорайонов и кварталов - вне
проезжей части дорог. При выборе трассы теплопроводов необходимо учи-
тывать экономичность и надежность работы тепловых сетей. Наиболее
экономичной является тупиковая схема.
Выбор прокладки теплопроводов - надземный или подземный - реша-
ется с учетом местных условий и технико-экономических обоснований. В
жилых районах из архитектурных соображений обычно применяется под-
земная прокладка тепловых сетей. Эксплуатация тепловых сетей показала,
что надземные теплопроводы долговечнее и более ремонтнопригодны по
сравнению с подземными. Поэтому желательно изыскивать возможность
хотя бы частичного применения в городах надземных теплопроводов на
низких отдельно стоящих опорах, в первую очередь, на окраинах городов, в
промышленных зонах, в районах, не подлежащих застройке.
С целью повышения надежности работы теплосетей целесообразно уст-
раивать резервирование подачи теплоты потребителям за счет совместной
360
Глава IV
работы нескольких источников теплоты, а также устройства блокировочных
перемычек между магистралями тепловых сетей при подземной прокладке.
Резервная подача теплоты, принимаемая для пропуска 50-90% аварийно-
го расхода воды [4, п. 3.1, табл. 1], осуществляется в зависимости от расчетной
температуры наружного воздуха для отопления и диаметров трубопроводов.
Диаметр перемычки резервирования принимается равным меньшему
диаметру участка магистралей, к которым он присоединяется.
При выборе трассы тепловых сетей необходимо выдерживать норма-
тивные расстояния от их строительных конструкций до зданий, сооруже-
ний и инженерных коммуникаций [4, прил. 6, 7].
Особенно строго должны выдерживаться нормативы при пересечении
с газопроводами и электрическими сетями. Подробные указания по выбору
трассы на территории населенных пунктов и промышленных предприятий
приведены в [4, п. 6.1-6.19], [1 с. 210—262]. Допускается пересечение рас-
пределительными теплопроводами диаметром до 300 мм жилых и общест-
венных зданий при условии прокладки труб в технических коридорах с
устройством дренирующего колодца в нижней точке на выходе из здания.
При выборе трассы предусматривается один ввод тепловых сетей в
каждый квартал. В отдельных случаях в крупные кварталы устраивают по
два ввода. Допускается подключать рядом расположенные кварталы из од-
ной тепловой камеры.
В курсовом проекте необходимо применять унифицированные типо-
вые конструкции сборных железобетонных каналов, размеры которых за-
висят от диаметров теплопроводов (табл. 4.6).
Выбор труб и арматуры при проектировании осуществляют по рабо-
чему давлению и температуре теплоносителя. Для тепловых сетей реко-
мендуется применять электросварные стальные прямошовные трубы или со
спиральным швом:
•	для Dv до 400 мм трубы по ГОСТ 10705-91, ГОСТ 8732-78 сталь мар-
ки 10,20; по ГОСТ 10704-91 сталь В ст 3 сп 5;
•	для Dv 500-?800 мм - по ГОСТ 20295-85 сталь марки 17Г1С. Соеди-
няют трубы с помощью сварки.
Основным видом запорной арматуры являются стальные задвижки с
ручным приводом при диаметре до 500 мм и электрическим при диаметре
более 500 мм. В последнее время расширяется применение шаровых кранов
и затворов.
Надежность и экономичность теплоснабжения повышается при ис-
пользовании предизолированных труб. Подземные бесканальные предизо-
лированные трубопроводы являются механической конструкцией, состоя-
щей из стальной трубы, пенополиуретановой теплоизоляции и наружной
полиэтиленовой трубы-оболочки, которые жестко связаны друг с другом и
вместе с окружающим теплопровод грунтом образуют единую систему.
При использовании предизолированных труб вместо задвижек применя-
ются запорные клапаны, что позволяет заменить традиционные железобетон-
ные дорогостоящие теплофикационные камеры на сборные клапанные камеры.
Таблица 4.6
Основные типы сборных железобетонных каналов для тепловых сетей серии 3.006-2
Ру, мм	Марка канала	Размеры канала, мм		Расстояния, мм		
		внутренние	наружные	от стенки канала до изоляции	между изоляционными поверхностями	от изоляции до дна канала
50	КЛ 60-45	600x450	850x630	70	100	100
80	КЛ 90-60	900x600	1150x780	70	100	100
100	КЛ 90-60	900x600	1150x780	80	140	150
150	КЛ 90-60	900x600	1150x780	80	140	150
200	КЛ 120-60	1200x600	1450x780	80	140	150
250	КЛС150-90	1500x900	1740x1070	80	140	150
300	КЛС150-90	1500x900	1740x1070	100	160	150
400	КЛС 210-120	2100x1200	2380x1470	100	200	180
500	КЛс 210-120	2100x1200	2380x1470	НО	200	180
600	КЛС 210-120	2100x1200	2380x1470	110	200	180
700	КЛС 210-120	2100x1200	2380x1470	110	200	180
700	ТЛ 240-180	2400x1800	2780x2140	ПО	200	180
800	ТЛ 240-180	2400x1800	2780x2140	120	250	200
1000	ТЛ 300-180	3000x1800	3380x2180	120	250	300
Примечание. Расстояние от перекрытия канала до изоляции следует принимать:
для труб Dy= 25 - 250 мм не менее 50 мм,
Dy=200 - 400 мм не менее 70 мм,
Ру = 500 мм и более - 100 мм.
362
Глава IV
Монтажная схема разрабатывается после выбора трассы, способа про-
кладки тепловых сетей и предварительного гидравлического расчета, по
которому определяют диаметры теплопроводов.
Монтажная схема вычерчивается в две линии, причем подающий теп-
лопровод располагается с правой стороны по ходу движения теплоносителя
от источника теплоты. В местах ответвлений к кварталам или зданиям пре-
дусматривают тепловые камеры.
Составление монтажной схемы заключается в расстановке на трассе те-
пловых сетей неподвижных опор, компенсаторов и запорно-регулирующей
арматуры. На участках между узловыми камерами, т.е. камерами в узлах от-
ветвлений, размещают неподвижные опоры, расстояние между которыми
зависит от диаметра теплопровода, типа компенсатора и способа прокладки
тепловых сетей (табл. 4.7). В каждой узловой камере устанавливают непод-
вижную опору. На участке между двумя неподвижными опорами предусмат-
ривают компенсатор [4, п. 7.30-7.35]. Повороты трассы теплосети под углом
90—130° используют для самокомпенсации температурных удлинений, а в
местах поворотов под углом более 130° устанавливают неподвижные опоры.
Основные технические характеристики двухсильфонных СКУ с повы-
шенной компенсирующей способностью приведены в таблице 4.8.
Таблица 4. 7
Расстояние между неподвижными опорами, м
Диаметр тепло- провода Dy, мм	Прокладка		
	сальниковые компенсаторы		П-образные компенсаторы
	канальная	бесканальная	
100	70	—	80
125	70	25	90
150	80	30	100
175	80	35	100
200	80	50	120
250	100	60	120
300	100	70	120
350	120	70	140
400	140	70	160
450	140	70	160
500	140	80	180
600	160	80	200
700	160	80	200
800	160	100	200
900	160	100	200
1000	160	120	200
1200	160	120	200
Примечания. Расстояние между неподвижными опорами при П-образных компен-
саторах принимаются: для труб Dv - 50 мм - 50 м, Dv = 70 мм - 55 м, Dv=80 мм - 65 м.
Таблица 4.8
Основные технические характеристики двухсильфонных СКУ с повышенной компенсирующей способностью
Условное обозначение СКУ	Условное давление, Ру, МПа (кгс/см2)	Условный диаметр, Dy, мм	Амплитуда осевого хода, ±Х, мм	Коэффициент местного сопро- тивления, С,	Жесткость осевого хода, Q, кгс/см	Эффективная площадь, З'эф, см
2СКУ-16-50-140	« 1,6(16)	50	70	0,350	146	68
2СКУ-16-65-140		65	70	0,350	146	68
2СКУ-16-80-140		80	70	0,300	202	89
2СКУ-16-100-160		100	80	0,260	268	133
2СКУ-16-125-180		125	90	0,220	103	190
2СКУ-16-150-200		150	100	0,200	109	279
2СКУ-16-200-280		200	140	0,115	1'77	452
2СКУ-16-250-320		250	160	0,103	130	680
2СКУ-16-300-360		300	180	0,087	119	960
2СКУ-16-350-360		350	180	0,129	160	1269
2СКУ-16-400-380		400	190	0,113	217	1575
2СКУ-16-500-400		500	200	0,093	270	2444
2СКУ-16-600-400		600	200	0,080	276	3419
2СКУ-16-700-420		700	210	0,060	318	4363
2СКУ-16-800-420		800	210	0,057	280	5745
2СКУ-16-900-420		900	210	0,045	350	7182
2СКУ-16-1000-440		1000	220	0,040	357	8638
Примечание: 2СКУ-16-50-140
компенсирующая способность, мм
условный диаметр, мм
условное давление, кгс/см2
двухсильфонное компенсирующее устройство
363
364
Глава IV
При бесканальной прокладке теплопроводов участки теплосети в мес-
тах поворотов прокладывают в каналах, тип и размеры которых принимают
по табл. 4.6. В каналах необходимо прокладывать также участки теплопро-
водов, примыкающие к П-образным компенсаторам, сами компенсаторы, а
также участки входов теплопроводов в камеры и выходов. Эти участки ка-
налов принимают длиной 1,5-2 м.
Тип неподвижных опор, их конструкция и размеры приведены в [1, с.
26-29].
Камеры тепловых сетей могут выполняться из сборных бетонных и
железобетонных элементов или монолитными. Их габаритные размеры
определяют из условия удобства и безопасности обслуживания и обеспече-
ния нормативных расстояний между строительными конструкциями и обо-
рудованием [4, прил. 7, табл. 3].
В курсовом проекте необходимо выполнить рабочие чертежи оборудо-
вания одной из тепловых камер.
Неподвижную опору располагают на теплопроводах большего диамет-
ра. Для спуска в камеру и выхода из нее предусматривают не менее двух
люков, металлические лестницы или скобы. При площади камеры по внут-
реннему обмеру более 6 м2 устанавливается четыре люка. Дно устраивается
с уклоном 0,002 в сторону приямка для сбора и удаления воды. На всех
ответвлениях теплопроводов в камере устанавливают отключающую арма-
туру. Переход на другой диаметр труб осуществляют в пределах камеры.
Минимальная высота камеры принимается 2 м.
С целью уменьшения высоты камеры и заглубления тепловых сетей за-
движки могут устанавливаться под углом 45° или горизонтально. В местах
установки секционирующих задвижек со стороны источника теплоты уст-
раивается перемычка между подающим и обратным теплопроводами диа-
метром, равным 0,3 диаметра теплопровода. На перемычке устанавливаются
две задвижки, а между ними - спускной контрольный вентиль d- 25 мм.
Допускается увеличивать расстояние между секционирующими за-
движками до 1500 м на трубопроводах d=400-500 мм при условии за-
полнения секционированного участка водой или спуска ее в течение 4 ч,
для трубопроводов d > 600 мм - до 3000 м при условии заполнения уча-
стка водой или спуска воды в течение 5 ч, а для надземной прокладки
d > 900 мм —до 5000 м.
При установке задвижек большого диаметра с электроприводом неза-
висимо от способа прокладки тепловых сетей вместо тепловых камер могут
устраиваться надземные павильоны.
В камерах на ответвлениях к отдельным зданиям при диаметре ответв-
лений до 50 мм и длине до 30 м запорную арматуру допускается не уста-
навливать. При этом должна предусматриваться запорная арматура, обес-
печивающая отключение группы зданий с суммарной тепловой нагрузкой
до 0,6 МВт.
365
Тепловая камера должна быть изображена в плане и в двух разрезах. В
случаях, когда конструкция и расположение оборудования в камере ясны
из плана и одного разреза, второй можно не выполнять.
4.7.	Гидравлический расчет водяных тепловых сетей
В задачу гидравлического расчета входит определение диаметров те-
плопроводов, давления в различных точках сети и потерь давления на
участках.
Последние складываются из потерь давления на трение по длине тру-
бопровода (линейные потери) и в местных сопротивлениях:
ДР—ДРЛ + АРи.
Потери давления на трение (линейные), Па, определяются по формуле:
1 п2
Д^л=“Р-^=ЛЛ
а 2
где X - коэффициент трения;
d- длина и внутренний диаметр участка трубопровода, м;
и - скорость движения теплоносителя, м/с;
р - плотность теплоносителя, кг/м3;
R — удельное падение давления в трубопроводе, Па/м.
Удельные потери давления на трение должны определяться на осно-
вании технико-экономических расчетов. В курсовом проекте, когда рас-
полагаемый перепад давления в тепловой сети не задан, удельные потери
давления в магистральных теплопроводах следует принимать в пределах
30-80 Па/м, для ответвлений - по располагаемому давлению.
При заданном перепаде давления по всей сети ДР, средние удельные
потери давления определяют по формуле

где ai = £e/^ - отношение эквивалентной и фактической длин участка, оп-
ределяющее долю потерь давления в местных сопротивлениях от
линейных потерь, принимается по [4, приложение 5], [10, табл. 7.3].
Потери давления в местных сопротивлениях определяются по формуле:
2
A D
А^м Z 2 Р’
где - суммарный коэффициент местных сопротивлений на участке
трубопровода.
Значения коэффициентов местных сопротивлений приведены в [2,
табл. 4,15], [10, табл. 7.1].
366
Глава IV
Потери давления в местных сопротивлениях можно заменить эквива-
лентными гидравлическими сопротивлениями по длине, т.е. на такую дли-
ну прямолинейного трубопровода £е, линейные потери давления в котором
численно равны потерям давления в местных сопротивлениях
тогда
АЛ =——pZL = R£e;
М	J Л I С	С ’
а 2
потери давления на участке
Значения эквивалентных длин местных сопротивлений приведены в
[10, табл. 7.2], [9, прилож. 17], [11, прилож. 15].
При определении потерь давления (напора) на участках тепловой сети
по сумме коэффициентов местных сопротивлений потери напора нахо-
дят как
АЯ=АЯЛ + ДЯМ,
. „ АРЛ R£
где А//„ — ——=------линейные потери напора на участке, м.
Pg Pg
Потери напора в местных сопротивлениях А//м определяют по номо-
грамме [2, рис. 4.34] в зависимости от ££ и и.
Гидравлический расчет закрытой системы теплоснабжения выполня-
ется для подающего теплопровода, принимая диаметр обратного теплопро-
вода и падение давления в нем такими же, как и в подающем.
Гидравлический расчет водяных тепловых сетей производят для зим-
него, летнего режимов, а также для аварийного режима в зимний период.
Гидравлический расчет открытой системы теплоснабжения для зимне-
го периода выполняют для двух режимов:
1)	при отсутствии водоразбора на горячее водоснабжение, когда рас-
четные расходы теплоносителя, а следовательно, и потери давления в по-
дающем и обратном теплопроводах будут равными (расчет производят
только для подающего теплопровода);
2)	при максимальном водоразборе на горячее водоснабжение из обрат-
ного теплопровода (расчет выполняют для подающего и обратного тепло-
проводов).
Гидравлический расчет производят в следующей последовательности:
-	выбирают на трассе тепловых сетей расчетную магистраль, как пра-
вило, наиболее протяженную и загруженную, соединяющую источник теп-
лоты с дальними потребителями;
—	разбивают тепловую сеть на расчетные участки, определяют соглас-
но разделу 4.5 расчетные расходы теплоносителя Gd и измеряют по генпла-
ну длину участков;
367
-	задавшись удельными потерями давлений на трение R (30-80 Па/м),
исходя из расходов теплоносителя на участках, по таблицам или номо-
граммам [2, номограммы 4.27^-4.33], [9, рис. VI.2], [10, рис. 7.2], [11, рис. П
15.4], составленным для труб с коэффициентом эквивалентной шерохова-
тости /fe = 0,5 мм, находят диаметр теплопровода, действительные удель-
ные потери давления на трение и скорость движения теплоносителя, кото-
рая должна быть не более 3,5 м/с;
-	определив диаметры расчетных участков тепловой сети, разрабаты-
вают монтажную схему теплопроводов, размещая по трассе запорную ар-
матуру, неподвижные опоры, компенсаторы (см. раздел 4.6);
-	по монтажной схеме устанавливают местные сопротивления на рас-
четных участках и по [9, прил. 17] находят эквивалентную длину мест-
ных сопротивлений или сумму коэффициентов местных сопротивлений
[1, с. 136, табл. 9.8], [2, табл. 4.15], [11, табл. П 15.1];
-	приведенную длину V расчетного участка тепловой сети определяют
как сумму Г = ^ + £е;
-	потери давления на расчетных участках тепловой сети находят как
ДР=Я-Г;
-	потери напора на участках, м:
ДЯ=—;
Pg
-	вычисляют суммарные потери напора в подающем теплопроводе
расчетной магистрали;
-	ответвления и другие магистрали рассчитывают по располагаемому
перепаду давлений в точке присоединения ответвлений к расчетной маги-
страли. При этом невязка между потерями давления в ответвлениях и рас-
полагаемым давлением не должна превышать 10%. Когда невозможно
уравнять потери давления в рассчитываемых магистралях за счет измене-
ния диаметров трубопроводов, избыточное давление гасится на абонент-
ских вводах диафрагмами.
Гидравлический расчет теплопроводов для летнего периода сводится к
определению потерь давления на расчетных участках сети при известных
диаметрах теплопроводов по летним расчетным расходам теплоносителя.
При этом для закрытых систем теплоснабжения из-за одинакового расхода
сетевой воды в подающем и обратном теплопроводах гидравлический рас-
чет выполняют только для подающей линии теплосети. Для открытых сис-
тем при различных расходах теплоносителя в подающей и обратной маги-
стралях тепловой сети гидравлический расчет производят отдельно для
каждого теплопровода.
ПРИМЕР 4.7. Произвести гидравлический расчет магистральных теп-
лопроводов двухтрубной водяной тепловой сети закрытой системы тепло-
снабжения с сальниковыми компенсаторами. Расчетная схема приведена на
рис. 4.6.
368
Глава IV
Рис. 4.6. Расчетная схема тепловой сети (закрытая система теплоснабжения)
в числителе - расчетный расход воды, т/ч, (пример 4.7), в скобках - расход воды
для летнего режима (пример 4.8); в знаменателе - длина участка, м
Решение. Расчет производим для зимнего режима. Расходы сетевой
воды на отопление и вентиляцию каждого квартала находят по формулам
(4.27), (4.28), на горячее водоснабжение - в зависимости от схемы присое-
динения водоподогревателей по формулам (4.29)ч~(4.32). Зная расходы се-
тевой воды отдельными кварталами, определяют суммарные расчетные
расходы воды Gd на участках тепловой сети по формуле (4.33) или (4.35) в
зависимости от способа центрального регулирования отпуска теплоты.
По расчетным расходам сетевой воды Gd и нормируемым потерям дав-
ления 7? = 30-5-80 Па/м по номограммам [2, рис. 4.27-5-4.33], [9, рис. VI.2],
[11, рис. П 15-4] находят диаметры труб, действительные значения удель-
ных потерь давления R и скорости движения теплоносителя и. Значения
найденных d, R и и заносят в табл. 4.9.
После установления диаметров теплопроводов производится разра-
ботка монтажной схемы с расстановкой всех компенсаторов, секциони-
рующих задвижек, запорной арматуры, камер, неподвижных опор
(рис. 4.7). Подающий теплопровод располагается с правой стороны, по ходу
движения теплоносителя. Естественные повороты теплосети на 90-130°
используются для самоконпенсации температурных удлинений теплопро-
водов (УП 1).
Гидравлический расчет водяной тепловой сети (зимний режим)
Таблица 4.9
№ участка	Gd, т/ч	Dy, мм	dexs, ММ /	R, Па/м	и, м/с	Л м	М	£' = £ + 2е, м	ДР=Я£', Па	ДЯ=ДР/pg, м	Едя, м
1 1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	И	12
Основная магистраль											
1	175	250	273x8	42	0,95	320	36,62	356,62	14978,04	1,50	1,50
2	300	300	325x8	47	1,15	300	41,71	341,71	16060,4	1,61	3,11
3	450	350	377x9	48	1,8	700	78,88	778,88	37386,2	3,74	6,85
4	940	450	478x7	54	1,6	280	46,70	326,70	17641,8	1,76	8,61
Ответвление от магистрали Ярясп=ЕДЯ1_3 - 6,85 м											
5	200	250	273x8	56	1,1	320	36,62	356,62	19970,7	2,0	2,0
6	350	300	325x8	64	1,35	300	41,71	341,71	21869,4	2,2	4,2
7	490	350	377x9	59	1,4	300	52,90	352,90	20803,4	2,1	6,3
Янев =	WO = 8,0% < 10% 0^85											
Резервная перемычка											
П	225	300	325x8	25	0,85	300	69,45	369,45	9236,25	0,92	
369
Т10478х7
Т20478х7
Т 10377x9
Т20377х9
Источник
теплоты
Т20273х8
Рис.4.7. Монтажная схема теплопровода (пример 4.7)
370	Глава IV
371
Для создания резервирования подачи воды потребителям между УТ 12
и УТ 6 предусматривается перемычка, а в камерах УТ 2 и УТ 5 - задвижки
на магистрали. Диаметр перемычки резервирования принимается равным
меньшему диаметру участка магистралей, к которым он подсоединяется
(Dv 300 мм).
Значения эквивалентных длин местных сопротивлений на участках се-
ти принимают по [9, прилож. 17], [11, прилож. 15]:
участок 1 (tZ 250 мм): >, 4 Э, 1; 4 = 1,1 + 4-3,33 + 22,2 = 36,62 м;
участок2 (d300 мм): о, 3 Э, 2±, £е = 1,4 + 3-4,17 + 2-13,9 = 41,71 м;
участок 3 (d350 мм): о, х, 6 Э, L, х, 2_1_, £е-
= 1,68 + 4,3 + 6 - 5 + 5 + 4,3 + 2 • 6,8 = 78,88 м;
участок4 (d450 мм): 2 Э, X, ^е=2-11,7 + 23,3 = 46,7 м.
Значения £е заносим в графу 8 табл. 4.9. Аналогично находят эквива-
лентные длины местных сопротивлений на участках 5, 6, 7.
Определив £е находят приведенную длину расчетного участка £' = £ +
£е (графа 9) и потери давления ДР=/?4 (графа 10). Потери напора на участ-
ке и суммарные потери напора в магистрали заносят в графы 11 и 12.
Ответвление от основной магистрали (участки 5-6-7) рассчитывают
на располагаемый напор //рас = £Д//1з = 6,85 м, при этом невязка между
потерями напора на этих участках и располагаемым напором не должна
превышать 10%.
Резервная перемычка. Предположим, что авария произошла на уча-
стке 3. Для этого данный участок изолируется, закрывают задвижки в УТ 2
и УТ 5, и сетевая вода к потребителям кварталов 7=12 поступает через ре-
зервную перемычку, для чего открывают задвижки в УТ 12 и УТ 6. Соглас-
но [4, п. 3.1] резервная подача теплоты предусматривается в зависимости
от расчетной температуры наружного воздуха и диаметров теплопроводов.
Предположим, что для нашего случая резервная подача теплоты составляет
50%. Тогда расход воды через перемычку составит
^-0,5=450-0,5 = 225 т/ч.
При этом скорость воды не должна превышать 3,5 м/с.
Эквивалентная длина местных сопротивлений на перемычке:
4 = 20,8 + 4,27 + 3 - 4,17 + 4,27 + 27,8 = 69,45.
Расчет потерь давления на перемычке сводят в табл. 4.9.
ПРИМЕР 4.8. Определить потери давления в водяной тепловой сети
закрытой системы теплоснабжения, представленной на рис. 4.6, для летнего
режима. Диаметры теплопроводов принять из гидравлического расчета во-
дяной тепловой сети для зимнего режима (см. пример 4.7).
Решение. Вначале определяют максимальные тепловые нагрузки на
горячее водоснабжение каждого квартала Qhxmx-^-AQhm с учетом формулы
(8) [4], затем по формуле (4.36) находят расходы сетевой воды Gj, т/ч, ко-
372
Глава IV
торые для летнего режима при всех схемах присоединения водоподогрева-
телей горячего водоснабжения определяют как для параллельной схемы по
формуле (4.30).
Составляют расчетную схему тепловой сети (рис. 4.6), где расчетные
расходы воды для летнего режима показаны в скобках.
Потери напора на участках сети АН5, м, определяют по выражению
А//5 = А//
где АН - потери напора на участке в зимний период, м (табл. 4.9, графа 11);
Gd~ расход воды на участке для зимнего режима, т/ч (табл. 4.9, графа 2).
Гидравлический расчет сводим в таблицу 4.10.
Таблица 4.10
Гидравлический расчет водяной тепловой сети (летний режим)
№ участка	(?л т/ч	АН, м	6^,т/ч	А//5, м	ХА/Г,м
1	2	3	4	5	6
1	175	1,50	85	0,35	0,35
2	300	1,61	146	0,38	0,73
3	450	3,74	219	0,89	1,62
4	940	1,76	458	0,42	2,04
Ответвление					
5	200	Г 2,0	97	0,47	0,47
6	350	1	2,2	170	0,52	0,99
7	490	2,1	239	0,50	1,49
Расчетные потери напора в сети в летний период £АН=2,04 м.
Гидравлический расчет водяной тепловой сети для летнего режима
можно выполнить обычным способом, как и для зимнего режима, при лет-
них расчетных расходах воды на участках и известных диаметрах тепло-
проводов, определенных для зимнего режима. В таблице 4.10а приведен
гидравлический расчет для участков 4 и 3.
Таблица 4.10а
Гидравлический расчет участков №4 и №3 для летнего периода
№ уч-ка	Gd, т/ч	мм	de*s, мм	R, Па/м	V, м/с	Л м	Р м	м	APf = 7?f', Па	А//5, м
4	458	450	478x7	13	0,8	280	46,7	326,7	4247,1	0,42
3	219	350	377x9	11,5	0,62	700	78,88	778,88	8957,12	0,89
373
ПРИМЕР 4.9. Произвести гидравлический расчет водяной тепловой
сети открытой системы теплоснабжения при максимальном водоразборе на
горячее водоснабжение из обратного теплопровода. Регулирование отпуска
теплоты осуществляется по совмещенной нагрузке отопления и горячего
водоснабжения. Расчетная схема теплосети показана на рис. 4.8.
Решение. При максимальном водоразборе на горячее водоснабжение
из обратного трубопровода расходы воды в подающем Gdn и обратном
теплопроводах будут различными, поэтому гидравлический расчет ведут
отдельно для каждого трубопровода, причем диаметр обратного теплопро-
вода принимают таким же, как и для подающего трубопровода.
Расходы сетевой воды на отопление и вентиляцию каждого квартала
определяют по формулам (4.27) и (4.28), на горячее водоснабжение - по
(4.38). Расходы воды в подающем и обратном трубопроводах каждого
квартала находят по выражениям:
Gdn “ Gomax. Gv птах» Grfo Gih max*
Определив расходы воды по кварталам, составляют расчетную схему
тепловой сети и находят расходы воды по участкам сети:
учаСТОК 1. Gdn — E(Goraax 6rv птах) КВ. 9 И 12,
Grfo Gdn S байтах кв. 9 И 12,
УЧаСТОК 2. G^n— Gdn уч.I S(ботах 6vraax) KB. 8 И 1 1,
Gdo=Gdn ~ SGlAmax KB. 8, 9, 1 1 И 12,
314;	Глава IV
учаСТОК 3. Gdn —Gdf] уЧ 2 + S(6romax + ^vmax) KB* 7 И 10,
Gdo — Gdn max KB. 7— 12,
участок 4. Gdn Gdn y4 3 + Gdn уч.7,
Gfo-Gfa EG'lAmaxKB. 1 12.
Аналогично определяют расходы воды по остальным расчетным уча-
сткам сети.
Исходя из расчетного расхода теплоносителя и нормируемого удель-
ного падения давления R=30=80 Па/м, определяют по номограммам [2, рис.
4.27=4.33], [9, рис. VI.2], [11, рис. П 15-4] диаметр подающего теплопровода,
действительное значение удельных потерь давления R, скорости движения
теплоносителя и, принимая диаметр обратного трубопровода таким же.
Потери давления и скорость движения теплоносителя в обратном тру-
бопроводе находят по тем же номограммам, исходя из расхода воды Gdo и
принятого диаметра трубопровода.
Зная диаметры участков теплопроводов, разрабатывают монтажную
схему тепловой сети: устанавливают неподвижные опоры, компенсаторы,
запорную арматуру, секционирующие задвижки (рис. 4.7).
Значения эквивалентных длин местных сопротивлений на участках се-
ти te принимают по [9, прилож. 17], [11, прилож. 15]:
-	участок 1, J=250 мм;
подающий трубопровод: о, 4 Э, ±;/?е =1,1+4 -3,33 + 22,2 = 36,62 м;
обратный трубопровод: _L, 4 Э, >; £е = 33,3 + 4-3,33 + 1,1 =47,72 м;
-	участок 2, J=300 мм:
подающий трубопровод: >,ЗЭ, 2±; fe= 1,4 + 3-4,17 + 2-13,9=41,71 м;
обратный трубопровод: 2±, 3 Э, >; £е=2-20,8 + 3-4,17+ 1,4 = 55,5 м;
-	участок 3, d= 350 мм:
подающий трубопровод: >, 2 х, 6Э, L, 2±;
4= 1,68 + 4,3 + 6-5 + 5 + 4,3 + 2 -16,8 = 78,88 м;
обратный трубопровод: 2±, х,6Э, хз, L,t>;
4 = 2  25,2 + 4,3 + 6 • 5 + 5 + 4,3 + 1,68 = 95,68 м;
-	участок 4, d 450 мм:
подающий трубопровод: 2 Э, JL; 1е-2• 11,7 + 23,3 =46,7 м;
обратный трубопровод: ±, 2 Э; = 35 + 2 • 11,7 = 58,4 м.
Определив эквивалентные длины местных сопротивлений, находят
приведенную длину участка Г = / + потери давления на участке &P=R£'
и суммарные потери давления в сети.
Если из-за малого расхода воды в обратном трубопроводе* нельзя по
номограмме определить удельные потери давления, их рассчитывают по
формуле [4, прилож. 4], [9, форм. VL9].
Гидравлический расчет основной магистрали сводят в таблицу 4.11.
Таблица 4.11
Гидравлический расчет открытой системы теплоснабжения
№ уч- ка	Л м	Подающий теплопровод							Обратный теплопровод						
		т/ч	мм	Л, Па/м	V, м/с	м	Г = — 1 + £е, м	ДР„ = =№', Па	т/ч	Dy, мм	Л, Па/м	V, м/с	м	Г = + ^е, М	=яг, Па
Основная магистраль															
1	320	175	250	42	0,95	36,62	356,62	14978	52	250	3,8	0,28	47,72	367,72	1397
2	300	300	300	47	1,15	41,71	341,71	16060	110	300	5,8	0,41	55,51	355,51	2061
3	700	450	350	48	1,80	78,88	778,88	37386	150	350	5,4	0,42	95,68	795,68	4296
4	280	940	450	54	1,60	46,70	326,70	17641	320	450	6,4	0,55	58,4	338,4	2165
£ДР„=86066 Па
£ДРО = 9921 Па
376
Глава IV
4.8.	Определение расходов воды и гидравлический
расчет сети при аварийных режимах
Согласно [4] в тепловых сетях должно предусматриваться резервиро-
вание подачи теплоты потребителям за счет совместной работы источников
теплоты, а также устройства перемычек между тепловыми сетями смежных
магистралей.
ПРИМЕР 4.10. Определить потери давления в двухтрубной тепловой
сети (рис. 4.6 и 4.7) при аварийном режиме на участке 3. Расходы воды и
диаметры теплопроводов при нормальном режиме принять из гидравличе-
ского расчета примера 4.7. Расчетная температура наружного воздуха для
отопления С=-50°С.
Решение. При аварии на участке 3 задвижки по основной магистрали
в УТ 2 и УТ 5 закрываются и открываются на перемычке в УТ 12 и УТ 6.
Сетевая вода к кварталам 7-12 подается через перемычку. Резервный рас-
ход воды определяется в зависимости от расчетной температуры наружно-
го воздуха для проектирования отопления и диаметров теплопроводов [4, п.
3.1, табл. 1].
Участок 1: Расход сетевой воды на участке при нормальном режиме
G(i~ 175 т/ч. С учетом снижения подачи воды на 50% расход воды при ава-
рийном режиме составит Gj = 175 ♦ 0,5 = 87,5 т/ч.
Участок 2' - между камерами УТ 6 и УТ 7 длиной 200 м. Расход воды
при нормальном режиме Gj=300 т/ч, при аварийном 6^ = 300-0,5 = 150 т/ч.
Участок 2" - между камерами УТ 6 и УТ 5 длиной 100 м. Сумма рас-
четных расходов воды на кварталы 7 и 10 составит при нормальном режиме
150 т/ч, при аварийном - G'd = 150• 0,5 = 75 т/ч.
Итого по перемычке при аварийном режиме проходит расход воды
Gd = Gd уч,2. + GJ уч 2- = 150 + 75 = 225 т/ч.
Участок 6' - между камерами УТ 11 и УТ 12 длиной 100 м. Расход во-
ды при нормальном режиме Gj=350 т/ч, при аварийном GJ = 350 +
225 = 575 т/ч.
Участок 7: Расход воды при нормальном режиме Gj=490 т/ч, при ава-
рийном GJ = 490 + 225 = 715 т/ч.
Участок 4: Расход воды при аварийном режиме GJ = 715 т/ч.
Гидравлический расчет сети при аварийном режиме сведен в таблицу
4.12.
Для подачи теплоносителя потребителям в аварийных режимах не-
обходимо предусмотреть в источнике теплоты специальную группу на-
сосов.
Таблица 4.12
Гидравлический расчет тепловой сети при аварийном режиме
№ уч- ка	Gj, т/ч, при нормальном режиме	Снижение или увеличе- ние подачи	G'a, т/ч, при аварийном режиме	Dy, мм	Па/м	V, м/с	Л м	/ М	= € + ^е, м	^P„=Re, Па	ЕДЛ Па
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	И	12
1	175	-50%	87,5	250	11	0,49	320	36,62	356,62	3922,82	3922,82
2'	300	-50%	150	300	13	0,57	300	36,14	336,14	4369,82	8292,64
П	—	"  •	225	300	25	0,86	300	69,45	369,45	9236,25	17528,89
6'	350	+225	575	300	175	2,20	100	26,37	126,37	22114,75	39643,64
7	490	+225	715	350	120	2,10	300	52,9	352,90	42348,0	81991,64
4	940	—	715	450	32	1,25	280	39,7	319,70	10230,4	92222,04
Таким образом, потери давления в тепловой сети при аварийном режиме составляют ДР=92222,04 Па или 9,22 м,
что больше, чем при нормальном режиме ДР = 8,61 м (пример 4.7). При расчетах аварийных режимов скорость воды
в трубопроводах не должна превышать 3-3,5 м/с.
378
Глава IV
4.9.	Разработка графиков давлений и выбор схем
присоединения абонентов к тепловым сетям
После выполнения гидравлического расчета водяных тепловых сетей
приступают к построению графика давлений для расчетной магистрали и
характерных ответвлений. Напор, м, отсчитанный от оси прокладки тепло-
провода, называется пьезометрическим, а график давлений - пьезометриче-
ским графиком (графиком напоров).
Пьезометрический график позволяет: определить напор и располагае-
мый напор в любой точке сети; учесть взаимное влияние рельефа местно-
сти, высоты присоединенных потребителей и потерь напора в сети при раз-
работке гидравлического режима; выбрать схемы присоединения потреби-
телей; подобрать сетевые и подпиточные насосы, авторегуляторы.
Пьезометрический график строится для статического и динамического
режимов системы теплоснабжения. При его построении за начало коорди-
нат принимают отметку оси сетевых насосов, условно считая, что она сов-
падает с отметкой земли на выходе теплопровода из ТЭЦ. По оси ординат
откладывают значения напоров в подающей и обратной магистралях теп-
ловой сети, отметки рельефа местности и высоты присоединенных потре-
бителей; по оси абсцисс строят профиль местности и откладывают длину
расчетных участков теплопровода. Ввиду небольшого заглубления тепло-
проводов (около 1,5 м) ось теплотрассы условно принимают совпадающей
с поверхностью земли.
После построения профиля местности и нанесения высот присоеди-
ненных потребителей начинают разработку графика напоров при гидроста-
тическом режиме, когда циркуляция теплоносителя в тепловой сети отсут-
ствует и напор в системе поддерживается подпиточными насосами. При
таком режиме график напоров представляет собой прямую, параллельную
оси абсцисс. Построение линии статического напора ведут из условия за-
полнения водой отопительных установок всех потребителей и создания в
их верхних точках избыточного напора 3—5 м. Максимальный статический
напор в тепловой сети при присоединении отопительных установок по за-
висимым схемам не должен превышать 60 м из условия механической
прочности чугунных отопительных приборов.
При выполнении проекта следует стремиться к установлению одина-
кового статического напора для всей системы теплоснабжения, но когда
невозможно достигнуть этого условия, систему теплоснабжения разделяют
на несколько статических зон или присоединяют потребители по независи-
мой схеме.
После построения линии статического напора приступают к разработ-
ке графиков напоров при гидродинамическом режиме, когда циркуляция
теплоносителя в тепловой сети осуществляется сетевыми насосами. По-
строение пьезометрического графика при данном режиме начинают с нане-
сения линий максимальных и минимальных пьезометрических напоров для
подающей и обратной магистралей тепловых сетей. Максимальный напор в
379
подающем теплопроводе не должен превышать 160 м по условию прочности
стальных трубопроводов и арматуры. Минимальный напор должен обеспе-
чивать невскипание теплоносителя при его циркуляции в сети. Условия нев-
скипания определяют в зависимости от расчетной температуры воды.
Для обратного теплопровода максимальный пьезометрический напор
при зависимых схемах присоединения потребителей не должен превышать
60 м из условия механической прочности чугунных отопительных прибо-
ров, при независимых схемах - 100 м из условия прочности водоподогрева-
телей. Минимальный пьезометрический напор для обратной магистрали
должен обеспечивать избыточный напор в сети для защиты системы от
подсоса воздуха и предупреждения кавитации насосов. Минимальный на-
пор принимают равным 5 м.
Определив максимальный и минимальный напоры для подающей и
обратной магистралей тепловой сети, их наносят на график, при этом ли-
нии предельных значений напоров следуют эквидистантно профилю по-
верхности земли по длине трассы. Линии действительных гидродинамиче-
ских пьезометрических напоров подающей и обратной магистралей не
должны выходить за линии предельных значений напоров.
Методика построения пьезометрического графика при статическом
и динамическом режимах приводится в [7, с. 149-155], [10, с. 206—215],
[9, с. 175-179], [1, с. 137-146].
При построении пьезометрического графика необходимо учитывать,
что требуемый напор у всасывающего патрубка сетевого насоса составляет
5-25 м в зависимости от марки насоса. Располагаемый напор для квартала
определяется суммой потерь напора в водоподогревательной установке
ЦТП, внутриквартальной сети и в системе отопления, что составляет около
25-30 м при зависимой схеме присоединения систем отопления и 20-25 м
при независимой. На графике необходимо показывать потери напора у ис-
точника теплоты, которые принимаются равными 25-30 м.
Пьезометрические графики строят для зимнего и летнего режимов, а
при открытых системах теплоснабжения - дополнительно для режима мак-
симального водоразбора на горячее водоснабжение из обратного теплопро-
вода. Потери напора в теплопроводах в летний период определяют путем
гидравлического расчета.
При построении графика для летнего периода необходимо учитывать,
что располагаемый напор для квартала равен потерям напора только в во-
доподогревательной установке ЦТП (закрытая система теплоснабжения).
В проекте необходимо изложить требования, предъявляемые к гидравли-
ческому режиму в тепловой сети исходя из надежности ее работы, и описать
построение пьезометрического графика для расчетных и аварийных режимов.
Выбор схем присоединения систем отопления к тепловой сети произ-
водят исходя из графика.
При зависимых схемах присоединения систем отопления с элеватор-
ным смешением необходимо, чтобы пьезометрический напор в обратной
380
Глава IV
магистрали при динамическом и статическом режимах не превышал 60 м, а
располагаемый напор на вводе в здание был не менее 15 м для поддержа-
ния требуемого коэффициента смешения элеватора. Если при данных усло-
виях располагаемый напор на вводе в здание менее 15 м, в качестве смеси-
тельного устройства используют насос, установленный на перемычке.
Если гидродинамический пьезометрический напор в обратной магист-
рали меньше требуемого по условию заполнения отопительной установки
водой, т.е. меньше высоты отопительной установки, то на обратной линии
абонентского ввода устанавливают регулятор давления «до себя» (РДДС).
При присоединении систем отопления по независимой схеме напор в
обратной магистрали ввода теплосети в гидродинамическом и статическом
режимах не должен превышать допустимого значения (100 м) из условия
механической прочности водоподогревателей. Обоснование выбора схем
присоединения различных потребителей к тепловым сетям приводится в [7,
с. 155-157], [10, с. 215-219], [9, с. 179-182].
4.10.	Разработка и построение продольного профиля
тепловых сетей
Продольный профиль участка теплосети строится в масштабах: верти-
кальном 1:100 и горизонтальном 1:5000 или 1:1000 (по согласованию с
руководителем курсового проекта). Построение начинают с определения
минимальной глубины тепловых камер по трассе с учетом габаритных
размеров устанавливаемого в них оборудования. Следует стремиться к ми-
нимальной глубине заложения каналов или теплопроводов. С этой целью в
тепловых камерах допускается установка задвижек в горизонтальном по-
ложении или под углом 45°.
Количество сопряжений участков с обратными уклонами должно быть
по возможности меньшим. Уклон теплопроводов независимо от способа
прокладки должен составлять не менее 0,002. При прокладке теплопрово-
дов по конструкциям мостов при пересечении рек, оврагов уклоны могут
не предусматриваться.
На продольном профиле показывают: линии поверхности земли (про-
ектные - сплошной линией, существующие - штриховой); все пересекае-
мые инженерные сети и сооружения с отметками верха их конструкции при
расположении проектируемой тепловой сети сверху и с отметками низа
инженерных сетей и конструкций при нижнем расположении тепловой се-
ти; отметки низа трубы тепловой сети, дна и потолка канала; глубину за-
ложения теплопровода; уклон и длину участков тепловой сети; диаметр
теплопровода и тип канала. Кроме того, дается развернутый план трассы с
указанием углов поворота, ответвлений, неподвижных опор, компенсаторов,
компенсаторных ниш и тепловых камер. При проектировании попутного
дренажа указываются отметки лотка, диаметр и уклон дренажных труб.
При надземном способе прокладки на продольном профиле даются
отметки верха несущей конструкции и низа теплопровода. При бесканаль-
381
ной прокладке тепловых сетей с сальниковыми или сильфонными компен-
саторами на профиле указываются участки, прокладываемые в каналах
(участки с естественной компенсацией, примыкающие к камерам, а также к
П-образным компенсаторам). Длину участков, примыкающих к П-
образным компенсаторам и к камерам, следует принимать 1,5-2 м.
В самых низких точках теплопроводов предусматривают дренажные
выпуски, а в самых высоких — устройства для выпуска воздуха (воздушники).
Необходимо соблюдать допустимые расстояния по вертикали от конструк-
ций тепловой сети до инженерных коммуникаций [4, прил.6, табл. 2.1].
При построении продольного профиля высоту камеры рассчитывают в
зависимости от установленного в ней оборудования, при этом согласно [4,
п. 9.14] ее высота в свету от уровня пола до низа выступающих конструк-
ций должна приниматься не менее 2 м. Расчетная схема камеры приведена
на рис. 4.9 со следующими обозначениями:
а	- расстояние от поверхности земли до верха перекрытия камеры, со-
гласно [4, прилож. 6] принимают а = 0,3 м;
5	- толщина плиты перекрытия камеры, 6 = 0,15-0,25 м;
b - расстояние от шпинделя задвижки до перекрытия камеры. Прини-
мают в зависимости от диаметра трубопроводов по рис. 4.10;
h — высота шпинделя задвижки, которую принимают в зависимости от
диаметра теплопровода по рис. 4.10. Для уменьшения высоты h задвижку
устанавливают под углом;
с — расстояние от оси теплопровода до пола канала, принимают по
табл. 4.13;
d - расстояние от оси трубопровода до дна камеры (рис. 4.10);
Н- высота канала, примыкающего к камере;
L - высота камеры в свету.
Рис. 4.9. Расчетная схема камеры
Таблица 4.13
Расстояние от оси теплопровода
до пола канала
мм	Тип канала, А-Н, см	с, мм
200	КЛС 120-60	325
250	КЛс 150-90	352
300	КЛС150-90	378/428
400	КЛС 150-90	478/528
500	КЛС 210-120	530/580
600	КЛС 210-120	580/630
700	КЛс210-120	627/677
Примечание. Размер «с» указан для
труб, имеющих скользящие опоры
высотой 100 мм/150 мм.
382
Глава IV
1200	1800	1200	4200
1200	1700	1200	4100
1200	1700	1200	4100
800	1700	800	3300
800	1600	800	3200
$00	1500	800	3200
800	1400	800	3000
800	1400	800	3000
800	1400	800	3000
800	...... 1400	800	300Q
800	1250	800	2850
800	1000	800	2600
801		LOOQ ,	J01	-2600
Рис. 4.10. Определение габаритов камер
383
ПРИМЕР 4.11. Построить продольный профиль участка тепловой се-
ти, расчетная схема которой показана на рис. 4.11. Трубопроводы проложе-
ны в непроходных каналах. Приняты сальниковые компенсаторы.
Рис. 4.11. Расчетная схема участка тепловой сети (пример 4.11)
Решение. Согласно расчетной схеме вычерчиваем план трассы с ука-
занием УТ, неподвижных опор и расстояний между ними (рис. 4.12). По
отметкам поверхности земли строим продольный профиль. Затем опреде-
ляем высоту камеры УТ2, отметки потолка и дна примыкающих каналов.
Отметка поверхности земли 219,5. Для теплопровода Dy 500 мм на
входе в камеру принимаем канал КЛС 210-120, для ответвления тепло-
провода Dy 300 мм на выходе из камеры - канал КЛС 150-90. В камере на
трубопроводе Dy 300 мм установлена задвижка с высотой шпинделя h =
= 1800 мм = 1,8 м (рис. 4.10). Для уменьшения ее высоты ставим задвижку
под углом 30°, тогда
A'=A-sin 30°= 1,8-0,5 =0,9 м.
Определим высоту камеры в зависимости от габаритов задвижки.
Принимаем а = 0,3 м; 8 = 0,15 м; b = 300 мм = 0,3 м (рис. 4.9 и 4.10).
Отметка оси теплопровода:
219,5 - а - 5 -b-h' =219,5 -0,3-0,15-0,3-0,9 = 217,85 м.
Принимая с-530 мм = 0,53 м (табл. 4.13), находим отметку пола кана-
ла КЛс 210-120:
217,85 - с = 217,85 - 0,53 = 217,32 м.
Отметка потолка канала КЛс 210-120:
217,32 + Н= 217,32 + 1,2 = 218,52 м.
Заносим отметки потолка и пола канала на продольный профиль
(рис. 4.12).
Отметка дна камеры:
219,58 -6-Л'- d= 219,5 -0,3 -0,15 - 0,3 - 0,9- 0,785 =
= 217,065 м » 217,07 м.
384
Глава IV
Величину d принимаем по рис. 4.10 в зависимости от DH.
Высота камеры:
219,5-217,07 = 2,43 м.
Зная отметки пола и потолка канала и расстояние от УТ2 до источника
теплоты, задавшись уклоном трубопроводов /=0,002, находим соответству-
ющие отметки канала на выходе из источника теплоты:
•	отметка пола канала:
217,32 + 0,002 400 = 218,12 м;
•	отметка потолка канала:
218,12 + 7/=218,12 + 1,2 = 219,32 м.
Принимая толщину перекрытия канала 8 = 0,1 м, находим расстояние
от поверхности земли до поверхности канала:
220 - (219,32 + 8) =220 - (219,32 + 0,1) =0,58 м > 0,5 м.
385
Согласно [4, прилож. 6] заглубление тепловых сетей от земли до верха
перекрытия канала должно быть не менее 0,5 м.
Определим отметки пола и потолка канала для УТ1:
•	пол канала: 218,12 — 0,002 -140 = 217,84 м;
•	потолок канала: 217,84 + 1,2 = 219,04 м.
Задавшись высотой камеры в свету £ = 2,0 м и горловины 0,5 м, нахо-
дим отметку дна камеры:
219,7-0,5-2,0 = 217,2 м.
Теплопровод Dy 300 мм проложен в канале КЛс 150-90, для которого
величина с = 378 мм=0,378 м (табл. 4.13).
Отметка пола канала на выходе из камеры УТ2 равна:
217,85 - 0,378 = 217,472 « 217,47 м.
Отметка потолка канала:
217,47 + Н= 217,47 + 0,9 = 218,37 м.
Задавшись уклоном трубопровода / = 0,003, находим отметки пола и
потолка канала в УТЗ:
•	пол канала: 217,47 + 0,003  200 = 218,07 м;
•	потолок канала: 218,07 + 0,9 = 218,97 м;
•	дно камеры: 220 - 0,5 - 2,0 = 217,5 м.
4.11. Подбор основного оборудования тепло-
подготовительной установки источника теплоты
Для обеспечения отопительно-вентиляционной нагрузки, а также на-
грузки горячего водоснабжения на современных ТЭЦ устанавливают
конденсационные турбины с отопительным отбором типа Т (табл. 4.14).
Эти турбины могут использоваться одновременно и для обеспечения
технологической нагрузки, когда теплоносителем является вода. Если
для технологических целей требуется теплоноситель пар, могут быть
приняты конденсационные турбины ПТ с одним регулируемым произ-
водственным и одним или двумя теплофикационными отборами пара
(один из них регулируемый). Пар из производственного отбора исполь-
зуется только для технологических целей, из теплофикационных - для
подогрева сетевой воды.
Все конденсационные турбины типа Т и ПТ (кроме ПТ-60) укомплек-
тованы двумя горизонтальными подогревателями ПСГ (верхняя и нижняя
ступени подогрева). Подогревательная установка сетевой воды в данном
случае состоит из четырех ступеней подогрева: встроенного в конденсатор
теплофикационного пучка, подогревателей нижней и верхней ступеней и
пикового котла. Теплофикационный пучок конденсатора чаще всего ис-
пользуют для предварительного нагрева подпиточной воды при открытых
системах теплоснабжения и сетевой воды при закрытых системах.
Таблица 4.14
Основные типы и показатели крупных теплофикационных турбин
Тип турбины	Номинальная мощность, МВт	Давление свежего пара, МПа	Температура свежего пара, °C	Номинальный расход свежего пара, т/ч	Давление в регулируемых отборах, МПа		Номинальная нагрузка тепло- фикационного отбора, ГДж/ч	Номинальная нагрузка произ- водственного отбора, т/ч	Расход пара в отборе, т/ч	Площадь поверх- ности сетевых подогревателей, м2
					теплофи- кацион- ном	произ- водст- венном				
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11
Т-50/60-130	55	13	565	256	0,05...0,2 0,06...0,25	—	398		180	2x1300
Т-100/120-130	105	13	565	460	0,05...0,2 0,06...0,25		704		310	2x2300
Т-170/205-130	170	13	565	738	0,05...0,2 0,06...0,3	—	1100	—	520	2x5000
Т-175/215-130	175	13	540	628	0,05...0,15 0,06...0,2	—	1006	—	465	2x5000
Т-250/300-240	250	24	565	905	0,05...0,2 0,06...0,2	—	1383	—	645	2x5000
ПТ-60/75-90/13	60	9	565	390	0,07...0,25	I...1.6	251	165	115/160(165/290)	—
ПТ-60/75-130/13	60	13	565	350	0,07...0,25	1...1,6	218	140	100/160(140/250)	—
ПТ-50/60-130/7	50	13	565	274	0,05...0,25	0,5...1,0	168	118	80/120(118/160)	2x800
ПТ-135/165-130/15	135	13	565	738	0,04...0,25	1,2...2,1	461	320	220/320(320/480)	2x1300
Р-50-130/13	50	13	565	370	—	0,7...2,1	—	320		—
Р-100-130/15	100	13	565	760	—	1,2...1,5	—	650	"  1	—
Примечание. В графе «10» первая дробь - расход пара в теплофикационном отборе, в скобках - расход пара в производствен-
ном отборе, в числителе - при номинальном режиме, в знаменателе - максимальный расход пара через данный отбор, когда вто-
рой закрыт
386	Глава IV
387
Принципиальная схема теплоподготовительной установки показана на
рис. 4.13.
Рис. 4.13. Принципиальная схема теплоподготовительной установки
1 - котел; 2 - турбина; 3 - электрогенератор; 4 - конденсатор; 5 - сетевой
подогреватель верхней ступени; 6 - сетевой подогреватель нижней ступени;
7 - бустерный насос; 8 - фильтр-грязевик; 9 - сетевые насосы; 10 - пиковый
котел; 11 - подпиточный насос; 12 - регулятор подпитки
В качестве пиковых котлов применяют водогрейные котлы ПТВМ или
КВГМ, устанавливаемые на территории станции или в тепловом районе.
Конденсационные турбины ПТ-60 поставляются без подогревателей
сетевой воды. При применении подобных турбин могут быть использованы
водоподогреватели типа БО, БП или ПСВ. В таком случае подогреватель-
ная установка состоит из основных и пиковых подогревателей, для предва-
рительного нагрева сетевой воды могут использоваться охладители кон-
денсата.
Распределение тепловой нагрузки ТЭЦ между основными и пиковыми
подогревателями производят исходя из заданного коэффициента теплофи-
кации От, который показывает долю расчетной тепловой нагрузки ТЭЦ,
удовлетворяемой за счет отборов турбин [7, с. 131-133]:
аг = Qrypl Отэц>	(4-42)
где Огур - расчетная тепловая нагрузка отборов теплофикационных тур-
бин;
Отэц - расчетная тепловая нагрузка ТЭЦ,
ОтЭЦ = Огур Опию	(4.43)
388
Глава IV
Расчетная тепловая нагрузка отборов теплофикационных турбин
Стур-Ог'Стэц»	(4.44)
а пикового источника
Спик = Огэц (1 - а?)-	(4 45)
Оптимальный От при постоянной технологической нагрузке равен
0,7-0,8; при сезонной тепловой нагрузке для ТЭЦ высокого давления -
0,5-0,7; среднего давления - 0,4-0,5 [7].
По Стур находят количество теплофикационных турбин (по номиналь-
ной нагрузке теплофикационных отборов). Для покрытия производствен-
ной нагрузки определяют число турбин типа ПТ и Р (по номинальной на-
грузке производственного отбора) [табл. 4.14].
На годовом графике продолжительности тепловой нагрузки показыва-
ется базовая и пиковая части тепловой нагрузки ТЭЦ. С помощью этого
графика находят температуру наружного воздуха, при которой включаются
в работу пиковые котлы, а также число часов работы пикового источника
теплоты в течение отопительного периода. Далее производят распределе-
ние тепловой нагрузки между подогревателями нижней и верхней сту-
пеней:
0-0 Тн~Т-2- •
*>тур _ Я 9
*в~Т2
(446)
в 2
где тн? тв — температуры сетевой воды после подогревателей соответствен-
но нижней и верхней ступеней, °C.
Так как в подогреватели нижней и верхней ступеней поступает пар из
регулируемых отборов турбин с давлением 0,05-0,25 МПа, сетевую воду
можно нагревать до температуры 115-118°С. До расчетной температуры
сетевая вода нагревается в пиковых котлах. Температуру нагрева воды по-
сле подогревателей нижней и верхней ступеней можно принимать по тем-
пературе насыщения пара из отборов турбин, учитывая недогрев в подог-
ревателях нижней Atf = 5-7°С и верхней Atf = 8-15°С ступеней.
Температура сетевой воды на входе в подогреватель нижней ступени
т" отличается от температуры воды в обратном теплопроводе у станции
ввиду добавки подпиточной воды, а также за счет предварительного нагре-
ва в теплофикационном пучке конденсатора. Для закрытых систем тепло-
снабжения
т' = 20 +	(	(4.47)
+ ^Лтодп
где 20°С - ориентировочный перепад температуры сетевой воды в тепло-
фикационном пучке конденсатора;
389
t2w - средняя температура сетевой воды в обратном теплопроводе при
расходе Gd и расчетной температуре наружного воздуха для проекти-
рования отопления to, определяется по форм. (5.5);
Gio/in - расчетный расход подпиточной воды с температурой тподп, при-
нимаемой равной 40°С в зимний период и 65 °C в летний.
Для открытых систем теплоснабжения при предварительном нагреве
подпиточной воды в теплофикационном пучке конденсатора
2/” ‘ (^подп 20 )' ^ПОДП	М 48)
2	Gd+ ^подп
Более точное значение при предварительном нагреве сетевой или
подпиточной воды в теплофикационном пучке конденсатора можно опре-
делить только тепловым расчетом.
Зная теплопроизводительность подогревателей нижней и верхней сту-
пеней и расход сетевой воды, производят поверочный расчет водоподогре-
вателей, заключающийся в определении коэффициентов теплопередачи,
гидравлического сопротивления всей установки, а также расхода пара из
отборов турбины для нагрева сетевой воды [3, с. 114-122].
Если подогревательная установка ТЭЦ укомплектована водоподогре-
вателями типа БО, БП или ПСВ, производится полный тепловой и гидрав-
лический расчеты основных и пиковых подогревателей, а также охладите-
лей конденсата, в задачу которых входит определение требуемой площади
поверхности нагрева охладителей конденсата, основных и пиковых подог-
ревателей, выбор их количества, а также расчет гидравлического сопротив-
ления проходу сетевой воды [3, с. 114-122]. Количество пиковых котлов
определяется исходя из суммарной пиковой тепловой нагрузки.
В расчетно-пояснительной записке приводится принципиальная схема
теплоподготовительной установки ТЭЦ с описанием принципа работы и
обоснованием выбора теплотехнического оборудования.
Требуемый напор сетевых насосов Нк при суммарных расчетных рас-
ходах сетевой воды складывается из потерь напора в водоподогревательной
установке источника теплоты и пиковой котельной АНпу, суммарных по-
терь напора в подающем и обратном теплопроводах тепловой сети (от ис-
точника теплоты до наиболее удаленного потребителя)	и потерь
напора в ЦТП или у абонента Яаб:
Ян = ДЯП.У + \HUot + ДЯаб.	(4.49)
Потери напора в подогревательной установке ТЭЦ зависят от ее ком-
поновки. В водоподогревательных установках турбин типа Т и ПТ потери
напора в пучке конденсатора, в подогревателях нижней и верхней ступеней
компенсируются работой бустерных насосов, а в пиковых котлах, в тепло-
вой сети и у абонентов - работой сетевых насосов. Потери напора в пико-
вых котлах и станционных коммуникациях составляют 20-30 м.
390
Глава IV
Потери напора у абонента зависят от схемы включения абонентских
установок [7, с. 163—164], [4, п. 5.24].
Напор сетевых насосов для летнего периода
Hi=HAGilGd)2,	(4.50)
где Gj, Gd~ расходы сетевой воды соответственно в летний и зимний пе-
риоды.
Требуемый напор подкачивающих насосов определяется по пьезомет-
рическому графику, смесительных - по наибольшему перепаду давления в
подающем и обратном теплопроводах в месте установки насосов. Расчет-
ная подача насосов принимается в зависимости от назначения, условий ра-
боты, типа системы теплоснабжения по [4, п.5.18-5.22].
Подбор сетевых и других насосов производится по их характеристи-
кам [2, рис. 2.12-2.78]. По принятому напору и расчетной подаче опреде-
ляют количество параллельно или последовательно работающих насосов,
при этом минимальное количество устанавливаемых насосов принимают
по [4, п. 5.23]. При соответствующем обосновании допускается предусмат-
ривать установку отдельных групп сетевых и подпиточных насосов для
отопительного и летнего периодов.
Для расчетных режимов (зимнего и летнего) строятся характеристики
совместной работы насосов и сети [7, с. 169-170].
Требуемый напор подпиточных насосов устанавливается исходя из не-
обходимости поддержания определенного статического напора в тепловой
сети. Для закрытых систем
Ян"=Яет-Я6+ДЯп()дп,	(4.51)
где Н„ - статический напор в тепловой сети, м;
Н6 - высота установки подпиточных баков относительно оси подпи-
точных насосов, м;
ДЯподп - потери напора в подпиточной линии, м.
Для открытых систем теплоснабжения исходя из летнего режима работы
Я^Я^+ДЯ^-Я,,	(4.52)
где АНt, «я - сумма потерь напора в тепловой сети и в подпиточной линии,
м.
Принятый напор подпиточных насосов должен проверяться для усло-
вий работы в отопительный и летний периоды года.
Подача подпиточных насосов для закрытых систем теплоснабжения
определяется из условий восполнения утечки воды, принимаемой равной
0,75% объема воды в теплопроводах теплосети, а также присоединенных к
ним системах отопления и вентиляции зданий. Кроме того, должна преду-
сматриваться аварийная подпитка водопроводной водой в размере до 2%
объема воды в теплопроводах и системах отопления и вентиляции зданий.
391
Подача подпиточных насосов для открытых систем теплоснабжения
составляет 0,75% объема воды в теплосети, системах отопления, вентиля-
ции и горячего водоснабжения плюс максимальный часовой расход воды
на горячее водоснабжение [4, п. 5.22], [9, с. 183]. Объем воды в теплопро-
водах и местных системах определяется по [7, с. 163], [9, с. 183]. Количест-
во подпиточных насосов в закрытых системах принимают не менее двух, в
открытых - не менее трех, один из которых резервный.
ПРИМЕР 4.12. Произвести подбор основного оборудования ТЭЦ с
тепловой нагрузкой 750 МВт. Расчетный расход сетевой воды 8000 т/ч,
подпиточной <7ПОДп=100 т/ч с температурой подпитки тподп = 40°С. Система
теплоснабжения закрытая.
Решение. Задаваясь коэффициентом теплофикации Ог=0,6, распре-
деляем тепловую нагрузку на ТЭЦ: нагрузка ТЭЦ, удовлетворяемая за счет
отборов турбин 2тур = аг-£?тэц=0>6-750=450 МВт (1620 ГДж/ч), а нагрузка
пикового источника
бпик-(1 ~ ат)-£тэц=0,4*750 = 300 МВт (1010 ГДж/ч).
По номинальной нагрузке теплофикационных отборов турбин [7, прил.
14] или по табл. 4.14 принимаем 2 турбины Т-100/120-130 по 704ТДж/ч и 1
турбину ПТ-60/75-90/13 - 251 ГДж/ч.
Турбина Т-100 имеет 2 теплофикационных отбора пара давлением:
0,05-0,2 МПа в первом отборе и 0,06—0,25 МПа во втором отборе. Номи-
нальная нагрузка теплофикационного отбора 704 ГДж/ч, расход пара в от-
боре Д = 310 т/ч. Турбина укомплектована двумя горизонтальными подог-
ревателями ПСГ с поверхностью нагрева каждого F=2300 м2.
По давлению пара в отборах определяем температуру насыщенного
пара [2, табл. 1.5]:
•	при Р=0,15МПа /Н=111°С;
•	при Р = 0,25 МПа /н = 127°С.
Принимая величину недогрева в подогревателе нижней ступени
Az” = 6°С, в верхней ступени = 10°С, находим температуру сетевой воды
после подогревателей нижней и верхней ступеней:
тн = /н - Д/н = Ш “ 6 = 105°С;
тв = /н-Д^=127- 10=117°С.
Принимая среднюю температуру обратной сетевой воды Т2т = 68°С,
находим температуру сетевой воды на входе в подогреватель нижней сту-
пени по формуле (4.47)
„ _	68 8000+40 100 _ Й7ОГ
2	8000 + 100
Тепловая нагрузка подогревательной установки одной турбины:
(1620 - 251 )/2 = 684 ГДж/ч.
392
Глава IV
Тепловую нагрузку подогревательной установки турбины распределя-
ем между подогревателями нижней и верхней ступеней (4.46)
е„ = 684;;;	= 410 гдж/ч (i 14 мвт),
11/ —о /
G. = 684 “Л ™ = 274 ГДж/ч (76 МВт).
11 / —О /
Производим поверочный расчет подогревателей нижней и верхней
ступеней.
Среднелогарифмическая разность температур сетевой воды у подогре-
вателей:
Л/И _	_ (111-87)-(111-105)
т !	! 111-87
In —--£.	In--------
/н-тн	111-105
A£-
In^s—bi
_ (127—105)—(127—117)
1 «7 j
, 127-105
In	———
127-117
Коэффициент теплопередачи подогревателей
к
лн
&	114000103
FAt“ 2300 13
= 3813 Вт/(м2-°С);
6,	76000-103
F&t‘ 2300 15,2
= 2174 Вт/(м2°С);
ПРИМЕР 4.13. Подобрать сетевые насосы для ТЭЦ при условии, что
потери напора в пиковых котлах и станционных коммуникациях составля-
ют 20 м, в подающих и обратных теплопроводах теплосети - 70 м, а тре-
буемый напор у абонентов - 20 м. Расход сетевой воды в зимний период
Q= 1200 м3/ч, в летний Gj =500 м3/ч.
Решение. Требуемый напор сетевых насосов в зимний период
Ян = ЛЯп.у+ЛН^о/+ЛЯаб = 20 + 70 + 20 = 110м.
По технической характеристике сетевых насосов подбираем два насоса
СЭ 800-100. Включение в сеть - параллельное.
Характеристику насоса принимаем по [2, рис. 2.14]. Суммарная харак-
теристика двух насосов при их параллельном присоединении строится пу-
тем сложения подач при одинаковых напорах (рис. 4.14).
Определяем характеристику сопротивления сети
s = H„!Gl = 110/12002 = 7,63 10“5 м/(м6/ч2).
393
Задаваясь различными расходами воды при постоянной характери-
стике сопротивления сети, находим напор в ней: при (7^=1600 м3/ч
195,3 м; при Gd= 1200 м3/ч Нн - 110 м; при (7^=800 м3/ч Ян=49 м; при
(7^=400 м3/ч Ян-12м.
Рис. 4.14. Гидравлическая характеристика сетевых насосов
и тепловой сети (пример 4.13)
По этим данным строим характеристику сопротивления сети s. Точка
А характеризует параметры работы двух насосов на данную сеть.
К установке принимаем три насоса: два рабочих и один резервный. Тре-
буемый напор сетевых насосов в летний период находим по выражению (4.50)
Н* = 110 • (500/1200)2 = 19,1 м.
По летнему расходу (7^ =500 м3/ч и требуемому напору Я„= 19,1 м вы-
бираем один насос Д 500-36 [2, рис. 2.42]. Строим характеристику его рабо-
ты в данной сети (см. рис. 4.14). К установке принимаем два насоса Д 500-36,
один из них резервный.
ПРИМЕР 4.14. Требуется подобрать подпиточные насосы для закры-
той системы теплоснабжения жилого микрорайона тепловой мощностью
100 МВт. Статический напор в системе составляет 60 м. Уровень воды в
подпиточных баках поддерживается на отметке 3 м по отношению к оси
подпиточных насосов, а потери напора в подпиточной линии равны 2 м.
Решение. Объем воды в системе теплоснабжения определяем по [9,
форм. (VL27)]
Г=С(Гс+Им),
где Q - мощность системы теплоснабжения, МВт;
Гс — удельный объем воды в тепловых сетях, Рс=40 м3/МВт [9, с. 183];
394
Глава IV
Гм - удельный объем сетевой воды в системах отопления гражданских
зданий = 26 м3/МВт [9, с. 183],
Г= 100 • (40 + 26) = 6600 м3.
Подача подпиточных насосов
G,, = 0,0075  6600=49,5 м3/ч.
Требуемый напор подпиточных насосов
Яи"=Яст - Нб +ДЯПОЛ1 = 60 - 3 + 2 = 59 м.
По характеристике [2, рис. 2.69] выбираем насос К 90/55, который
при подаче 50 м3/ч развивает напор 62 м. К установке принимаем два насо-
са, один из которых резервный. Аварийная подпитка водопроводной водой
6=0,02-6600= 132 м3/ч.
Для аварийного режима принимаем к установке подпиточный насос
6 НДв, который при аварийной подаче 140 м3/ч развивает напор 58 м.
4.12. Механический расчет теплопроводов
В курсовом проекте требуется определить вертикальную и горизон-
тальную нормативные нагрузки на одну из неподвижных опор и рассчитать
по одному компенсатору каждого типа из принятых в проекте.
При расчете горизонтальной нагрузки на неподвижную опору необхо-
димо учитывать: силы трения в подвижных опорах трубопроводов; силы
трения в сальниковых компенсаторах; неуравновешенные силы внутренне-
го давления при применении сальниковых компенсаторов на участках теп-
лопроводов, имеющих запорную арматуру, переходы диаметров, повороты
или заглушки; силы упругой деформации при гибких компенсаторах и при
самокомпенсации; силы трения трубопроводов об оболочку или силы тре-
ния оболочки о грунт при бесканальном способе прокладки; горизонталь-
ную ветровую нагрузку при надземной прокладке теплопроводов. Горизон-
тальная осевая нагрузка на промежуточную неподвижную опору определя-
ется как сумма сил, действующих с каждой стороны. Причем меньшая
сумма сил, за исключением неуравновешенных сил внутреннего давления,
принимается с коэффициентом 0,7. При равенстве суммарных сил с каждой
стороны опоры в качестве расчетной принимается равнодействующая сил с
одной стороны опоры с коэффициентом 0,3.
Горизонтальная осевая нагрузка на концевую неподвижную опору оп-
ределяется как равнодействующая всех горизонтальных сил на опоре [4,
прил. 8].
Силы трения в сальниковом компенсаторе, Н, определяют по выражению
N}=2nPplcdecVc,	(4.53)
где Рр - рабочее давление теплоносителя, Па;
Iс - длина сальниковой набивки по оси компенсатора, м;
395
~ наружный диаметр патрубка компенсатора, м;
ц, - коэффициент трения сальниковой набивки о стакан, среднее зна-
чение которого можно принимать цс = 0,15.
Силы трения в подвижных опорах, Н, находят по формуле
№/	(4.54)
где ц - коэффициент трения на подвижных опорах, принимается в зависи-
мости от конструкции и типа опоры: для катковой или шариковой
ц=0,1; для скользящих - в зависимости от конструкции. При трении
стали по стали ц=0,3-0,4; стали по бетону - 0,6; чугуна по стали - 0,35;
Gh - сила тяжести единицы длины теплопровода с изоляцией и водой,
Н/м. Значение принимают по [7, прил. 23] или по табл. 4.15;
£ - длина участка теплопровода от рассматриваемой неподвижной
опоры до компенсатора или до угла поворота, м.
Неуравновешенные силы внутреннего давления, Н, возникают при
применении сальниковых компенсаторов. Силы внутреннего давления пе-
редаются только на те опоры, которые расположены между неуравнове-
шенным компенсатором и поворотом трубы (или поворотом П-образного
компенсатора), на участке с задвижкой при ее закрытии и на конечном уча-
стке с заглушкой, а также между двумя смежными участками с переходом
диаметров труб.
Рассчитывают силы внутреннего давления, Н, по формуле
N'=aPpA‘,	(4.55)
где Рр — рабочее давление теплоносителя, Па;
Ае - площадь поперечного сечения трубопровода по внутреннему диа-
метру, м2;
а - коэффициент, равный единице, если на опору действует неуравно-
вешенное усилие от внутреннего давления. Для опор, уравновешенных
от сил внутреннего давления коэффициент а = 0.
Для случаев с переходом диаметров труб
№р=аРр(А‘л-АсеЛ).	(4.56)
Распорные усилия сильфонных компенсаторов от внутреннего давле-
ния Л£, Н, определяют по выражению
Ncp=PpAs,	(4.57)
где As - эффективная площадь поперечного сечения компенсатора, м2.
4=-^W+<5).	(4.58)
1О
где Jj, df - соответственно наружный и внутренний диаметры гибкого эле-
мента компенсатора, м.
350	350	300	250	200	>—• СЛ	СЛ О	Ь-> сл	о о	о	о	СЛ О	о	см ЬМ	►—*	Условный диаметр, Dy, мм
377	377	см м СЛ	ьм см	219	►—• 40	СЛ 40	см см	1— о оо	оо 40	04	СЛ	СЛ	см оо	гм	Наружный диаметр, de, мм
10,0	р	оо	с>	04 О	СЛ	Р сл	м	О	СМ СЛ	СМ СЛ	см СЛ	М СЛ	М СЛ	см	Толщина стенки, мм
357	359	309	259	207	1—* оо	СЛ о	И*—* М со	О	оо м	04 40	СЛ о		см см		Внутренний диаметр, dj, мм
90,51	81,68	62,54	45,92	31,52	23,31	17,15	12,73	10,26	7,38	6,26	4,62	2,62	2,19	СЛ	Масса 1 м, кг
>—* н-* СЛ	2	40	58,4	40,2	29,70	21,9	16,2	П‘£1	9,441	7,96	5,92	3,30	2,79	04	Площадь попереч- ного сечения стенки трубы, см2
о р »—*	101,2	74,99	52,69	33,65	26,59	17,67	12,27	7,85	СЛ ьэ оо	3,74	1,96	1,26	0,855		Внутренний объем 1 м трубы, л, (дм3)
19426	17624	10014	5177	2279	1327	652	338		86,1	52,5	21,1	7,56	4,41	оо	Момент инерции, см4
1031	40 см СЛ	616	379	208	см	оо м	50,8	32,8	19,3	см оо	7,42	3,36	2,32	40	Момент сопротив- ления, см3
оо	оо	1,02	0,86	0,69	0,61	0,50	0,42	0,34	0,28	0,24	оо	0,14	0,12	О	Площадь наруж- ной поверхности 1 м трубы, м2
2296	2182	1638	1217	оо U см	СА 04 СМ	СЛ СМ	см 40	277	ЬМ о 40	40	>—» см U	79,8	04 ОО	с=^	Сила тяжести 1 м трубы, Н/м
Технические характеристики стальных труб тепловых сетей
Л1 BaBif j
968
Окончание таблицы 4.15
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11
400	426	9,0	408	92,56	118	130,7	25640	1204	1,34	2600
400	426	6,0	414	62,15	79	134,6	17460	820	1,34	2355
450	480	7,0	469	69,84	89	170,6	24780	1037	1,51	2922
500	529	7,0	517	77,39	99	209,9	33711	1275	1,66	3501
500	529	8,0	515	90,11	115	208,3	39160	1479	1,66	3540
600	630	7,0	616	107,5	137	298	664478	2110	1,98	4654
600	630	8,0	614	122,7	156	296	75612	2400	1,98	4786
700	720	7,0	706	123,1	157	391	99648	2768	2,26	5927
700	720	8,0	704	140,5	179	389	110200	3150	2,26	6079
700	720	9,0	702	157,8	202	387	127052	3529	2,26	6230
800	820	8,0	804	160,2	204	508	168213	5077	2,58	7560
900	920	9,0	902	179,9	258	639	287239	5810	2,89	9509
1000	1020	10,0	1000	199,7	317	788	404638	7934	3,20	11553
1200	1220	11,0	1198	328,0	417	1127	784192	12857	3,83	16177
1200	1220	14,0	1192	416,4	530	1116	998063	16364	3,83	16944
1400	1420	11,0	1398	382,2	486	1520	1,23-106	17420	4,45	
1400	1420	14,0	1392	485,4	618	1530	1,57-106	22170	4,45	22134
397
398
Глава IV
Силы упругой деформации от температурных удлинений при гибких
компенсаторах и самокомпенсации NKi Н, определяют расчетом труб на
компенсацию температурных деформаций [1, с. 173-184].
При бесканальной прокладке теплопроводов возникают большие уси-
лия от трения поверхности теплопровода или поверхности теплоизоляции о
грунт. Величину сил трения Н, определяют по зависимости
2ЕА ( А. ДМ
’ (4‘59)
где Е - модуль продольной упругости, для стали Е- 2 • 1011 Па;
А - площадь поперечного сечения стенки трубы, м2, табл. 4.15;
a - коэффициент линейного удлинения стали, a = 12  10~6 1/°С;
AZ - перепад температуры стенки трубопровода от расчетной до тем-
пературы во время монтажа, °C;
А£ - расчетное температурное удлинение, м, участка теплопровода
длиной Z м, от опоры до компенсатора.
Для расчета усилия на неподвижную опору рекомендуется методика,
изложенная в [7, с. 267-268]. В [1, с. 172] приводятся расчетные формулы
для определения горизонтальных нагрузок на неподвижные опоры для
наиболее распространенных схем. Вертикальная нагрузка определяется в
соответствии с [4, прил. 8, п. 1]. Расчет сальниковых и линзовых компенса-
торов можно производить по методике, изложенной в [9, с. 240, 241]. При
этом расчетную компенсирующую способность сальникового компенсато-
ра всегда следует принимать меньше предусмотренной конструкцией на
z=50 мм для каждого стакана компенсатора [10].
При разработке монтажной схемы выбирают типы компенсаторов и
места их установки, причем по возможности предусматриваются участки с
естественной самокомпенсацией (углы поворотов от 90° до 130°, z-образные
участки и др.).
При бесканальной прокладке участки естественной самокомпенсации
необходимо размещать в каналах для обеспечения поперечных смещений
трубопроводов. Расчет участков самокомпенсации можно производить по
выражениям [3, форм. (9.13)-(9.18)].
П-образные компенсаторы следует рассчитывать по методике, изло-
женной в [7, с. 275-277], причем при применении жестких сварных отво-
дов расчет несколько упрощается. Определение напряжений в компенсато-
ре допускается производить по упрощенным выражениям [3, форм.(9.12),
(9.19), (9.20)]. Для увеличения компенсирующей способности П-образных
компенсаторов их устанавливают с предварительной растяжкой, которую
учитывают с помощью коэффициента £ [4, табл. 5] к расчетному тепловому
удлинению компенсируемого участка. При определении теплового удлине-
ния за расчетную температуру окружающей среды следует принимать тем-
пературу наружного воздуха для проектирования отопления to если уста-
399
навливают размеры гибких компенсаторов или определяют расчетные на-
пряжения в компенсаторах. Действительные напряжения находят, приняв
за расчетную температуру наружного воздуха во время монтажа теплопро-
вода /м. В целях облегчения конструктивного расчета П-образных компен-
саторов составлены номограммы [9, рис. VIII].
При проверочных расчетах компенсаторов максимальные компенса-
ционные напряжения не должны превышать допускаемых. Для предвари-
тельной оценки можно ориентироваться на усредненные допускаемые ком-
пенсационные напряжения при т=150°С и Рр= 1,6 МПа: для гибких ком-
пенсаторов сгдоп= 110 МПа; для участков самокомпенсации сгдоп = 80 МПа.
ПРИМЕР 4.15. Определить результирующее усилие на неподвижную
опору А (рис. 4.15) при закрытой и открытой задвижках. Теплопровод
<4=325 мм. Рабочее давление теплоносителя Рр=1,6 МПа. Силы трения в
сальниковых компенсаторах 1 и 2 принимаем равными, а коэффициент
трения подвижных опор ц=0,3.
Рис. 4.15. К примеру 4.15
Решение. Равнодействующая сил, действующих на опору слева,
складывается из неуравновешенной силы внутреннего давления (при за-
крытой задвижке), силы трения в сальниковом компенсаторе и силы трения
в подвижных опорах на участке длиной =50 м; равнодействующая сил,
действующих на опору справа, — из сил трения в сальниковом компенсато-
ре и подвижных опорах труб на участке длиной (,2 = 2 м.
Принимая по таблице 4.15 или по [7, прил. 23] силу тяжести 1 м по-
дающей трубы (7А=1638 Н/м, определяем результирующее усилие на не-
подвижную опору при закрытой задвижке (коэффициент а = 1):
N = a Ppitdi / 4 + ц(7а/1 -0,7ц(7а/2 -
= 1 -1,6 • 106 • 3,14 • 0,3092/4 + 0,3 • 1638 • 50-0,7 • 0,3 4638 - 2 = 143328 Н.
При открытой задвижке {а = 0)
N = |TGAG“0,7pGA£2 = 0,3 4638-50 - 0,7-0,3 4 638-2 = 23428 Н.
ПРИМЕР 4.16. Требуется найти результирующее усилие на щитовую
неподвижную опору А (рис. 4.16), если усилие от Г-образного компенсато-
ра, действующее на опору справа, NK= 1000 Н. Необходимые данные при-
нять из примера 4.15.
400
Глава IV
^2= 1,0 м
50,0 м
s
<о
еч
II
£3=10,0м
Рис. 4.16. К примеру 4.16
Решение. Сумма сил, действующих на опору слева, складывается из .
неуравновешенных сил внутреннего давления, сил трения в сальниковом
компенсаторе и в подвижных опорах труб на участке длиной t j =50 м, а сум-
ма сил, действующих на опору справа, из сил трения в подвижных опорах
труб на участке длиной = 10 м, и усилия от Г-образного компенсатора.
Приняв наружный диаметр патрубка компенсатора равным наружному
диаметру трубы de=0,325 м, длину сальниковой набивки (,с =0,2 м и коэф-
фициент трения набивки по стакану ^ = 0,15, находим силу трения в саль-
никовом компенсаторе
^=2лР,,£Хцс=2-3,14 1,6 106 0,2 0,325 0,15=979(Х)Н.
Результирующее усилие на неподвижную опору
N=aP,nd^4 + W}+gG4f|-0,7(WK+MG/,^) = l-l,6106-3>14 0,3092/4 +
+97900 + 0,3 1638-50 - 0,7 (1000 + 0,3 1638 10) = 238230 Н.
По справочным данным находим допустимое осевое усилие для щи-
товой неподвижной опоры под трубопроводы Dy 300 равное 300000 Н
(30000 кГс).
ПРИМЕР 4.17. Определить напряжение от термических деформаций в
трубопроводе диаметром Je = 325
мм у неподвижной опоры В
(рис. 4.17) при расчетной темпера-
туре теплоносителя т=150°С и
температуре окружающей среды
при монтаже /е = 0°С. Модуль про-
дольной упругости стали Е =
= 2-105 МПа=21011 Па, а коэф-
фициент линейного удлинения
а=12 10-6 1/°С. Допускаемое на-
пряжение изгиба в трубопроводе
од0п = 80 МПа.
401
Решение. Линейное удлинение длинного плеча
М =а- fj(T- 4)= 12-10~6-15-150=0,027 м.
При р=30° и п- £,/f = 1,5 находим напряжение у опоры В [3, форм.
(9.14)]
MEde 1,5 (, 1	л+3 . „А 0,027-2-105-0,325
ПРИМЕР 4.18. Для условий предыдущего примера определить на-
пряжение от температурных удлинений у неподвижной опоры В, если угол
поворота ф = 90°, т.е. угол р = 0.
Решение. При р = 0 и и = 1,5 находим напряжение у опоры В [3, форм.
(9.13)]
MEd. ,с 1,5 (, 1 А 0,027-2-Ю5-0,325
£2 cospl^ п )	Ю2
х 1,5 j = 43,9 МПа < адоп.
ПРИМЕР 4.19. Для П-образного компенсатора из трубы Je = 325 мм с
гнутыми отводами радиусом R = 1 м, вылетом I =5 м (рис. 4.18) определить
расчетные усилия и напряжение, если температура теплоносителя т =
= 130°С, а расчетная температура наружного воздуха для отопления to =
=-25°С. Допускаемое компенсационное напряжение в трубопроводе адоп =
= 110 МПа.
^1 = 5,0м
В
s
А
*
D
*
£=70,0 м
Рис. 4.18. К примеру 4.19
Решение. Линейное удлинение компенсируемого участка теплопро-
вода при температуре окружающей среды te=- 25°C
дг = а-.£(т-4)= 12-10“6-70-155=0,13 м.
402
Глава IV
Расчет компенсатора производим по методике, изложенной в [3,
с. 154-155], [7, с. 275-277].
Находим геометрическую характеристику отвода h при толщине стенки
трубы 5=0,008 м и среднем радиусе rm - (de - 8)/2 ~ (0,325 - 0,008)/2=0,159 м:
h = SR/г* = 0,008 -1/0,1592 = 0,32.
При h < 1 коэффициент жесткости к определяем по [7, форм. (9.46)]:
Л=А/1,65 =0,32/1,65 = 0,19.
Поправочный коэффициент напряжения находим по [7, форм. (9.47)]:
0,9	0,9	. о
т = zr-------4г?г=1,9.
Л0'67 О,320,67
Учитывая предварительное растяжение компенсатора,
= 0,5 - 0,13 = 0,065 м.
Центральный момент инерции сечения трубопровода
/=0,05- (d*-df) = 0,05-(0,325"-0,309")= 10,5-10"5 м".
Вычисляем
J = 1 (3,147?£2 - 2,28 R Ч +1,4 R3) + 0,67 Р	- 4Л£2 +
ок к
+ 2Я2^-1,ЗЗЯ3 = ^(3,14-1-52 - 2,28 12-5+1,4 13) + 0,67-53 +
+5-52-4-1-52 +2 12-5-1.33-13 = 477,5 м3.
Осевое усилие
МрЕ1 _ 0,065-2-Ю11 -10,5-Ю"5
| у1 ds '	477,5
i к
= 2858Н.
Максимальное напряжение в средней части спинки компенсатора
2-477,5
_ 0,065-2 10||-0,325-5 1,9_
II la Л	S	~	— —
2р^
о к
ПРИМЕР 4.20. Для условий примера 4.19 определить расчетные уси-
лие и напряжение в П-образном компенсаторе при сварных отводах.
Решение. При применении жестких сварных отводов /? = 0, к~1 и
т - 1. В этом случае [7, с. 275-277]
403
J 2* = 0>67€з+	= o,67 -53 + 5 -52 = 208м3.
о к
Расчетное осевое усилие
MpEI 0,065-2-10ll10,510-5
г у2ds	208
\~к~
Максимальное напряжение в средней части спинки
MpEdey 0,065-2-10й-0,325-5
max = -у- 2 , =-------7У7Т7-------= 50,8 • 106 Па = 50,8 МПа.
~ \у ds	2-208
I к
Таким образом, при применении сварных отводов повышается жест-
кость компенсатора, а следовательно, осевое усилие и напряжение.
ПРИМЕР 4.21. Найти напряжение в точках А и В компенсатора (см.
рис. 4.18) по [3, форм. (9.12), (9.19), (9.20)]. Условия те же, что и в примере
4.19. Отводы у компенсатора сварные.
Решение. Если пх- = 5/5 = 1, а п2=Ы£ =70/5 = 14, то изгибающее
напряжение в точке В
MpEde
I2
З/Zj + 2
щ +1
n2-«i +1
0,065-2 Ю5-0,325
52
в точке А
= 52,0 МПа < адоп;
MpEde___________1^5_______
/2	(Зи1 + 2)(и2-и1+1) х
пх +1
0,065-2-105-0,325	1,5
52	(3-1 + 2X14-1 + 1)
1 + 1
= 7,4 МПа.
ПРИМЕР 4.22. Определить вылет компенсатора при бесканальной
прокладке, если сдоп = 110 МПа. Компенсатор выполнен из труб Je = 273 мм
со сварными коленами, т.е. /? = 0, к=\ 1лт~\. Температура теплоносителя
т=130°С, расчетная температура воздуха te=- 20°С. Схема компенсатора
представлена на рис. 4.19.
404
Глава IV
Решение. Принимая ^ = €ь ^2=2^ь получаем пх =	= п2- 1ХИ =2,
т.е. л2 = 2 ль В этом случае ст,! = од.
Л
в
А
*
^2
L = 80,0 м
*
Рис. 4.19. К примеру 4.22
Расчетное удлинение компенсируемого участка с учетом предвари-
тельного растяжения компенсатора
Ыр - aL (т - te) е = 12 • 10^- 80 -150 - 0,5 = 0,072 м.
Определяем коэффициент с по [3, форм. (9.19)]:
1,5
= 0,375.
с =----------------
7 .О «1+1
3^+2------------
п2 ~~п1 +1
Вылет компенсатора
I = у/ХЦ Ed „с / ада, = 7°>072 • 2 • 105 • 0,273 • 0,375/110 = 3,7 м.
ПРИМЕР 4.23. Требуется определить напряжение в теплопроводе
диаметром *4=325 мм в точке А (рис. 4.20) при бесканальной прокладке. В
месте поворота теплопровод проложен в канале длиной по 10 м в обе сто-
роны от угла. Расчетные температуры
теплоносителя т=130°С, наружного
воздуха при монтаже /е=0°С, сдоп= 100
МПа.
Решение. Отношение длин ком-
пенсируемых участков п~ £2/^ = 1, z~
= Ь2Щ =40/30 =1,33.
Расчетное удлинение длинного
плеча
Д/р =а£2(т-/е) =
= 12Ю'6-40 130 = 0,062м.
При Р = 30° находим напряжение в
сечении Л [3, форм. (9.12), (9.15)]:
405
__ MEde 1,5	(«2+2w)(z + sinp) + zsinp + l
A	COSp	zn(n + l)
_ 0,062-2 105 0,325	1,5 Г (I2 + 2 • 1) (1,33 + sin 30°) +1,33 sin 30° + Г
Ю2 ' cos30° |_	1,33 1(1 + 1)
= 187,7 МПа.
Так как напряжение в теплопроводе > стдоп требуется увеличить
длину участков каналов по обе стороны от угла поворота.
4.13. Тепловой расчет теплоизоляционной конструкции
При тепловом расчете требуется: выбрать толщину основного слоя
изоляционной конструкции, рассчитать потери теплоты теплопроводами,
определить падение температуры теплоносителя по длине теплопровода и
рассчитать температурное поле вокруг трубопровода.
Толщина основного слоя изоляционной конструкции выбирается на
основе технико-экономического расчета или по нормам потерь теплоты, а
при заданной конечной температуре теплоносителя - в соответствии с пе-
репадом температур.
При расчете тепловых потерь и эффективности изоляционной конст-
рукции толщину основного слоя изоляции допускается принимать по
СНиПу [6, прил. 11, 12] или определять исходя из норм потерь теплоты:
8Ю=------=----dH,	(4.60)
где Хиз - коэффициент теплопроводности основного слоя, Вт/(м °С);
Z/? - термическое сопротивление изоляционной конструкции,
(м°С)/Вт.
ХД = Тср~<0 ,	(4.61)
Ян
где тср - расчетная среднегодовая температура теплоносителя, °C;
to- расчетная температура окружающей среды, °C;
qH - норма потерь теплоты, Вт/м, принимаемая по табл. 4.16 или [6,
прил. 4-8];
dK— наружный диаметр теплопровода, м.
Методика теплового расчета изоляции при канальной и бесканальной
прокладках приведена в [12].
При выборе основного слоя теплоизоляционной конструкции следует
руководствоваться следующим: для канальной и надземной прокладок
принимать основной слой теплоизоляции с плотностью не более 400 кг/м3 и
теплопроводностью не более 0,07 Вт/(м-°С).
406
Глава IV
Таблица 4.16
Нормы плотности теплового потока, Вт/м, через изолированную
поверхность трубопроводов двухтрубных водяных тепловых сетей
при числе часов работы в год более 5000
Условный проход труб Г), мм	Тип прокладки							
	открытый воздух		тоннель		непроходной канал		бесканальная	
	Средняя температу				за теплоносителя, °C			
	50	100	50	100	50	90	50	90
1	2	3	4	5	6	7	8	9
25	13	25	10	22	10	23	24	44
32					11	24		
40	15	29	12	26	12	25		
50	17	31	13	28	13	28	29	54
65	19	36	15	32	15	34	33	60
80	21	39	16	35	16	36	344	61
100	24	43	18	39	17	41	35	65
125	27	49	21	44	18	42	39	72
150	30	54	24	49	19	44	43	80
200	37	65	29	59	22	54	48	89
250	43	75	34	68	25	64	51	96
300	49	84	39	77	28	70	56	105
350	55	93	44	85	30	75	60	113
400	61	102	48	93	33	82	63	121
450	65	109	52	101	36	93	67	129
500	71	119	57	109	38	98	72	138
600	82	136	67	125	41	109	80	156
700	92	151	74	139	43	126	86	170
800	103	167	84	155	45	140	93	186
900	113	184	93	170	54	151		
1000	124	201	102	186	57	158		
Примечания.
1. При расположении изолируемых поверхностей в тоннеле к нормам плотно-
сти следует вводить коэффициент 0,85.
2. При применении в качестве теплоизоляционного слоя пенополиуретана, фе-
нольного поропласта ФЛ, полимербетона qK определяют с учетом коэффициента Л2,
табл. 4.17.
Таблица 4.17
Значения коэффициента к2
Материал теплоизоляционного слоя	Условный проход трубопроводов, мм			
	25-65	80-150	200-300	350-500
Полимербетон	0,7	0,8	0,9	1,0
Пенополиуретан, фенольный поропласт ФЛ	0,5	0,6	0,7	0,8
407
Для теплоизоляционной конструкции из уплотняющих материалов
толщину теплоизоляционного слоя определяют с учетом коэффициента
уплотнения Кс (табл. 4.18).
Таблица 4.18
Коэффициенты уплотнения для различных уплотняющихся
материалов и изделий
Теплоизоляционные материалы и изделия	Коэффициент уплотнения,
Изделия минераловатные с гофрированной структурой при ук- ладке на трубопроводы и оборудование условным проходом, мм: до 200 от 200 до 350 св. 350	L3 1,2 1,1
Маты минераловатные прошивные	1,2
Маты из стеклянного штапельного волокна	1,6
Маты из супертонкого стекловолокна, маты БЗМ, холсты из ультрасупертонких и стекломикрокристаллических волокон средней плотностью от 19 до 56 кг/м3 при укладке на трубопро- воды и оборудование условным проходом, мм: Dy < 800 при средней плотности 19 кг/м3	3,2*
То же при средней плотности 56 кг/м3	1,5*
Dv > 800 при средней плотности 19 кг/м3	2,0*
То же при средней плотности 56 кг/м3	1,5*
Плиты минераловатные на синтетическом связующем марки: 50, 75 125, 175	1,5 1,2
Плиты минераловатные на битумном связующем марки: 75 100, 150	1,5 1,2
Плиты полужесткие стекловолокнистые на синтетическом свя- зующем	1,15
Пенопласт ПВХ-Э	1,2
Пенопласт ППУ-ЭТ	1,3
* Промежуточные значения коэффициента уплотнения следует определять интер-
поляцией.
Примечание. В отдельных случаях в проектно-сметной документации по тепло-
вой изоляции могут быть предусмотрены другие коэффициенты уплотнения, обу-
словленные технико-экономическими расчетами и особенностями работы тепловой
изоляции.
При бесканальной прокладке коэффициент теплопроводности основ-
ного слоя теплоизоляционной конструкции определяется по формуле:
408
Глава IV
где 1 — коэффициент теплопроводности сухого материала основного слоя,
Вт/м °C, принимаемая по табл. 4.19;
К - поправочный коэффициент, учитывающий увеличение теплопро-
водности от увлажнения (табл. 4.20).
Таблица 4.19
Расчетные технические характеристики материалов, применяемых
для теплоизоляции трубопроводов при бесканальной прокладке
Материал	Условный проход трубопро- вода, мм	Средняя плотность Р, кг/м3	Теплопроводность сухого материала Хк, Вт/(м-°С), при 20°С	Максимальная температура вещества, °C
Армопенобетон	150-800	350-450	0,105-0,13	150
Битумоперлит	50-400	450-550	0,11-0,13	130*
Битумокерамзит	До 500	600	0,13	130*
Битумовермикулит	До 500	600	0,07	130*
Пенополимербетон	100-400	400	0,07	150
Пенополиуретан	100-400	60-80	0,05	120
Фенольный поро- пласт ФЛ моно- литный	До 1000	100	0,05	150
* Допускается применение до температуры 150 С при качественном методе отпуска
теплоты.
Таблица 4.20
Значения коэффициента увлажнения К
Материал теплоизоляционного слоя	Тип грунта		
	маловлажный	влажный	насыщенный водой
Армопенобетон	1,15	1,25	1,4
Битумоперлит	1,1	1,15	1,3
Битумовермикулит	1,1	1,15	1,3
Битумокерамзит	1,1	1,15	1,25
Пенополиуретан	1,0	1,05	1,1
Пенополимербетон	1,05	1,1	1Л5
Фенольный поропласт ФЛ	1,05	1,1	1,15
При определении толщины основного слоя изоляции по нормам плот-
ности теплового потока, а также при расчете потерь теплоты теплопрово-
дами за расчетную температуру теплоносителя для водяных тепловых се-
тей принимают среднегодовую температуру воды.
409
Среднегодовая температура воды в каждом теплопроводе определяет-
ся по выражению
_ ^ср.1«1 "^"^ср.2^2	^ср.12^12
СР	+Н2 +-'•+и12
где тср.1, Тср.2, Тср.12, - средняя температура теплоносителя по месяцам,
определяемая по графику центрального качественного регулирования
в зависимости от среднемесячных температур воздуха;
Л1 + п2 +...+ л и - количество часов в году по месяцам.
За расчетную температуру окружающей среды to принимают: в тонне-
лях, проходных каналах - 40°С; при бесканальной прокладке, а также при
прокладке в непроходных каналах - среднегодовую температуру грунта на
глубине заложения оси теплопровода; при надземной прокладке - средне-
годовую температуру наружного воздуха.
Коэффициент теплоотдачи а на поверхностях тепловой изоляции и ка-
нала следует принимать по [6, прил. 9]. Для теплопроводов, прокладывае-
мых в каналах, и от воздуха канала к стенке канала а = 8 Вт/(м-°С).
Падение температуры воды по длине теплопровода необходимо опре-
делять из предположения постоянства удельных теплопотерь. В этом слу-
чае температура теплоносителя в конце участка находится по [7, форм.
(10.36)] или [9, форм. (Х.29)]. Температурное поле грунта вокруг теплопро-
водов можно рассчитать по выражениям [9, форм. (Х.18), (Х.19)], [10,
форм. (10.29), (10.30)], при этом температуру теплоносителя для водяных
тепловых сетей следует принимать по графику центрального регулирова-
ния при среднемесячной температуре наружного воздуха расчетного месяца.
Оптимальную толщину основного слоя изоляционной конструкции
рассчитывают исходя из минимальных приведенных затрат, рассматривая
несколько вариантов с различной толщиной изоляционного слоя. Можно
воспользоваться методикой и примером [9, с. 395-396].
ПРИМЕР 4.24. Определить эффективность тепловой изоляции двух-
трубной тепловой сети, с диаметром теплопроводов JH=426 мм, проложен-
ных в каналах КЛС 210х 120 (рис. 4.21).
Среднегодовая температура сетевой воды в подающем трубопроводе
тср. i = 86°С, в обратном - Тср.2=46 °C.
Глубина заложения оси теплопроводов h = 1,2 м.
Грунты - суглинки, плотностью 1200 кг/м2 при массовой влажности до
12%. Температура грунта Г0 = 3°С. Изоляция - маты из стеклянного шта-
пельного волокна на синтетическом связующем марки МС — 50, толщиной
5ИЗ = 0,1 м (с учетом уплотнения), покровный слой из бризола в 2 слоя,
5ПС = 0,008 м.
Коэффициент теплопроводности основного слоя изоляции [4, прил. 14]
X из = 0,042 + 0,00028/ср,
410
Глава IV
гсР.1+40	86 + 40	,,ог,	„	,
где /ср ] = —----=—-— = 63°С - для подающей трубы,
тсп2+40 46 + 40
Гср 2 =	----= —-— = 43°С - для обратной трубы,
Хиз1 = 0,042 + 0,00028 • 63 = 0,06 Вт/(м- °C ),
А-из.2 = 0,042 + 0,00028-43 = 0,054 Вт/(м-°С).
Термическое сопротивление основного слоя изоляции для каждой трубы
У?,. = —5— In—— =-----------In = 1,02 (моСУВт;
3	2тЛгаЛ	</„ 6,28-0,06	0,426
Я„2=—!—In—-------------1-----In-^^ = 1,14 (м-°С)/Вт.
м2 2iikm2 6,28 0,054	0,426
Термическое сопротивление покровного слоя для каждой трубы
=----1-----In2^2 = 0,018 (м-°С)/Вт,
2тЛ„с d„ 6,28.0,175 0,626	'
где Хпс - коэффициент теплопроводности покровного слоя бризола,
Хпс = 0,175 Вт/(м-°С).
Термическое сопротивление на поверхности покрытия для каждого
трубопровода
R„ = —г— = —.. *	х = 0,06 (м-°С)/Вт,
nduca 3,14  0,642 • 8
где коэффициент теплоотдачи на поверхности покрытия принят а = 8
Вт/(м2-°С) [4, прил. 13].
ЛП.С.
' ' 4 'ч'/'/'А/'АЧ V«AV/’XW’P
£=0,826 м
2,1
2,38
Рис. 4.21. Схема канальной прокладки двухтрубной теплосети
в канале КЛС 210x120 (размеры в метрах)
411
Термическое сопротивление каждого теплопровода
Ri = Яиз.1 + Rnc +	= 1,02 + 0,018 + 0,06 = 1,1 (м°С)/Вт;
R2 = Ят.2 +^пс +ЯП =1,14 + 0,018 + 0,06 = 1,22 (м-°С)/Вт.
Эквивалентные внутренний и наружный диаметры канала равцы
^вэ
^4FB _ 4-2,1 1,2
Рв 2(2,1+ 1,2)
1,53 м;
_4FH_ 4-2,381,47 g-
Р„ 2(2,38+1,47)
где FB и Рв - площадь и периметр канала по внутренним размерам;
FH и Рн - площадь и периметр канала по наружным размерам.
Принимая коэффициент теплоотдачи на внутренней поверхности ка-
нала а = 8,00 Вт/(м2 оС) рассчитываем термическое сопротивление на по-
верхности канала
й„к = -г— = ЧТПТГ7 = °>026 (м °сувт.
павэа 3,14 1,53-8
Термическое сопротивление стенок канала при коэффициенте тепло-
проводности железобетонной стенки канала Хк= 1,6 Вт/(м°С)
Лк	1 1А1пт|| = 0,014 (м-°С)/Вт.
2тслк авэ 6,28 1,6 1,53
Так как отношение ЛМН= 1,2/0,426 = 2,82 > 2, термическое сопротив-
ление грунта рассчитываем по выражению
D _ 1 , 4h
^тр э л 1^ j >
2лЛгр wH3
а коэффициент теплопроводности грунта находим по таблице 4.21
= 0,62 Вт/(м-°С);
/?га =^-4—1°-^-=^ „*144^ = 0,249 (м-°С)/Вт.
гр гтйг,, dH, 6,28 0,62	1,82	'	’
Суммарное термическое сопротивление потоку тепла от воздуха в ка-
нале в грунт
Ro = RnK + RK +11^ = 0,026 + 0,014+0,249 = 0,289 (м °С)/Вт.
Температуру воздуха в канале определяем по выражению
t = У1/Я1 + ^2^2 +	86/1,1 + 46/1,22 + 3/0,289 ?
к 1/Л,+1/Л2+1/й0	1/1,1 + 1/1,22 + 1/0,289
Таблица 4.21
Теплопроводность грунтов различной структуры и влажности
Характеристика грунтов	Плотность сухого грунта Рсух, КГ/м	Порис- тость, р	Т еплопроводность сухого грунта Хсух, Вт/(м-К)	Теплопроводность влажных грунтов Хвл при массовой влажности 1ГМ, %					
				^м,%	^вл	^м,%	^вл	^м,%	^•вл
Пески к супеси	1200	0,54	0,20	12	0,94	24	1,31	36	1,55
	1600	0,38	0,31	16	1,24	32	1,76	48	2,15
	2000	0,23	0,56	20	2,03	40	3,08	—	—
	1600	—	—	8	1,10	22	1,92	38	2,44
	2000	—	—	10	2,03	23	3,31	—	—
Песок для строи- тельных работ (ГОСТ 8736-77)	1600	—	0,35	2	0,58	—	—	—	—
Глины и	800	0,68	0,12	8	0,45	16	0,64	24	0,74
суглинки	1200	0,54	0,20	12	0,62	24	0,86	36	1,00
	1600	0,38	0,33	16	0,96	32	1,33	48	1,63
	2000	0,23	0,58	20	2,00	40	2,60	-	-
	1600	—	—	8	0,87	32	1,74	38	1,86
	2000	—	—	10	1,74	20	2,56	23	2,67
Гравий, дресва, щебень	2000	—	—	10	2,03	16	2,73	23	3,37
Известняк	1400	—	0,49	3	0,58	—	—	—	—
	1600	 	0,58	3	0,81				‘ 
	1800	  	0,70	3	1,05	—	—	—	—
	2000	—	0,93	3	1,28	—	—	—	—
Мрамор	2800	—	2,91	—	—	—	—	—	—
Гранит, гнейс, базальт	2800	—	3,49	—	—	—	—	—	—
412	Глава IV
413
Удельные потери теплоты подающим и обратным изолированными
теплопроводами
*^срл 86—24,3	1 п /
=	= 56,1 Вт/м;
=,Т-с.Р;?~Гк = 46 ~24’3 = 17,8 Вт/м.
42 R2 1,22
Суммарные удельные потери тепла
дт - Я\ + Я2 = 56,1 +17,8 = 73,9 Вт/м.
При условии неизолированных теплопроводов суммарное термическое
сопротивление будет равно термическому сопротивлению на поверхности
теплопровода
= 1----- 1	= 0>093 (м.оС)/Вт.
тшна 3,14 0,426-8
Температура воздуха в канале при неизолированных теплопроводах
, _ 86/0,093+ 46/0,093+3/0,289 _573оС
к 1/0,093 + 1/0,093+1/0,289	’	*
Удельные потери тепла неизолированными теплопроводами
t Tcp.l“	86—57,3 ЭЛОДП /
-~ J =308,6 Вт/м;
R*™	0,093
t ^ср.246 — 57,3	щеп /
q2 -—L~	- -121,5 Вт/м.
/?»еиз 0,093
Это значит, что в данном случае, при условии отсутствия изоляции,
имеет место обратный тепловой поток от воздуха в канале в обратный теп-
лопровод.
Суммарные потери тепла неизолированными теплопроводами будут
равны потерям тепла подающим теплопроводом
?неиз=?1'=308,6 Вт/м.
Эффективность тепловой изоляции
_ 7неиз _ 308,6 — 73,9 _ q 76
Янеиз	308,6
ПРИМЕР 4.25. По данным примера 4.24 определить требуемую тол-
щину тепловой изоляции по нормируемой плотности теплового потока че-
рез изолированную поверхность теплопровода. Определить эффективность
принятой изоляции.
Нормируемые плотности тепловых потоков для трубопроводов dK =
=426 мм при среднегодовых температурах теплоносителя в подающем теп-
414
Глава IV
лопроводе тср,1 = 86°С и обратном тср.2=46оС определяем по табл. 4.16
^НОрМ = 82 Вт/м, ^норм = 33 Вт/м
Определяем термические сопротивления теплопроводов
XRi =	= 1,012 (м °С)/Вт;
^1Н°РМ 82
£Я2 = Тср-2 ^=11-2 = 13 (м-°С)/Вт.
4"орм 33
Толщину основного слоя изоляции определяем по формуле
8„ =-^(В-1),[6]
где B = djdn - отношение наружного диаметра изоляционного слоя к на-
ружному диаметру трубы, [6].
1п5 = 2пА,из £5-----———- .
ю|_ ал (4 +0,1) J
Для подающего теплопровода
1п5 = 2пХиз
= 0,35.
= 6,28-0,06 1,012-
8-3,14(0,426 +0,1) J
По таблице натуральных логарифмов чисел [12] находим В= 1,42, то-
гда
бих! =	-1> = -^(1.42 -1) = 0,09 м.
Для обратного теплопровода
In В = 6,28  0,054 1,3 -
8-3,14(0,426+0,1) J
= 0,42, 5=1,52;
8ю2=^у^0^2 = 0Дм.
Принимаем толщину основного слоя изоляции для обоих теплопрово-
дов 5ИЗ — 0,11 м.
Термическое сопротивление основного слоя изоляции для труб
Я . =—!—In-!а- =--------In 2^46 = ц 1 (м°С)/Вт;
"т| 2лХш1 </н	6,28 0,06 0,426	4
415
Термическое сопротивление покровного слоя для обеих труб
= 5^Г"ln=	1п7^В=°’023 (“’СУВт-
2ЛЛПС ат o,Zo* 0,175	0,646
Термическое сопротивление на поверхности покровного слоя для обе-
их труб
Я„ =~Г— = т1л Лк-» g=0’06 (м°СУВт.
папса 3,14 0,662-8
Термическое сопротивление теплопроводов
Л = Лиз.1 + Япс + Яп = М1 + 0,023 + 0,06 = 1,193 (м °С)/Вт;
R2 = 1,24 + 0,023 + 0,06 = 1,323 (м-°С)/Вт.
Из предыдущего примера принимаем термическое сопротивление на
внутренней поверхности канала /?пк = 0,026 (м-°С)/Вт, стенок канала
RK = 0,014 (м-°С)/Вт, грунта 7?^ = 0,249 (м°С)/Вт и суммарное термическое
сопротивление 7?0=0,289 (м°С)/Вт.
Определяем температуру воздуха в канале
_ 86/1,193 + 46/1,323 + 3/0,289 _ 117,3 _ 3
к 1/1,193 + 1/1,323 + 1/0,289	5,06
Удельные потери тепла подающим и обратным теплопроводами
тср.1“^к 86 — 23,2	/
Qi = Л „— = —гттзг- = 52,6 Вт/м;
ZRi 1Д93
46 - 23,2 поп/
Я2 = —= 17,2 Вт/м.
4	1,323
Суммарные удельные потери тепла
<7из = Я\ + Я1 ~ 52,6 +17,2 = 69,8 Вт/м.
При условии отсутствия тепловой изоляции удельные тепловые потери
каждым теплопроводом будут такими, как в примере 4.24.
q{ = 308,6 Вт/м, q\ = -121,5 Вт/м,
а суммарные теплопотери ^неиз = 308,6 Вт/м
Эффективность тепловой изоляции
_Яжт Яиз ___308,6 69,8 _ ~ ——
308,6	" ’ ’
*7неиз
416
Глава IV
ПРИМЕР 4.26. Определить эффективность тепловой изоляции из фе-
нольного поропласта для двухтрубной тепловой сети бесканальной про-
кладки. Диаметр теплопроводов dK=0,377 м. Среднегодовая температура
теплоносителя тсрЛ = 90°С, 'сср.2 = 50°С. Глубина заложения оси теплопрово-
дов h- 1,6 м. Грунты - пески и супеси маловлажные р= 1600 кг/м3, средне-
годовая температура грунта на глубине заложения to— 5°C. Покровный слой
теплоизоляции - бризол в два слоя, толщиной 8ПС = 6 мм (рис. 4.22).
Рис. 4.22. Схема прокладки двухтрубной теплосети
при бесканальной прокладке
Принимаем толщину основного слоя изоляции 8т=0,15м, тогда на-
ружный диаметр слоя изоляции dK3 =0,677 м, а при покровном слое
5ПС = 0,006 м диаметр трубопровода с изоляционной конструкцией состав-
ляет Jnc = 0,689 м.
Принимая по табл. 4.19 коэффициент теплопроводности фенольного
поропласта А/из = 0,05 Вт/(м °С) с учетом коэффициента увлажнения
АуВ=1,1 (табл. 4.20) Хиз=Х'из-АуВ = 0,05-1,1 =0,055 (м-°С)/Вт определяем
термическое сопротивление слоя изоляции
Яиз
1
2зтХ из
. dm 1	. 0,677
~dK 6,28-0,055 0,377
= 1,69 (м-°С)/Вт.
Термическое сопротивление покровного слоя, при Хпс=0,175 Вт/(м-°С)
Я„с
-4—
2тЛпс dm
1 j 0,689
6,28 • 0,175 Ш 0,677
= 0,016 (м-°С)/Вт.
Так как h/d„= 1,6/0,377 = 4,24 > 2 термическое сопротивление грунта
рассчитываем по выражению
р =	1	1 4А 1	1 ±12.
dnc 6,28-1,24 0,683
= 0,29 (м-°С)/Вт,
где Xjp = 1,24 (м -°С)/Вт (табл. 4.21).
417
Термическое сопротивление каждого теплопровода
R} = R2 = Rm + Rnc + Rrp = 1,69 + 0,016 + 0,29 = 1,99 (м°С)/Вт.
Термическое сопротивление, учитывающее взаимное влияние тепло-
вых потоков теплопроводов находим по выражению
Л,;2 = iJr1” J(tT+1 = 62ГТ24In +, = 0’17 (М°с)/Вт-
ZTtApp	J о,2о-1,24 у U,oo J
Определяем удельные потери тепла подающим и обратным теплопро-
водами по формулам
ДТ| '/?2 Д”^2 '
qi =------------3“
rxr2 - Л-2
ДТ2 *-^1 ДТ| •/?р2
92	я,я2-я,22
Находим разности температур сетевой воды и грунта для подающего и
обратного трубопроводов
At] =Тср.|-<0 =90-5 = 85°С,
Дт2 = tcp.2 -<<> = 50-5 = 45 °C,
ДтгЯг-Дтг -Д^ 85 1,99 - 45 0,17
R,R2-Rh2 ~ 1,992 - 0,172
Дтг -^-Дт, -^.; 45 1,99 - 85 0,17
RxR2-R^ 1,992-0,172
= 41,1 Вт/м,
= 19,1 Вт/м.
Суммарные удельные тепловые потери обоими теплопроводами
д™ = Ч\ + 41 = 41,1 +19,1 = 60,2 Вт/м.
Нормируемые плотности тепловых потоков составляют ^;норм=113
Вт/м и 7'2иорм = 60 Вт/м (табл. 4.16), а с учетом коэффициента К2, прини-
маемого по таблице 4.17
^,н°рМ = я-^норм = 0>8.j и _ 904 Вт/м;
?'2норм = tf2?2H°PM = 0,8 - 60 = 48 Вт/м.
Далее рассчитываем теплопотери трубопроводами при условии отсут-
ствия тепловой изоляции. Термическое сопротивление грунта при неизоли-
рованных теплопроводах
418
Глава IV
Дп>=^-4—fa -.J,,, tn = 0,36 (м-°С)/Вт.
ф 2^	</„ 6,28-1,24 0,377	'
Термическое сопротивление каждого теплопровода при условии от-
сутствия изоляции будет равно термическому сопротивлению грунта, т.е.
днеиз = днеиз =	= 0,36 (м °С)/Вт.
Удельные теплопотери неизолированных подающего и обратного теп-
лопроводов
ДТ|Л2-Дт2Л|^ 85 036-45 0,17 „QCD/
------------— -------------— = 229,5 Вт/м;
неиз
Я1-Я2-Я1-2
0,362 -0,172
Дтг ^-Дт, /?^ 45-0,36-85-0,17	_ D ,
--------------------------------— = 17,5 Вт/м.
0,362 -0,172
неиз
41 Rx-Rz-R^
Суммарные потери тепла
^неиз = ^неиз + ^иеиз = 229,5 + j7 5 = 347 Вт/м
Эффективность тепловой изоляции
n=g"°°-Г = 247 - 60,2 = 0>76
*7неиз	247
Как показывают расчеты, по сравнению с канальной прокладкой эф-
фективность изоляции значительно ниже, что связано с непосредственным
контактом поверхности теплопроводов с грунтом, обладающим сравни-
тельно большой теплопроводностью. Кроме того, большое значение имеет
воздушная прослойка в канале между поверхностью трубопровода и грун-
том, которая фактически также является теплоизолятором.
247
ПРИМЕР 4.27. Определить эффективность тепловой изоляции и по-
Рис.4.23. Схема двухтрубной бесканальной
прокладки с ПИ трубами
тери тепла двухтрубной теп-
ловой сетью с предваритель-
но изолированными трубами
фирмы АББ, при расчетных
температурах теплоносителя
т1 = 130оС,т2 = 70°С.
Диаметр труб Dy 250, глу-
бина заложения труб А = 1 м,
температура грунта на глубине
заложения to = 5 °C, грунты -
пески и супеси, коэффициент
теплопроводности грунта Атр =
= 1,2 (м-°С)/Вт. Схема про-
кладки на рис. 4.23.
419
Исходя из нормативных материалов фирмы АББ [13] наружный
диаметр полиэтиленовой оболочки для труб Dy 250 dnc - 400 мм. Терми-
ческое сопротивление полиэтиленовой оболочки в расчетах не учитыва-
ется вследствие малости величины. Наружный диаметр стальной трубы
dH = 273 мм, толщина слоя пенополиуретановой теплоизоляции равна
6ИЗ = 60 мм.
Принимая коэффициент теплопроводности слоя изоляции Хиз = 0,027
(м-°С)/Вт [14] определяем термическое сопротивление изоляции
Яиз
1 ^пс
2лХиз dH
1 ь 0,4
6,28-0,027 0,273
= 2,25 (м-°С)/Вт.
Так как hldK= 1,0/0,273 = 3,66 >2, термическое сопротивление грунта
рассчитываем по уравнению
Лп> =	= 62Г12 1п^т=0>31 (м °С>/Вт-
Z7tA.jp ипс 6,28-1,2	0,4
Термическое сопротивление каждого теплопровода
R^R1 = Rm + Rtv= 2,25 + 0,31 = 2,56 (м°С)/Вт.
Термическое сопротивление, учитывающее взаимное влияние тепло-
вых потоков
Л|й =T4-lnJfW+1 = fi 2111	+1 = 0,16 (м°С)/Вт.
ZrcArp	)	6,28-1,2 у 0,65)
Определяем удельные потери тепла, предварительно принимая пере-
пады температур сетевой воды и грунта
дТ1=Т1-/о= 130-5 = 125 °C;
Дт2 — Тг “С = 70-5 = 65 °C;
Дт!-Л2 — Дт2-Л1;2 125-2,56-65-0,16	.
q =--------------—— ~— = 47 5 Вт/м;
RxR2-R^ 2,562-0,162
Р Р Р%
/<1 • Л2 ~ Л1;2
65-2,56-125-0,16
2,562 - 0,162
= 22,4 Вт/м.
Суммарные теплопотери
q = 1/1 + q2 = 47,5 + 22,4 = 69,9 Вт/м.
По табл. 2.8.2 [14] потери тепла в предизолированных трубах для тем-
ператур (130-70)°С <7 = 69,6 Вт/м.
Расчет тепловых потоков от труб с учетом их взаимного влияния про-
водим по методике приведенной в [14].
420
Глава IV
Определяем термическое сопротивление между подающим и обрат-
ным теплопроводами
Я|2=-4—In 1 + |М = J, „In 1+f-^^l =0,31 (м °С)/Вт.
1,2 2^ I I b ) J 6,281,2	10,65 J
Коэффициент теплопередачи для двух теплопроводов [14]
К\ - К2 = ----У----— = „„ А = 0,35 Вт/(м- °C ).
*из + Лр + *1;2 2,254-0,31+0,31
Суммарные удельные потери тепла [14]
q = 2(Kx - ) f Т| tТ; -	| = 2 • 0,35 f130 + 70 - 5^ = 66,5 Вт/м.
\ 2 у \	2	' J
Рассчитаем эффективность тепловой изоляции.
Термическое сопротивление грунта при условии отсутствия изоляции
R™3 =	* . „ In 4М = 0,36 (м-°С)/Вт.
ф 6,28 1,2 0,273
В случае отсутствия теплоизоляции термическое сопротивление трубы
будет равно термическому сопротивлению грунта
днеиз = днеиз = (м.оС)/ВТ.
Удельные тепловые потоки
иеиз = Атг/?2неиз-Ат2-/?1;2 = 125 0,36-65 0,16
91	0,362-0,162
= 346 Вт/м;
= Дт2-ДГ”-Атг^ = 65 0,36-125 0,16 = 34 Вт/м
1;2 _
Лн«ю.Лнеи>_Л22 0,362-0,162
Суммарный тепловой поток
^неиз =	+ ^неиз = 346 + 34 = 38q Вт/м
Эффективность тепловой изоляции
Г^ = ЗМ-69?9
1 ^иеиз	~~~
380
по методике АББ
380-66,5
380
= 0,825.
421
4.14. Тепловой и гидравлический расчет
водоподогревательных установок
Тепловой и гидравлический расчеты водоподогревателей сводятся к
определению расчетной поверхности нагрева, выбора номера и количества
секций, а также гидравлического сопротивления водоподогревателя по
греющей и нагреваемой воде.
Расчет водоподогревателей системы горячего водоснабжения при лю-
бых схемах подключения их к тепловым сетям производится для самого не-
благоприятного режима, соответствующего точке излома температурного
графика или по минимальной температуре воды, если отсутствует излом
графика [4, п. 11.9]. Для скоростных секционных водоподогревателей следу-
ет принимать противоточную схему потоков теплоносителей, при этом гре-
ющая вода из тепловой сети должна поступать в межтрубное пространство.
Кроме скоростных водоподогревателей, могут использоваться пластинчатые.
Число водоводяных подогревателей для системы горячего водоснаб-
жения принимается равным двум параллельно включенным в каждой сту-
пени подогрева, рассчитанных на 50% теплового потока [4, п. 11.12]. При
максимальном тепловом потеке до 2 МВт предусматривается установка по
одному водоподогревателю в каждой ступени нагрева.
Водоподогреватели горячего водоснабжения присоединяются к тепло-
вым сетям в ЦТП по параллельной или двухступенчатой схемам.
Расчет двухступенчатой последовательной схемы ведется по балансо-
вой нагрузке горячего водоснабжения, а расчет двухступенчатой смешан-
ной схемы производят при условии равенства температур сетевой воды
после подогревателя второй ступени и после системы отопления. При на-
личии в системе горячего водоснабжения баков-аккумуляторов расчет про-
изводится по среднечасовой тепловой нагрузке, а при их отсутствии — по
максимальной. Тепловой расчет водоподогревателей сводится к определе-
нию коэффициентов теплопередачи, площади поверхности нагрева и по-
терь давления в них греющей и нагреваемой воды. При этом скорость дви-
жения нагреваемой воды в трубках должна быть в пределах 1-2,5 м/с, в
межтрубном пространстве — не более 2 м/с.
Методика теплового и гидравлического расчетов водоподогреватель-
ных установок приведена в [9, с. 136-148].
ПРИМЕР 4.28. Произвести тепловой и гидравлический расчеты водо-
подогревательной установки системы горячего водоснабжения, присоеди-
ненной по двухступенчатой смешанной схеме (рис. 4.24). Тепловая нагруз-
ка на отопление ботах = 800 кВт, а горячее водоснабжение блшах = 720 кВт.
Температура сетевой воды, соответствующая точке излома графика, T't =
= 70°С, Т2 = 42°С. Температура холодной и горячей воды tc = 5°С, /А = 60°С.
Расчетная температура сетевой воды = 150°С, т2 = 70°С.
422
Глава IV
Из тепловой сети
РР
Из водопровода
В тепловую сеть
т2
-—С*3-
G^h max
II ступпень
I ступпень
Goh max
GaR max
Ihr
{>и-и-с*змн
Рис. 4.24. Двухступенчатая смешанная схема водоподогревательной
установки горячего водоснабжения


Решение. В зимний период расход сетевой воды:
на отопление [4, п. 5.2]
г _ 3,60опих-1О3	800-3,6 -103
^отпах
4,19-<150-70) -85’1’
на горячее водоснабжение [4, п. 5.2]
г _ ОЛЗа^-З.б-Ю3_0,55-720-3,6 -103
иЗЛ max-
ч =12151,4 кг/ч.
4,19(70-42)
Расчетный расход на абонентский ввод
Ga6max = Gomax + Gu	= 8591,9 + 12151,4 = 20743,3 кг/ч.
Расход нагреваемой воды для горячего водоснабжения
3,6103еАтах _3,6-Ю3-720
Я hr-
ч =11247,6 кг/ч.
4,19(60-5)
423
Температура нагреваемой воды на выходе из подогревателя первой
ступени [9, форм. (V. 16)] f = - 5=42 - 5 = 37°С.
Теплопроизводительность подогревателей второй и первой ступеней:
бьпах =бАтах —— =720- ^)~33 =301,1 кВт;
-иглах	60_5	’
max =еЛпих -Са'шзх =720-301,1 =418,9 кВт.
Температура сетевой воды на выходе из подогревателя первой ступени
eLax-3,6-103	Л,, 418,9-3,6103 _
4,19-20743,3
г = 42
ССгабшах
Среднелогарифмические разности температур между греющим и на-
гревательным теплоносителями в подогревателях первой и второй сту-
пеней:
А/. =
ги,1
In
24,6-5
42-37
_ W -	- (<2 - r)  (70 - 60) - (42 - 37)

Средние температуры сетевой и нагреваемой воды в подогревателях
первой и второй ступеней:
Гя1=0,5-(>’+<е) = 0,5(37 + 5)=21°С;
т„,и = 0,5 -« + <) = 0,5 • (70 + 42)=56°С;
/„л =0,5 • (/* + О = 0,5 (60 + 37)=48,5°С.
Задавшись скоростью нагреваемой воды = 1 м/с, определяем тре-
буемую площадь живого сечения трубного пространства подогревателя
-	<?£	11247,6
ЗбОО-и^-р 3600 1-Ю3
=0,0031 м2.
К установке принимаем скоростной водоподогреватель типа 08 ОСТ
34-588-68 с техническими данными: длина секции I = 4000 мм, внутренний
диаметр корпуса Dt= 106 мм, площадь поверхности нагрева одной секции
424
Глава IV
FceK = 3,54 м2, диаметр трубок de!di-16/14 мм, количество трубок п = 19,
площадь живого сечения межтрубного пространства/^ =0,005 м2, трубно-
го пространства/р=0,00293 м2.
Эквивалентный диаметр межтрубного пространства
. D2-nd2e	1062—19-162 __
I ;	106-1-19-16 = ^мм=0,0155 м.
Действительная скорость нагреваемой воды в трубках подогревателя
Л	11247,6
ее
^то =-----—-----г -----------------г = 1>07 м/с.
ЗбООЛр-Ю3	3600-0,00293-Ю3
Скорость сетевой воды в межтрубном пространстве водоподогревате-
лей первой и второй ступени:
. J —	—	20743,3	— IIS м/с •
3600 /м„ р 3600 0,005 1 о3 ’
И ^3* шах	12151,4	.
то = Z.---------=----------------г - 0,68 м/с.
млр 3600 р 3600-0,005 -103
Коэффициенты теплоотдачи от сетевой воды к стенкам трубок в по-
догревателях первой и второй ступеней [9, с. форм. (V.8)]
и0’8
аЦ,лр =(1630+21т„.,-0,041т2.,)-^-=
&ее
1 1 С<>,8
= (1630+21 • 333 - 0,041 -ЗЗЗ2 )0^50 2 =5873,3 Вт/(м2°С);
аЦ ™ = (1630+21 • 56 - 0,041 • 562) = ?’68-°’*, =4528,3 Вт/(м 2оС).
млр V	О,О1550'2
Коэффициенты теплоотдачи от стенок трубок к нагреваемой воде в
подогревателях первой и второй ступеней:
и0’8
< =(1630+ 21^ -0,041Z2 j)—2у=
1 ОУ 0,8
=(1630 + 21  21 - 0,041 • 212) ’	=5091 Вт/(м2 °С);
О,О140-2
1 070,8
а“ = (1630 + 21 • 48,5-0,041-48,52) 0	= 6329 Вт/(м2оС).
Коэффициенты теплопередачи для подогревателей первой и второй
ступеней [9, форм. (V.7)]
425
’"-L+S+_L_
—-----------i-----------= 2638,5 Вт/(м2 оС);
-Д-+0,000013+f Д .
5091	5873,3
п =	1---------= 2551 Вт/(м2-°С);
-Д-+0,000013+-Д-
6329	4528,3
Требуемая площадь поверхности нагрева подогревателей первой и
второй ступеней [9, форм. (V.6)]:
г Йпих-103 418.9-103
= 18,5 м2;
2638,540,7-0,8
, g”nm-103 _ 301,1-Ю3	2
“ КпД1тПц 2551-7,2 -0,8
Количество секций в подогревателях первой и второй ступеней:
nI=F]/FceK= 18,5/3,54 = 5,2 » 6 секций;
Wii=Fn/FCer=20,5/3,54 = 5,8 « 6 секций.
Потери давления в трубном и межтрубном пространстве подогревате-
лей первой и второй ступеней:
АР„ др = 11 и2 лр« = 11 • 1,15 2 • 6 = 87,3 кПа;
АР* = 5,3и2 и = 5,3 • 1,072- 6 = 36,4 кПа;
*г	жг*
ДР^ = 11«м.тр« = 11- 0,682 • 6 = 33,5 кПа;
ДР” = 5,3и^ я = 5,3 • 1,072 • 6 = 36,4 кПа.
В летний период расчетные параметры сетевой воды составляют:
т i = 70°С, Тз = 30°С; температура холодной воды t* = 15°С.
Расход теплоты для горячего водоснабжения
pamaxfe-tsc) _ 0,8-720 (60-15) _
а™ -	— — -	^5	471,3 кВт
Расход нагреваемой воды
^3600=^3^20 =8998,6кг/ч.
4,19-(60-15)
9*’ =
Расход сетевой воды
3600	471,3-3600
" 4э19-(70-30)
= 10123,3 кг/ч.
426
Глава IV
Среднелогарифмическая разность температур теплоносителей

(т'3-th) (30-15)-(70-60)
f 30-15 А
( 70-60)
= 12,3°С.
Средние температуры нагреваемой и сетевой воды в подогревателе
tsh = 0,5 (th + tsc) = 0,5 - (60 +15) = 37,5°C;
= 0,5 • (rj + Tj) = 0,5 • (70 +30) = 50°С.
Скорость сетевой и нагреваемой воды в подогревателе:
Якг
8998,6
и—  --------------------— ------г = 0,85 м/с;
тр 3600-ЛрР 3600 0,00293-Ю3
С'ЗЛтах	10123,3	.
имтп =------------=----------------- - 0,56 м/с.
мтр 3600 /„„-р 3600-0,005-Ю3
Коэффициенты теплоотдачи:
at, = (1630 + 2Hi - 0,04Iff
= (1630+21 -37,5 - 0,041 - 37,52
lA8
wTp
О RS0,8
’ 	=4861,3 Вт/(м2-°С);
0,014°-2
0,2
ai.4>=(1630+21<-0,041tf
и0’8
^М-Тр
= (1630+21-50-0,041-502
л С£0,8
и’3°	= 3730,6 Вт/(м2-°С).
O.O1550,2
Коэффициент теплопередачи:
г	1	1
= 2053,4 Вт/(м2-°С).
х
—-5— + 0,000013 +
4861,3	’	3730,6
Поверхность нагрева подогревателя в летний период
^ блтахЮ3 _	471,3-Ю3	2
— zj,jM .
2053,4-12,3-0,8
Количество секций подогревателя
п = 23,3/3,54 - 6,58 » 7 секций.
В летний период включается только подогреватель второй ступени.
Причем к его шести секциям добавляется еще одна.
421
Потери давления в летнее время:
АР^р - 5,3	трп - 5,3 • 0,852 • 7 = 26,8 кПа;
=1 lujjipfl =11-0,562 -7 =24,1 кПа.
ПРИМЕР 4.29. Произвести тепловой и гидравлический расчеты водо-
подогревательной установки системы горячего водоснабжения, присоеди-
ненной по двухступенчатой последовательной схеме (рис. 4.25). Расчетный
расход теплоты на отопление ботах = 800 кВт, горячее водоснабжение Qhm =
=328 кВт. Регулирование отпуска теплоты осуществляется по совмещен-
ной нагрузке отопления и горячего водоснабжения. Температуру воды в
тепловой сети принять из примера 4.5 (см. рис. 4.4). Температура горячей
воды /* = 60оС, холодной /с = 5°С, воды, поступающей в систему отопления
при т'э = 50,5°С. Балансовый коэффициент х= 1,2.
II ступпень
Из тепловой сети!
G]PP
В тепловую сеть I
----ЙФ-7
Из водопровода 1
.4»	1
------ИЗ
Летняя ,
перемычка
Рис. 4.25. Двухступенчатая последовательная схема водоподогревательной
установки горячего водоснабжения
tc
e-OKIMfr
I ступпень

Решение. Расчет водоподогревательной установки производим при
минимальной температуре сетевой воды в подающей магистрали, соот-
ветствующей t*. Из примера 4.5 находим, что при /„ = 2,5°С температура
428
Глава IV
сетевой воды в подающей магистрали по повышенному температурному гра-
фику Tin = 81°C, после системы отопления по отопительному графику
Т2 = 42°С; при to--25°С расчетные температуры сетевой воды Т) = 150°С,
т2 = 70°С.
Задавшись недогревом водопроводной воды до температуры греющей
сетевой воды в нижней (первой) ступени подогревателя А/Н = 5°С, находим
температуру нагреваемой воды на выходе из подогревателя
Г = т'2-Агн=42-5=37°С.
Балансовая тепловая нагрузка на горячее водоснабжение
Qt	= 1,2-328 = 393,6 кВт.
Тепловые нагрузки подогревателей обоих ступеней при балансовой
нагрузке на горячее водоснабжение составляют
393,6 (60 -37)	_
йп =-----77—<—-=164>6 кВт;
Йн = QL - а6п = 393,6- 164, 6=229 кВт.
Максимальный часовой расход теплоты на горячее водоснабжение
aimx=2,4ft,„ = 2,4-328 = 787,2 кВт.
Расчетные расходы нагреваемой (местной) воды при балансовой и
максимальной тепловой нагрузках на горячее водоснабжение:
б блпихЗбОО 393,6-3600	,
= УУТГ = 4Д 7(60-5) = 6148’7
c(th-tc) 4,19-(60-5)
Расход сетевой воды на абонентский ввод при Q6hrr,
•3600 t е£, -3600рА-Г |02> =
г .	__ квотах
о max '-7ЗЛт (
800-3600	393,6-3600 <60-37 Д
4,19 (150-70) + 4,19 (81—42)( 60-5 + ’ >
= 8591,9 + 5360,4= 13952,3 кг/ч.
Максимальный часовой расход сетевой воды на абонентский ввод при
установке регулятора расхода
^абтах=М^6 =1,1-13952,3 = 15347,5 кг/ч.
Определим температуру сетевой воды на выходе из подогревателя
первой ступени при Q^m
429
б _	2Лб13600_	229-3600 _97QOr
	2 cG^ 4,19 13952,3
Среднелогарифмическая разность температур греющего и нагреваемо-
го теплоносителей в подогревателе первой ступени при Q^m
^-^=п’8°с-
42-37
^т\ - 6
1п^
~2
Безразмерный параметр подогревателя первой ступени
ф 6*3600
229-3600
= 1,8.
Безразмерная удельная тепловая производительность подогревателя
первой ступени при максимальной тепловой нагрузке на горячее водо-
снабжение
nh
0,65+0,35-^—
^абтах
Qhr
^абшах
0,65 + 0,35
12297,3
15347,5
1 /12297,3
1,8 V 15347,5 ?
=0,701.
Принимая расчетную температуру воды, поступающую в местную
отопительную установку, тэ = 95°С, определяем коэффициент смешения
элеватора:
и=^
^3~x2
150-95
-------=2,2
95-70
Тогда расчетный коэффициент
.	(1 +Fornax ,	(1 + 2,2)  8591,9 ,
G;6	13952,3	’ 
Средняя температура воды в нагреваемом приборе при
т'пр = 0,5 (т; + т'2) = 0,5 - (50,5 + 42) = 46,25°С.
Безразмерная характеристика отопительной системы при максималь-
ной тепловой нагрузке на горячее водоснабжение
° 0,5 + w’	^абтах 0,5+0,97 46,25-18 15347,5	’
!•„. +т; _т; "G 1 + 0,97	81-42	8591,9
Суммарный перепад температур сетевой воды в первой и второй сту-
пенях при максимальной тепловой нагрузке на горячее водоснабжение
430
Глава IV
е ^тахЗбОО 787,2-3600
™ eGa6mvi 4,19-15347,5
Температура сетевой воды после отопительной установки при Qh max
_ (^ln ^max ~	max )0~ ^0 ) A'^0 _
T2m“	1-[E,(1-Eo)^/G«6nux]
(81-44-0,701-5-12297,3/15347,5)(l-0,49) + 18-0,49	goc
1-[0,701 (1-0,49) 12297,3/15347,5]	" ’
Тепловая производительность подогревателей первой и второй ступе-
ней при Qh щах
6U =а„Их (Т27	= 787,2 (3б’8~5) ^— = 319 кВт;
th~tc	60-5
CJU = а- атях = 787,2 - 319 = 468,2 кВт.
468,2-3600
4,19-15347,5
Температура сетевой воды на выходе из подогревателя второй ступени
принтах
II — т' max 3600 _ р ,
Ч max Чп	°*
^•'“Габтах
Температура сетевой воды на выходе из подогревателя первой ступени
при Qh max
. _т 6*mM3600_,gg	319-3600 .. ,nor
2m“	2m“ cG^ 36,8 4,19-15347,5
Температура нагреваемой воды на выходе из подогревателя первой
ступени при СЛтах
. Й max 3600 _ с, 319-3600 _
с cqhhr	4,19-12297,3	’	’
Среднелогарифмическая разность температур греющего и нагреваемо-
го теплоносителей в подогревателях при Qh max:
и	(54,8-27,3)-(81-60) _
InKt-U-/^)^-/*)] 1п[(54,8-27,3)/(81-60)]	’	’
Дл	_ (т2тах /с) (т2тах /щах) _ Q9 5) (36,8 27,3) _. . AOQ
"““’inK^max-/.)/^-/^,)] Ь[(19-5)/(36,8-273)]	’
Средняя температура греющего и нагреваемого теплоносителей в по-
догревателях первой и второй ступеней при максимальной тепловой на-
грузке на горячее водоснабжение:
431
T„,I = 0.5 • (т2тах + T2max) = 0,5  (36,8 +19) = 27,9°C;
'„.i =0,5(/£ +4J = 0,5(5 + 27,3)= 16,1°C;
t„,ii =0,5-(т'1„+т}|пих) = 0,5 (81 + 54,8) = 67,9°C;
t„,B =0,5 (zU +<*) = 0,5 (27,3 + 60)=43,6°C.
Задавшись скоростью движения нагреваемой воды = 1 м/с; опреде-
ляем требуемую площадь живого сечения трубного пространства подогре-
вателя первой ступени:
/ =------------г=----12297,3	= 0,00285 м2.
3600-и^-Ю3 3600 1,00-Ю3
К установке подбираем секционный водоводяной подогреватель 08
ОСТ 34-588-68 со следующими техническими данными: внутренний диа-
метр трубок di= 14 мм, число трубок - 19 шт., площадь поверхности нагрева
одной секции FceK=3,54 м2, площадь живого сечения трубок/^=0,00293 м2,
площадь межтрубного пространства 7^,= 0,005 м2, эквивалентный диаметр
межтрубного пространства <7ее= 15,5 мм.
Действительная скорость движения воды в трубном и межтрубном
пространстве подогревателей:
12297,3
3600 -Д-103 3600-0,00293-103
ga6max	15347,5
млр ЗбОО/^-Ю3 3600-0,005 103
= 1,16 м/с;
м/с.
Коэффициенты теплоотдачи от сетевой воды к стенкам трубок в по-
догревателях первой и второй ступеней:
о0’8
at.tp = (1630 + 21 т„,| - 0,041 т2,, )-f£L =
“ ее
= (1630+21- 27,9 - 0,041 • 27,92)
0,85с'в
0,01550,2
= 4418,3 Вт/(м2-°С);
aJLp = (1630 + 21т„ц -0,041т2,п)-^-=
<*ее
л осО.З
=(1630 + 21 • 67,9 - 0,041  67,92)	’	— = 5792,4 Е
0,0155е’2
Коэффициенты теплоотдачи от стенок трубок к нагреваемой воде в
первой и второй ступенях:
432
Глава IV
ajp = (1630 + 21ZmI - 0,041/2
и0-8
'-'тр
Л 0.2
= (1630 + 21-16,1-0,041 16,12
1 1 А®’®
1,10	— 5176,5 Вт/(м2-°C);
0,0140,2
< = (1630 +21/„.и-0,041/2
= (1630 + 21 - 43,6 - 0,041 • 43,62
и0*8
°тр
ь10 - - = 6525,7 Вт/(м2-°С).
0,014°’2
Коэффициенты теплопередачи подогревателей первой и второй сту-
пеней:
(X*
ip
A+_J_
z «Lip
—-------------------------= 2325,6 Вт/(м2-°С);
—i— + 0,000011 +—-—
5176,5	’	4418,3
------------i-----------= 2970,9 Вт/(м2оС).
—*	+ 0,000011 + * .
6525,7	’	5792,4
” -1_+5+_1
< * а“
Требуемая поверхность нагрева подогревателей первой и второй сту-
пеней:
, = gtimx lO =-----З191°3----= 14,78 м2;
tfiA/LmaxM 2325,6-11,6 0,8
. СЛпах-Ю3 468,2 Ю3	2
и = т—й =	= 8-14 м •
2970,9-24,2-0,8
Количество секций в подогревателях первой и второй ступеней:
__5__1±78-42- п =-51_=8Д4=23
1 “ F 3 54 4’2, " F 3 54
К установке принимаем соответственно 5 и 2 секции.
Потери давления в трубном и межтрубном пространстве подогревате-
лей первой и второй ступеней:
= 11 «мл." = 11 • 0,852 -5 = 39,74 кПа;
п = 5,3 • 1,162 • 5 = 35,6 кПа;
тр
,"1р = 11и^л = 11-0,852-3 = 23,8 кПа;
и = 5,3-1,162-3 = 21,4 кПа.
433
Далее в зависимости от компоновки теплового пункта следует произ-
вести подбор насосов, водомеров, грязевиков и т.д.
Литература
1.	Водяные тепловые сети; Справочное пособие по проектированию/ И. В. Беляй-
кина, В.П. Витальев, Н.К. Громов и др.: Под ред. Н.К. Громова и Е.П. Шубина.
- М.: Энергоатомиздат, 1988. - 376 с.
2.	Наладка и эксплуатация водяных тепловых сетей: Справочник/ В. И. Манюк,
Я.И. Каплинский, Э.Б. Хиж и др. - 3-е изд. перераб. и доп. - М.: Стройиздат, 1988.
- 432 с.
3.	Сафонов А. А. Сборник задач по теплофикации и тепловым сетям. 3-е изд. - М.:
Энергоатомиздат, 1985. - 232 с.
4.	СНиП 2.04.07-86. Тепловые сети. /Госстрой СССР. - М.: ЦИТП Госстроя СССР,
1986.-45 с.
5.	СНиП 2.01.01-32. Строительная климатология и геофизика. - М.: Стройиздат,
1983.
6.	СНиП 2.04.14-88. Тепловая изоляция оборудования и теплопроводов /Госстрой
СССР. - М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1989. - 32 с.
7.	Соколов Е.Я. Теплофикация и тепловые сети: Учебник для вузов. - 3-е изд.
- М.: Энергоиздат, 1982. - 360 с.
8.	Справочник по специальным работам. Тепловая изоляция. /Под ред. Г. Ф. Кузне-
цова. - М.: Стройиздат, 1976. — 420 с.
9.	Теплоснабжение. Учебное пособие для вузов. /В.Е. Козин, Т.А. Левина, А.П. Мар-
ков и др. - М.: Высш.шк., 1980. - 408 с.
10.	Теплоснабжение: Учебник для вузов /А. А. Ионин, Б.М. Хлыбов и др. под ред.
А.А. Ионина. - М.: Стройиздат, 1982. - 336 с.
11.	Наладка водяных систем централизованного теплоснабжения: Справочное по-
собие /М.М. Апарцев: - М.: Энергоатомиздат, 1983. - 204 с.
12.	Копко В. М. Теплоизоляция трубопроводов теплосетей: Учебно-методическое
пособие. - Мн: Технопринт, 2002. - 160 с,
13.	Система трубопроводов теплоснабжения АББ. Руководство, 12 выпуск.
14.	Принципы проектирования предварительно изолированы трубопроводов. АББ
Замех Лтд Дистрикт Хитинг.
15.	СНБ 3.01.04-02. Градостроительство. Планировка и застройка населенных пунк-
тов. Мин. арх. и стр-ва Республики Беларусь. - Мн., 2003.
434
ГЛАВА V. Методические указания по дипломному
проекту «Теплоснабжение города»
5.1.	Состав и содержание проекта
Дипломный проект состоит из пояснительной записки объемом 80-120
страниц рукописного текста и графической части в количестве 8-12 листов
формата А1 по ГОСТ 2.301-91.
Пояснительная записка содержит: титульный лист, задание на ди-
пломный проект (выдается руководителем), реферат, ведомость объема
дипломного проекта, введение, основную расчетно-графическую часть,
спецразделы, список использованной литературы.
В реферате указывается полный объем пояснительной записки, включая
рисунки, таблицы, приложения, а также в отдельности количество рисунков,
таблиц, приложений. Далее кратко излагается цель работы, характеристика
объекта проектирования, используемые методы расчета, а также приводятся
конкретные сведения, раскрывающие содержание работы.
Во введении дается оценка состояния современных централизованных
систем теплоснабжения, перспективы дальнейшего развития, значение их
для народного хозяйства. Приводится цель работы и дается характеристика
принятой системы теплоснабжения. Отмечается роль ТЭЦ в снижении
удельных расходов топлива на единицу вырабатываемой электроэнергии.
Перечисляются преимущества централизованного теплоснабжения, в том
числе, в части сохранения природных ресурсов и охраны окружающей сре-
ды. Приводятся способы управления и регулирования гидравлическим и
тепловым режимами системы теплоснабжения. Описываются мероприятия
по повышению надежности теплоснабжения. Кратко характеризуется узел
системы теплоснабжения, подлежащий детальной разработке. Приводится
принципиальное решение по использованию вторичных энергоресурсов
для теплоснабжения. Освещаются вопросы, связанные с охраной окру-
жающей среды.
В основную часть пояснительной записки рекомендуется включить
следующие разделы: характеристика потребителей теплоты и климатоло-
гические данные города; определение расчетных тепловых нагрузок города
и построение графиков расходов теплоты (часовых и годового); выбор ме-
тода центрального регулирования отпуска теплоты; расчет и построение
графиков регулирования (графиков температур обратной воды и расходов
сетевой воды по отдельным видам нагрузок, суммарного расхода воды в
тепловой сети и средневзвешенной температуры воды в обратной магист-
рали); выбор трассы и конструкции тепловой сети; определение расчетных
расходов теплоносителя в тепловой сети; разработка монтажной схемы
трубопроводов; гидравлический расчет водяных сетей, паропроводов, кон-
денсатопроводов, а также расчет на аварийный режим; построение пьезо-
метрического графика тепловой сети; обоснование выбора схем присоеди-
нения потребителей к сети; принципиальная схема теплоподготовительной
435
установки источника теплоты и подпитки тепловой сети; подбор основного
оборудования теплоподготовительной установки источника теплоты (паро-
вых турбин ТЭЦ или котлов в котельных; сетевых, бустерных и подпиточ-
ных насосов; пиковых котлов; поверочный расчет сетевых подогревате-
лей); построение продольного профиля основной магистрали тепловой се-
ти; определение толщины слоя тепловой изоляции магистрального
теплопровода; тепловой расчет изоляционной конструкции; определение
падения температуры теплоносителя по длине трубопровода; объект систе-
мы теплоснабжения, подлежащий детальной разработке (предприятие, ре-
альный квартал, КРП, ЦТП, подкачивающая или смесительная насосная
подстанция, система теплоснабжения объекта спецназначения и др.); ис-
пользование тепловых вторичных энергоресурсов для теплоснабжения;
расчет компенсации температурных удлинений теплопроводов; расчет уси-
лий, действующих на неподвижную опору; мероприятия по защите тепло-
вых сетей от коррозии; охрана окружающей среды (экология).
Специальные разделы проекта: автоматизация систем теплоснабжения;
организация и планирование строительно-монтажных работ; охрана труда
и техника безопасности; экономика.
На чертежах дипломного проекта должны быть представлены: генплан
города с трассой тепловых сетей; монтажная схема теплопроводов; пьезо-
метрический график основной магистрали тепловой сети; продольный
профиль тепловой сети; объект системы теплоснабжения, подлежащий де-
тальной разработке (планы, разрезы и схемы); принципиальная схема ис-
пользования вторичных энергоресурсов; проект автоматизации одной из
установок системы теплоснабжения; проект организации и планирования
строительно-монтажных работ.
Содержание пояснительной записки и чертежей может быть изменено
по усмотрению руководителя дипломного проекта в зависимости от темы и
задания на дипломный проект.
5.2.	Общие указания по выполнению проекта
Текст пояснительной записки проекта должен быть оформлен на писчей
бумаге формата А4 (210x297 мм). При написании записки следует соблю-
дать следующие размеры свободных полей: левое - 30 мм, правое - 10 мм,
верхнее и нижнее - по 20 мм. Разделы в пояснительной записке нумеруются
арабскими цифрами. При необходимости разделы делят на подразделы. Ка-
ждый раздел пояснительной записки рекомендуется начинать с нового листа.
Все расчеты в записке должны производиться в единицах СИ, согласно
СН 528-80 и сопровождаться соответствующими пояснениями; символы и
числовые коэффициенты следует приводить непосредственно под формулой
в той же последовательности, в какой они даны в формуле.
Иллюстрации выполняются карандашом или пастой как на одном лис-
те с текстом, так и на отдельных листах формата А4. Графики рекоменду-
ется выполнять на миллиметровой бумаге. Каждая иллюстрация должна
436
Глава V
иметь наименование и номер, помещенный под иллюстрацией. Все табли-
цы в записке должны иметь порядковые номера и названия.
Схемы, приведенные в пояснительной записке, выполняют без соблю-
дения масштаба, при этом придерживаются условных графических обозна-
чений, установленных в ЕСКД и СПДС. Общие требования к выполнению
схем изложены в ГОСТ 2.701-84 и 2.703-68.
Чертежи выполняются черным карандашом или тушью в соответствии
с требованиями ЕСКД на чертежной бумаге формата А1 (размер листа
594x891 мм). Требования к выполнению чертежей изложены в СПДС
21.605-82 «Сети тепловые».
Допускается выполнять отдельные чертежи и пояснительную записку
на ЭВМ, а также полностью дипломный проект в электронной форме.
Требования по составу, содержанию и оформлению дипломного про-
екта изложены в методической инструкции БИТУ (МИБНТУ 3.001-2003)
«Дипломное проектирование».
5.3.	Методические рекомендации и примеры расчетов
для дипломного проекта
5.3.1.	Методика построения графиков регулирования
для закрытых систем теплоснабжения
В целях качественного теплоснабжения разнородных потребителей
центральное регулирование отпуска теплоты дополняется местным коли-
чественным. Для систем с центральным регулированием по совмещенной
нагрузке отопления и горячего водоснабжения, когда расчетный расход
сетевой воды в тепловых сетях определяется суммой расходов воды на
отопление и вентиляцию Gd = Go п1ах + Gv „их без учета нагрузки горячего
водоснабжения, в расчет и построение графиков регулирования входят:
графики температуры воды после систем отопления и вентиляции, графи-
ки расходов теплоты и воды на отопление и вентиляцию; суммарный
график расхода воды, график средневзвешенной температуры воды в об-
ратном теплопроводе.
Если центральное качественное регулирование отпуска теплоты осу-
ществляется по отопительной нагрузке, когда расчетный расход сетевой
воды в тепловых сетях определяется суммой расходов воды на отопление,
вентиляцию и горячее водоснабжение (форм. (4.33)), в расчет и построение
графиков регулирования входят также графики температуры воды после
водоподогревателя и расхода воды на горячее водоснабжение.
Графики регулирования отопительной нагрузки. Задачей регули- j
рования является определение температуры воды после системы отопления 
т2, расходов теплоты Qo и воды 6она отопление при различных температу-
рах наружного воздуха.
Температуру воды в подающем трубопроводе перед элеватором сис-
темы отопления и обратном трубопроводе после системы отопления рас-
437
считывают по формулам (4.14) и (4.15). По вычисленным значениям строят
графики Ti = f(tH) и т2 = /(^н) с точкой излома Л, полученной при минималь-
ной температуре воды в подающей магистрали Xi - 70°С (рис. 5.1 а).
Точка излома делит весь отопительный период на два диапазона: I — от
+8°С до когда Xi = const и регулирование отопительной нагрузки осуще-
ствляется обычно местными пропусками. Число часов ежесуточной работы
системы отопления в этот период определяют по формуле
h-tn
Расход сетевой воды через любую местную систему отопления в тече-
ние всего отопительного периода поддерживается с помощью регулятора
расхода (РР) постоянным, равным расчетному. В период, когда осуществ-
ляют местное регулирование пропусками, число одновременно включен-
ных систем отопления с повышением tK уменьшается.
Суммарный расход сетевой воды на отопление в этом диапазоне тем-
ператур наружного воздуха определяют по выражению
G =G • Г/~~*н	(5.1.)
где Gomax - расчетный расход воды, определяемый по формуле (4.27).
II диапазон - от до С°С; в системе отопления поддерживается цен-
тральное качественное регулирование отпуска теплоты с постоянным рас-
ходом воды, определяемым по формуле (4.27). График расхода воды на
отопление показан на рис. 5.1 в.
Графики регулирования вентиляционной нагрузки. Регулирование
отпуска теплоты на вентиляцию можно осуществить изменением расхода
сетевой воды или нагреваемого воздуха. Если заданием не определен спо-
соб регулирования отпуска теплоты на вентиляцию, применяют способ
регулирования изменением расхода сетевой воды. В этом случае задачей
расчета регулирования является определение температуры воды после ка-
лориферов x2v, расхода теплоты Qv и сетевой воды на вентиляцию Gv при
различных температурах наружного воздуха.
Построение графика расхода теплоты на вентиляцию Qv = /(/н) см. при-
мер 4.2 (рис. 5.2.).
На основании графиков расхода теплоты на вентиляцию Qv = f(tH) и
температуры воды в подающей магистрали Xj = f(tK) весь отопительный
период можно разбить на два диапазона (рис. 5.2.):
I диапазон - от tH = +8°C до & когда температура сетевой воды в по-
дающей магистрали Xi = const, а расход теплоты на вентиляцию Qv -
~ var = f(tH). В этом диапазоне температур наружного воздуха дополнитель-
но к центральному регулированию осуществляют местное количественное
путем изменения расхода сетевой воды через калорифер, т.е. Gv ~ var.
438
Глава V
Рис. 5.2. Графики регулирования
вентиляционной нагрузки
Рис. 5.1. Графики регулирования
отопительной нагрузки
Температуру боды после калориферов x2v определяют из уравнения
где т 1 - температура сетевой воды в подающей магистрали при
x2v - температура воды после калориферов при &
439
Данное уравнение решается методом последовательных приближений
или графоаналитическим способом.
II диапазон - от до /О°С, когда с понижением tn температура сетевой
воды в подающей магистрали и расход теплоты на вентиляцию увеличива-
ются, т.е. т, =Дгн) и Qv =f(ta).
В этом диапазоне центральное качественное регулирование отпуска
теплоты сохраняется, т.е. Gv = Gvmax = const.
Температура воды после калориферов t2v при ?н
где Qt - тепловая нагрузка на вентиляцию при (кВт), определяемая по
выражению
G'vmax ~ расчетный расход сетевой воды на вентиляцию, определяемый
по формуле (4.28), т/ч; с - удельная теплоемкость воды, равная 4,19
кДж/(кг-°С).
Для построения графика температуры воды после системы вентиляции
находят значения x2v при to, и tK ~ +8°С.
Температура воды после калориферов t2v при to принимается согласно
[1] равной 70°С; при t2v находят по формуле (5.3), при ZH = +8°С - по фор-
муле (5.2). Определив значения x2v, строят график t2v = f(tK) (рис. 5.2).
Расходы воды на вентиляцию при различных температурах наружного
воздуха определяют по формуле
где Qv, x2v - соответственно тепловая нагрузка на вентиляцию, темпера-
тура воды в подающей магистрали и температура воды после калори-
феров при соответствующей температуре наружного воздуха.
По рассчитанным значениям расхода сетевой воды на вентиляцию
строят график Gv (см. рис. 5.2).
ПРИМЕР 5.1. Построить графики регулирования для систем отопления
и вентиляции при следующих данных: &>тах = 2000 кВт, £?Vmax = 200 кВт,
расчетная температура наружного воздуха для проектирования отопления
^О = -25°С, температура воздуха в помещении t,, = 18°С. Центральное регу-
лирование осуществляется по отопительной нагрузке с температурным гра-
фиком Ti = 150°С, т2 = 70°С.
Решение. По формулам (4.14) и (4.15) строим отопительно-бытовой
температурный график (пример 4.4). По графику находим температуру на-
440
Глава V
ружного воздуха, соответствующую точке излома графика z„ = +2,5°С. Гра-
фик т2 = показан на рис. 5.1.
Расход теплоты на отопление при t„ = 8°С определяем по формуле (4.8)
/ —8	18—8
в:г=во^т~г=20007ГГ5?=465’1
Г, — lo	lo + Z?
По полученным данным строим график Qo = /(/„) (рис. 5.1).
По формуле (4.27) определяем расход сетевой воды на отопление при
to (II диапазон температур наружного воздуха):
3,6-2000 ло ,
Сотах = ТТ7Г7Г7-21,48 т/ч.
отах 4Д9(150-70)
Расход сетевой воды на отопление при ZH = 8°С (I диапазон температур
наружного воздуха) рассчитываем по формуле (5.1):
18—8
Go+S =21,48——=13,86 т/ч.
Io—Z,2>
По полученным данным строим график расхода воды на отопление Go
(рис. 5.1).
Для построения графика t2v найдем значения температуры воды после
калориферов при Zo, Z„ и ZH = +8°С.
При t0 = -25°С t2v = 70°C [1]; расчетный расход сетевой воды на
вентиляцию определяем по формуле (4.28):
3,6-200	,
G =---------------= 215 т/ч
vmax 4,19(150-70)	’	’
Значение t2v при = 2,5°С (II диапазон температур наружного воздуха)
находим по формуле (5.3) при температуре сетевой воды в подающем теп-
лопроводе в точке излома графика т! = 70°С. Но вначале определим тепло-
вую нагрузку на вентиляцию при Z„ = 2,5°С:,
200-^-^ = 72,1 кВт.
1От ZD
Расход сетевой воды на вентиляцию при Z„ = 2,5°С составит:
Gf = —=	72,1-3,6	-215 т/ч
v	4,19(70-41,2)	’
Таким образом, во втором диапазоне температур наружного воздуха
(от z„ до zo) сохраняется центральное качественное регулирование отпуска
теплоты, т.е. G"v = Gvmax = 2,15 т/ч.
441
Значение t2v при /н = +8 °C (I диапазон температур наружного воздуха)
найдем из уравнения (5.2):
(70 + т2у)-(8 + 18) <70-41,гУ1” ( 18-8 )0,ю=
(70 + 41,2)-(2,5 + 18)( 70—t2v J (18-2,5J
= 44+^Г_^8!8_у'15
90,7 (70-t2vJ
Решаем это уравнение аналитическим способом. Левую часть уравне-
ния обозначим/(t2v). Задаемся значениями x2v :
1) t2v = 30°С, тогда/(t2v) = 0,77;
2) t2v = 20°С, тогда/(t2v) = 0,65.
Действительное значение t2v должно быть, когда/(т2у) - 0,69.
Находим t2v методом интерполяции:
t2v = 20 + (30 - 20) 0,69 ~°’65 = 23,3°С.
'	’ 0,77-0,65
По полученным значениям t2v при to, t„ и tH = 8°С строим график тем-
пературы воды на выходе из калориферов t2v = f(tH) (рис. 5.2).
Расход теплоты и сетевой воды на вентиляцию при tn = +8°С:
6v+8 = Sv	7-7- = 200-^-1- = 46,5 кВт;
tj — lo	1 о -г ZD
46,5-3,6
4,19(70-23,3)
= 0,86 т/ч.
По полученным значениям Gv и Qv при Zo, и /н = +8°С строим график
расходов воды и теплоты на вентиляцию (рис. 5.2).
Графики регулирования нагрузки горячего водоснабжения. Расчет
регулирования отпуска теплоты на горячее водоснабжение в проекте вы-
полняют, если в системе теплоснабжения осуществляется центральное ре-
гулирование по отопительной нагрузке.
Задача расчета регулирования - определение температуры сетевой во-
ды после водоподогревателей т2л и расход ее на горячее водоснабжение при
различных температурах наружного воздуха.
Местное регулирование тепловой нагрузки на горячее водоснабжение
производят изменением расхода сетевой воды через водоподогреватель. При
этом отопительный период разбивается на два диапазона. I диапазон - от /н =
= +8°С до ?н, когда при Xi = const и Qhm = const в системе поддерживается
Центральное регулирование с постоянным расходом воды через теплообмен-
ник Ghnt = const. II диапазон - от до to, когда с повышением температуры
сетевой воды в подающей магистрали осуществляется местное количествен-
ное регулирование путем уменьшения расхода сетевой воды через теплооб-
менник. Максимальный расход сетевой воды на горячее водоснабжение на-
442
Глава V
блюдается в I диапазоне температур наружного воздуха при минимальной
температуре воды в подающей магистрали. Если у потребителей отсутству-
ют аккумуляторы горячей воды, расчетный расход сетевой воды на горячее
водоснабжение определяется по максимальной тепловой нагрузке.
Расчет и построение графиков регулирования отпуска теплоты на горя-
чее водоснабжение при параллельной и двухступенчатой смешанной схемах
следует выполнять, используя методику, изложенную в [2, с. 109-113].
ПРИМЕР 5.2. Построить графики расхода сетевой воды на горячее во-
доснабжение и температуры воды на выходе из водоподогревателя системы
горячего водоснабжения, присоединенного по параллельной схеме. Темпера-
туру сетевой воды в подающей и обратной магистралях тепловой сети при-
нять из примера 4.4. Расчетная тепловая нагрузка на горячее водоснабжение
max = 1500 кВт, температура горячей воды th - 60°С, холодной tc = 5°С.
Решение. Согласно [1, прилож. 1] температура сетевой воды после
параллельно включенного водоподогревателя горячего водоснабжения в
точке излома графика температур воды принимается = ЗО°С. По графи-
ку (рис. 4.3) находим z„ = 2,5°С, й = 70°С.
Расчетный расход сетевой воды на горячее водоснабжение определяем
по формуле (4.30)
„	_ 3,6-1500	,
G“”MX 4,19(70-30) 32’2т/ч-
Этот расчетный расход сетевой воды в I диапазоне температур наруж-
ного воздуха (от ZH = +8°С до Z,') будет постоянным.
Найдем расчетную среднюю логарифмическую разность температур
сетевой и нагреваемой водопроводной воды при Z':
А/ =
«А - te) - ( т'1 - th )	(30 - 5) - (70 - 60)
^2Л- tc
z\~th
. 30-5
П 70-66
-16,4°С.
С понижением температуры наружного воздуха повышается темпера-
тура сетевой воды ть поступающей в водоподогреватель горячего водо-
снабжения. Поскольку расход теплоты на горячее водоснабжение за отопи-
тельный период принимается постоянным, с увеличением Ti расход сетевой
воды на теплообменник должен уменьшаться.
Определим температуру воды на выходе из водоподогревателя при
ZH = -10°C и ZH = ZO--25°C.
При ZH = -10°C т( - 107,7°С (табл. 4.4 или рис. 4.3). Температуру Тгл
находим из уравнения
AMn	VT>-T2*
tc
443
(107,7- 60)-(t2t-5) I 70-30
161 fa107’7"60 V107-7"^
*2*-5
52,7I 40
1M-ln^V107’7-^
Чл-5
Решаем уравнение графоаналитическим способом. Обозначим левую
часть уравнения через /(тгл)- Зададимся тремя значениями т2А: при Тгл =
= 20°С /(т2А) = 1,16, при т2А - 15°С ftbh) = 0,97, при т2Л = 17°С/(т2А) = 1,05.
Строим график зависимости /(тгл) от температуры воды на выходе из
подогревателя т2А (линия ab на рис. 5.3). По нему находим действительное
значение Тгл = 15,8°С, при котором/(т2А) = 1.
Расход сетевой воды на горячее водоснабжение при /н ~ ~ Ю°С.
3,6gAmax 3,6 1500
с(т,-т2А) 4,19(107,7-15,8)
= 14,02
т/ч.
Рис. 5.3. Зависимость/(тгл) от температуры воды на выходе
из водоподогревателя
При to = -25°С Т! = 150°С. Температуру воды на выходе из водоподо-
гревателя находим из уравнения
"О И-т2Л
ДМп	V Т,-Т2‘
^2Л
444
Глава V
(15O-6O)-(r2t-5) I 70-30
16,41n150~6° <15°-т2Л
*2Л-5
95-т2й I 40
16>4.to_90jl50-^
*2/,-5
Решаем уравнение графоаналитическим способом. Задаемся тремя
значениями т2А: при т2А - 15°C /(т2А) =1,21, при т2А - 10°С /(т2А) = 0,96, при
т2А=12°С/(т2Л) = 1,06.
Строим график зависимости/(т2А) от т2А (линия cd на рис. 5.3). По нему
находим действительное значение т2А = Ю,8°С, при котором/(т2А) = 1.
Расход сетевой воды на горячее водоснабжение при t0 = - 25°С
&2h
= 3,6gAniax .	3,64500
с(т!-т2Л) 4,19(150-10,8)
= 9,26 т/ч.
Строим графики 62А = /(Гн) и т2А = /(/н) (рис. 5.4).
Рис. 5.4.
а — график температуры воды на входе и выходе из водоподогревателя;
б - график расхода сетевой воды на горячее водоснабжение
Графики суммарного расхода сетевой воды. Они строятся сложени-
ем соответствующих ординат графиков расходов воды по отдельным видам
теплопотребления при tH = +8°С, t„, to.
При центральном качественном регулировании отпуска теплоты по
отопительной нагрузке складываются ординаты расходов воды на отопле-
ние, вентиляцию и горячее водоснабжение (рис. 5.5); при регулировании по
совмещенной нагрузке отопления и грорячего водоснабжения - ординаты
расходов воды на отопление и вентиляцию (рис. 5.6).
445
Рис. 5.5. График суммарного рас-
хода сетевой воды при регулиро-
вании по отопительной нагрузке
Рис. 5.6. График суммарного расхода
сетевой воды при регулировании по
совмещенной нагрузке отопления и
горячего водоснабжения
График средневзвешенной температуры воды в обратной магист-
рали. Определив расходы сетевой воды и температуры обратной воды по-
сле теплопотребляющих установок, находят средневзвешенную температу-
ру сетевой воды в обратной магистрали при температурах наружного воз-
духа /н = +8°С, t'iy to по формуле
^2т
Go^2 '^^v'^2v ^~^hm^2h
Go+Gv + Ghm
(5.5)
График средневзвешенной температуры сетевой воды в обратной маги-
страли при регулировании по отопительной нагрузке показан на рис. 5.1а.
Рис. 5.7. Графики средневзвешенной температуры воды
в обратной магистрали
а - при регулировании по отопительной нагрузке; б - при регулирова-
нии по совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения
446
Глава V
При центральном регулировании по совмещенной нагрузке отопления
и горячего водоснабжения расход сетевой воды на горячее водоснабжение
Ghm принимается равным нулю. При этом температура сетевой воды в об-
ратной магистрали после систем отопления и горячего водоснабжения бе-
рется по повышенному температурному графику. График т2т для данного
регулирования показан на рис. 5.76.
5.3.2. Методика построения графиков регулирования
для открытых систем теплоснабжения
Для открытых систем теплоснабжения в расчет и построение графиков
ре1улирования входят: графики температур воды после систем отопления и
вентиляции, расходов сетевой воды на отопление и вентиляцию, водоразбо-
ров из подающей и обратной магистралей на горячее водоснабжение, сум-
марного расхода сетевой воды в подающей и обратной магистралях.
При центральном качественном регулировании отпуска теплоты по ото-
пительной нагрузке, когда местные системы отопления и горячего водо-
снабжения присоединяются к тепловым сетям по принципу несвязанной по-
дачи теплоты, расчет и построение графиков регулирования отопительной и
вентиляционной нагрузок аналогичен графикам регулирования в закрытых
системах теплоснабжения. Единственное отличие - в связи с непосредствен-
ным водоразбором на горячее водоснабжение отопительно-бытовой темпера-
турный график имеет срезку на 60°С, а не на 70°С, как для закрытых систем.
Графики водоразборов на горячее водоснабжение. Расход сетевой
воды на горячее водоснабжение <71Лтах определяют по формуле (4.38). Он
представляет сумму водоразборов из подающего Gh\ и обратного Gh2 теп-
лопроводов
^lAmax = Gh\ +
Величины водоразбора из подающего Gh\ и обратного Gh2 трубо-
проводов
= Р Сайтах; Gh2 = (1 - Р)(71йтах>	(5.6)
где р - доля водоразбора из подающего трубопровода,
Р=-^-,	(5.7)
Ti-T2
где Tj - т2 - температура сетевой воды в подающем и обратном теплопро-
водах при текущей температуре наружного воздуха.
Водоразбор на горячее водоснабжение только из подающего тепло-
провода осуществляется в диапазоне температур наружного воздуха
+8°С..Лн, когда Т] = const - 60°С, при этом р = 1,0 и Ghi - G^max. С повы-
шением температуры сетевой воды в подающей магистрали к водоразбору
из подающего теплопровода добавляется водоразбор из обратной линии,
который увеличивается с повышением т2. При т2 = 60°С водоразбор из по-
дающего теплопровода прекращается (Р = 0, G^ = 0) и на горячее водо-
447
снабжение вода поступает только из обратного теплопровода Gh2 = G и, max-
При Т2 > 60°С расход воды на горячее водоснабжение снижается, его зна-
чение при to определяется по формуле
GA2 = 3ff*7v	(5-8)
с(7О-гс)
Определив водоразбор из подающего и обратного теплопроводов при
различных температурах наружного воздуха, строят графики зависимостей
Gm =/W, GA2 =f(Q.
ПРИМЕР 5.3. Построить графики расхода сетевой воды на отопление
и горячее водоснабжение (водоразборов из подающего и обратного тепло-
проводов) для жилых зданий, присоединенных к открытой тепловой сети,
при регулировании отпуска теплоты по отопительной нагрузке. Расчетные
расходы теплоты на отопление ботах = 5 МВт, горячее водоснабжение
Qhm = 0,64 МВт, температура горячей воды в системе горячего водоснабже-
ния th = 60°С; холодной tc = 5°С. Температуру сетевой воды в подающей i]
и обратной т2 магистралях принять по отопительно-бытовому температур-
ному графику (рис. 4.3) с учетом того, что минимальная температура воды
в подающем теплопроводе Т! = 60°С, а температура наружного воздуха в
точке излома графика = 6°С.
Решение. Находим максимальный часовой расход теплоты на горячее
водоснабжение
блтах = 2,4 Qhm = 2,4-0,64 = 1,54 МВт.
Максимальный часовой расход сетевой воды на горячее водоснабжение
1А max
= 3,6gAmaXj 3,6-1,54-103
c{th-tc) 4,19(60-5)
= 24,06 т/ч.
Расчетный расход сетевой воды на отопление
xj _ 3,6 ботах _	3,6-5-10	_ 4-э 7 ,
отах с^-Тг) 4,19(150-70)
Суммарный расчетный расход сетевой воды
Gd = Goniax + 6iAmax - 24,06 + 53,7 = 77,76 т/ч.
В диапазоне температур наружного воздуха +8.../,', когда у потребите-
лей осуществляется регулирование отпуска теплоты на отопление местными
пропусками, расход сетевой воды на отопление в тепловых сетях уменьшается.
При = +8°С расход воды на отопление составит
G. =G(jm„7^-=53>7^4=44,75T/4>
Г,—tH lo —О
где /' = 6°C.
448
Глава V
Рис. 5.8. График расходов воды на ото-
пление и водоразборов из подающей и
обратной магистрали на горячее водо-
снабжение при регулировании по ото-
пительной нагрузке
По полученным данным
max И Go при ZH = +8°С СТрО-
им график расхода сетевой во-
ды на отопление (рис. 5.8).
Расход сетевой воды на
горячее водоснабжение пред-
ставляет сумму водоразборов
из подающего и обратного те-
плопроводов
G1Л max GAi + Gh2.
В диапазоне температур
наружного воздуха +8...+6°С
(+6°С - температура наружно-
го воздуха в точке излома тем-
пературного графика) водораз-
бор на горячее водоснабжение
осуществляется только из по-
дающего теплопровода G^\ -
= Gihmax. (0 - Доля водоразбора из подающего теплопровода 0 = 1); при tH -
= +6.. —15°C (при tH = -15°С температура в обратном теплопроводе Т2 = 60°С)
водоразбор осуществляется как из подающего, так и обратного теплопрово-
дов (0 < 0 < 1). Долю водоразбора из подающего теплопровода определяем
по выражению (5.7), где значения ii и т2 берем по отопительно-бытовому
графику при соответствующих температурах наружного воздуха.
Определим водоразбор из подающего и обратного теплопровода
при tH = 6°С:
„60-37
Р 60-37
GAi = 0G1Amax = 1 -24,06 = 24,06 т/ч;
Gh2 = 0;
при tn ~ 0°С:
60-44,9
78,4-44,9
= 0,45;
Gai = 0 С1Л max = 0,45 • 24,06 = 10,83 т/ч;
Gh2 = (1 - 0) G1A = (1 - 0,45) 24,06 = 13,23 т/ч;
при - - 5°C:
P= 60 50,4 =0,22;
H 93,2-50,4
GH = 0,22-24,06 = 5,29 т/ч;
Ga = (1 -0,22) -24,06 = 18,77 т/ч;
449
при tH = — 15°С:
60-60
122-60
Ghi = 0;
Gh2 = (1 -0) G1Amax = 1 -24,06 = 24,06 т/ч.
При т2 - 60°С (интервал температур наружного воздуха -15°С -ь -25°С)
водоразбор на горячее водоснабжение осуществляется только из обратного
теплопровода. В связи с увеличением т2 до 70°С расход воды на горячее
водоснабжение уменьшается и при to = -25°C составит:
G 3,6 gAmax _ 3,6 1,54-103
42 с (70-5) 4,19(70-5)
= 20,35 т/ч.
Суммарный расход воды в подающем и обратном теплопроводах:
Gdn — Go + р Gw niax,
Gdo = Go - (1 - P) G1Amax.
Рассчитанные значения Go, Gomax, Ghi и GA2, G(io при различных
температурах наружного воздуха заносим в таблицу 5.1.
Таблица 5.1
Расходы сетевой воды на отопление и горячее водоснабжение
Расход воды, т/ч	Температура наружного воздуха, °C							
	+8	+6	0	-5	-10	-15	-20	-25
Go	44,75	53,7	53,7	53,7	53,7	53,7	53,7	53,7
G]hmax	24,06	24,06	24,06	24,06	24,06	24,06	21,9	20,35
Gh\	24,06	24,06	10,83	5,29	2,03	—	—	—
Gh2	—	—	13,23	18,77	22,03	24,06	21,9	20,35
Gdn	68,81	77,76	64,53	58,99	55,73	53,7	53,7	53,7
Gdo	44,75	53,7	40,47	34,93	31,67	29,64	31,8	33,35
Для построения графика температуры воды после системы вентиляции
находят значения t2v при tm +8°С.
Температура воды после калориферов t2v при to принимается согласно
[1] равной 70°С; при x2v находят по формуле (5.3), при tH = +8°С - по фор-
муле (5.2). Определив значения t2v строят график t2v - f (ZH) (рис. 5.1).
По полученным данным строим графики расходов воды на отопление
и водоразборов из подающего и обратного теплопроводов на горячее водо-
снабжение (рис. 5.8).
Графики суммарного расхода воды. Для подающего теплопровода
график строится сложением соответствующих ординат расходов воды на
отопление, вентиляцию и водоразбора из подающего трубопровода на го-
рячее водоснабжение
450
Глава V
Gdn = Fornax + Gvmax + Ghb	(5-9)
Суммарный расход сетевой воды в обратной магистрали
Gdo = Gomax + Gvmax “ Gh2.	(5.10)
По полученным значениям суммарных расходов воды, рассчитанных
при различных температурах наружного воздуха, строят графики зависимостей
Gdn = /Он)» Gdo -
При центральном качественном регулировании отпуска теплоты по
совмещенной нагрузке отопления и горячего водоснабжения в тепловой
сети поддерживается скорректированный график температур воды, а мест-
ные системы отопления и горячего водоснабжения присоединяются к теп-
ловым сетям по принципу связанной подачи теплоты. При этом расход се-
тевой воды на абонентский ввод поддерживается с помощью регулятора
расхода (РР) постоянным, равным расчетному на отопление: Gag = Gomax без
учета нагрузки на горячее водоснабжение.
В диапазоне температур наружного воздуха от +8°С до при т2 = 60°С,
когда водоразбор на горячее водоснабжение осуществляется как из подаю-
щей, так и из обратной линий теплосети, поступление воды в систему ото-
пления меньше расчетного расхода. Относительный расход сетевой воды на
отопление Go в этом диапазоне температур наружного воздуха определяют
по формуле (4.26). Определив Go, находят значения расходов воды на ото-
пление при различных температурах наружного воздуха (Go - Go • Gomax) и
строят график Go — f(tn) (рис. 5.9). Затем рассчитывают значения водоразбо-
ров из подающего Ghl и обратного Gh2
Рис. 5.9. График расхода сетевой воды
на отопление и водоразборов из пода-
ющего и обратного трубопроводов на
горячее водоснабжение при регулиро-
вании по совмещенной нагрузке ото-
пления и горячего водоснабжения
трубопроводов на горячее водоснаб-
жение по формуле (5.6) и строят
графики зависимостей Gh\ = /(/„),
G,a = fM (рис. 5.9).
При построении графика
расхода сетевой воды на венти-
ляцию возможны следующие
варианты регулирования венти-
ляционной нагрузки. I вариант -
когда в диапазоне температур
наружного воздуха от +8°С до
по скорректированному графику
температура воды в подающей
магистрали Ti = 60°С. В этом
случае регулирование отпуска
теплоты на вентиляцию осуще-
ствляется так как и для закрытых
систем теплоснабжения, с раз-
бивкой всего отопительного пе-
риода на два диапазона.
451
Первый - от +8°С до когда в дополнение к центральному регулиро-
ванию осуществляется местное количественное регулирование путем из-
менения расхода сетевой воды на вентиляцию. Второй диапазон - от до
to, когда сохраняется центральное качественное регулирование отпуска те-
плоты и расход сетевой воды на вентиляцию поддерживается постоянным,
равным расчетному. Температуру воды после калориферов t2v определяют
по выражениям (5.2) и (5.3), как и для закрытых систем теплоснабжения.
II вариант - когда по скорректированному графику при tH = +8°С тем-
пература воды в подающей магистрали Ti > 60°С. В этом случае сохраняет-
ся центральное качественное регулирование отпуска теплоты на вентиля-
цию на всем протяжении отопительного периода (Gv = Gvmax = const).
Температура воды после калориферов определяется по формуле (5.3).
ПРИМЕР 5.4. Построить графики расходов сетевой воды на отопле-
ние и горячее водоснабжение для абонентского ввода открытой системы
теплоснабжения при регулировании отпуска теплоты по совмещенной на-
грузке отопления и горячего водоснабжения. Расчетные расходы теплоты
на абонентский ввод: на отопление £отах = 200 кВт, горячее водоснабжение
Qhm = 50 кВт, балансовый коэффициент ге = 1,1. Температура горячей воды
в системе горячего водоснабжения th - 60°С; холодной tc = 5°C. Температу-
ру воды в подающей Т] и обратной т2 магистралях (скорректированный тем-
пературный график), а также относительные расходы воды Go и теплоты Qo
на отопление при различных температурах наружного воздуха взять из
примера 4.6 (табл. 4.5).
Решение. Расход сетевой воды на абонентский ввод Ga6 поддержива-
ется регулятором расхода РР постоянным, равным расчетному расходу се-
тевой воды на отопление Gomax.
_ ^fiQomax 200 -3,6	— 2 1 5 т/ч
omax c(T!-T2) 4,19(150-70)	’
Нанесем на график (рис. 5.9) линию расхода воды на абонентский ввод
^аб — Gomax.
Расчетный расход воды на отопление Go П1ах поступает в отопительную
систему только при диапазоне температур наружного воздуха -15...-25°С,
когда водоразбор на горячее водоснабжение осуществляется только из об-
ратного теплопровода, т.е. при т2 > 60°Сг
При температурах наружного воздуха от +8°С до — 15°С, когда из по-
дающего теплопровода идет водоразбор на горячее водоснабжение, в сис-
тему отопления поступает расход воды меньше расчетного, т.е. Go < Gomax.
Относительные расходы воды на отопление Go при диапазоне темпе-
ратур наружного воздуха +8... -15°С приведены в таблице 4.5.
По выражению Go = Go  GoП1ах находим расход сетевой воды на отопле-
ние при различных температурах наружного воздуха.
452
Глава V
Найдем расход воды на отопление
•	при tH = 8°С;
Go = 0,63; Go = 0,63-2,15 = 1,35 т/ч;
•	при tH = +5°С;
Go = 0,73; Go = 0,73-2,15 = 1,57 т/ч.
Аналогично определяем расход воды на отопление при tH = 0°, -5°, -10°,
-15°С. Данные заносим в таблицу 5.2.
Расчетный расход сетевой воды на горячее водоснабжение находим
при балансовом расходе теплоты
е* =1,1 Оы =1,1 -50 = 55 кВт;
3fi 3,6-55
c(th-tc) 4,19(60-5)
= 0,86 т/ч.
Расход воды на горячее водоснабжение представляет собой сумму во-
доразборов из подающего Gh\ и обратного Gh2 теплопроводов. Определим
водоразборы из подающего и обратного теплопроводов при ZH = +8°С:
р =	^-3Ч=0,91;
Т|л т2л 62,5 33,3
Glh = р • Gft = 0,91 • 0,86 = 0,78 т/ч;
GA2 = (1-P)-Gg, =0,08 т/ч.
Значения Т1Л и т2л берутся по скорректированному температурному
графику (см. пример 4.6).
-60 32Л. =о,69;
70,2-37,4	’ ’
СЛ1= 0,69-0,86 = 0,59 т/ч;
Gk2 = (1 - 0,69) 0,86 = 0,27 т/ч.
Аналогично определяем р и водоразборы из подающего и обратного
теплопроводов при 4 = 0°, -5°, -10°, -15°С. При tH = -15...-25°С, когда
т2 > 60°С расход сетевой воды на горячее водоснабжение осуществляется
только из обратного теплопровода. Расход сетевой воды на горячее водо-
снабжение при tH = to = -25°С:
3,6 gf 3,6-55
с(т2-тс) 4,19(70-5)
= 0,73 т/ч.
Полученные значения заносим в таблицу 5.2 и строим по ним графики
расходов сетевой воды на отопление, водоразборов из подающей и обрат-
ной линии тепловой сети (рис. 5.9).
453
Таблица 5.2
Расход сетевой воды на отопление и горячее водоснабжение
Расход воды, т/ч	Температура наружного воздуха, °C						
	+8	+5	0	-5	-10	-15	-25
	0,63	0,73	0,84	0,91	0,97	1,00	1,00
Go	1,35	1,57	1,81	1,96	2,09	2,15	2,15
gS,	0,86	0,86	0,86	0,86	0,86	0,86	0,73
Ghi	0,78	0,59	0,34	0,19	.0,07	—	—
G/,2	0,08	0,27	0,52	0,67	0,79	0,86	0,73
5.3.3. Гидравлический расчет паропроводов
Задачей гидравлического расчета паропроводов является определение
диаметров трубопроводов и потерь давления по участкам, исходя из рас-
четного расхода пара располагаемого перепада давления АР (разности
давления пара в начале Рн и конце Рк паропровода) с учетом изменения
плотности пара р вследствие падения давления и изменения температуры
пара т за счет потерь теплоты в окружающую среду.
Поскольку падение давления и потери теплоты на каждом участке па-
ропровода зависят от его диаметра, который является искомой величиной,
то гидравлический расчет состоит из двух этапов: предварительного и
окончательного.
В предварительном расчете считают, что потери давления по длине
паропровода происходят равномерно. Тогда среднее удельное линейное
падение давления находят по [2, форм. (VI. 10)]
к

где Рн, Рк - давление пара в начале паропровода и у потребителя, Па;
/ - длина паропровода, м;
средний коэффициент местных потерь давления.
Для паропровода, состоящего из участков с различными расходами
пара, ат, определяют:
Set Л
где и а, - длина участка и коэффициент местных потерь давления, ко-
торый ориентировочно определяется по формуле В. Л. Шифринсона [2,
форм. (VI. И)]
(5.12)
где G - расход пара на рассматриваемом участке, т/ч.,
2 - коэффициент, принимаемый для паровых сетей равным 0,05.. .0,1.
454
Глава V
Ориентировочно падение давления пара на расчетном участке
(514)
Давление пара в конце расчетного участка
Р*=Р*-Ы-	(5.15)
Гидравлический расчет паропроводов производят по средней плотно-
сти пара на расчетном участке рт = (рн + рк)/2, которую определяют с уче-
том падения давления и температуры пара за счет потерь теплоты в окру-
жающую среду.
В предварительном расчете падение температуры перегретого пара на
каждые 100 м принимают Дт - 2,0...2,5°С.
Температура пара в конце расчетного участка
(5.16)
Средняя температура пара на участке
тт =0,5(тш-+т1а.).	(5.17)
Диаметр паропровода находят по расчетному расходу пара и величине
среднего удельного падения давления Rm по таблицам или номограммам,
составленным при Ке - 0,2 мм. При этом плотность пара в таблицах или
номограммах рт отличается от рт на рассматриваемом участке. Поэтому
предварительно находят табличные значения средней удельной потери
давления [2, форм. (VL22)]
Рн Ру. Рт
Х^(1+а„) рт '
(5.18)
Расчетный расход пара Gj, согласно [1, п. 5.6] должен определяться с
учётом несовпадения максимальных часовых расходов пара отдельными
потребителями. При отсутствии суточных графиков расхода пара допуска-
ется расчетный расход пара определять с коэффициентом 0,9.
Расход пара, т/ч, отдельными потребителями
G„ = —,	(5.19)
Г
где Q - тепловая нагрузка потребителя, кВт,
Q Qo max Qv max Qh max Qicm
r - теплота парообразования, кДж/кг.
По /?тт, Gd и используя [2, номограмма VI.4], находят диаметр паро-
провода.
При окончательном расчете находят действительные значения удель-
ных потерь давления и скорости пара
455
Ла=Лт—, «д=»т—,	(5.20)
Рт	Рт
где Ат, ит, рт - табличные значения удельных потерь давления, скорости
движения и плотности пара.
Диаметр паропровода должен быть подобран так, чтобы скорость дви-
жения пара не превышала значений, указанных в таблице 5.3.
Таблица 5.3
Максимальные скорости движения пара, м/с
dv, мм	Перегретый пар	Насыщенный пар
до 200	50	35
более 200	80	60
Зная из предварительного расчета диаметр паропровода, определяют
эквивалентную длину местных сопротивлений и действительные потери
давления на участках.
Действительная температура перегретого пара в конце расчетного уча-
стка
где О™ - потери теплоты паропровода в окружающую среду, кВт;
G - расход пара на участке, т/ч;
с - удельная теплоемкость пара, кДж/(кг °С), соответствующая сред-
нему давлению пара на участке.
При тк выше температуры насыщения пара, соответствующей давле-
нию Рк, конденсации пара не будет. Если при окончательном расчете
средняя плотность пара на участке оказалась близкой к рт> из предвари-
тельного расчета, и давление в конце паропровода Рк приблизительно
равно заданному значению, то расчет можно считать законченным. В
противном случае необходимо изменить диаметр паропровода и расчет
повторить.
Расчет паропроводов насыщенного пара. Согласно [1, п. 5.6] при
расчете паропроводов насыщенного пара в суммарном расчетном расходе
пара необходимо учитывать дополнительное количество пара для возме-
щения его конденсации. Тогда расчетный расход пара G(> на участке па-
ропровода
Gd=G„+0,5GK + EGK,	(5.22)
где G„ - расход пара на участке без учета возмещения пара на его конден-
сацию, т/ч;
GK ~ расход пара на расчетном участке для возмещения его конденса-
ции за счет потерь теплоты, т/ч;
456
Глава V
SGK - расход пара на возмещение его конденсании на последующих
участках паропровода, т/ч.
Расход пара, кг/ч, для возмещения его конденсании
G„ = 3’6^(т"	,	(5. 23)
Г
где q - удельная потеря теплоты изолированным паропроводом при разно-
сти температур пара и окружающей среды в 1°С, Вт/(м-°С), принимает-
ся по таблице [2, прил. 18];
£ - длина расчетного участка, м;
тт - средняя температура пара на расчетном участке;
te - температура окружающей среды, °C (при надземной прокладке
равна среднегодовой температуре наружного воздуха, при проклад-
ке в непроходных каналах и бесканальной прокладке равна средне-
годовой температуре грунта на глубине заложения оси теплопрово-
да, °C);
г - теплота парообразования, кДж/кг, соответствующая среднему дав-
лению пара на расчетном участке.
Методику гидравлического расчета паропроводов насыщенного пара
рассмотрим на примере.
ПРИМЕР 5,5. Определить диаметр паропровода, схема которого пока-
зана на рис. 5.10. Исходные данные: начальное давление пара Рн = 0,8 МПа,
давление пара у потребителей Рк = 0,6 МПа. Паропровод проложен в не-
проходном канале, температура воздуха в котором Ze = 40°C. Расход пара
потребителем А - GA = 22 т/ч, потребителем В - GB = 15 т/ч.
В
4
£=400м
ТЭЦ
Рис. 5.10. Расчетная схема паропровода
Решение. Предварительный расчет. Расчетное направление трассы
паропровода - от ТЭЦ до потребителя А. Длина расчетной магистрали
£ = £12 + £2_3 = 660 + 300 = 960 м.
Расход пара на участке 2-3 Gn = 22 т/ч, на участке 1-2 Gn = 37 т/ч.
Находим коэффициенты местных потерь давления на участках 1-2 и
2-3 по формуле (5.13), принимая z = 0,07:
457
а,_2 = 0,07л/37 = 0,426,
а2_} = 0,07^22 = 0,328.
Средний коэффициент местных потерь давления ат определяем по
формуле (5.12)
0,426-660 + 0,328-300 Л
=------660+300-------= 0’395-
Потери давления в сети АР = Рн - Рк = 0,8 - 0,6 = 0,2 МПа.
По [3, табл. Ш.5] находим плотность и температуру насыщения пара в
начале и конце паропровода, а также рассчитываем среднюю плотность пара:
рн = 4,085 кг/м3, тн = 169,61 °C;
рк = 3,111 кг/м3, тк = 158,06°С;
рт = 0,5-(4,085 + 3,111) = 3,598 кг/м3.
Среднее табличное значение удельного падения давления для расчетно-
го направления паропровода при р = 1,0 кг/м3 определяем по формуле (5.18)
= (0,8 -0,6)-10б
™ 960 (1 + 0,395)
3,598	.
—— = 537,3 Па/м.
По [2, номограмма VI.4], зная Rrm и Gnt находим диаметры паропрово-
да на участках 1-2, 2-3:
d\_2 = 325x8 мм,
d2-y ~ 273x7 мм.
Ориентировочное падение давления на участке 1-2 определяем по вы-
ражению (5.14)
0,2-660
960 (1 + 0,395)
= 0,099 МПа.
Тогда давление пара в конце участка 1-2
Л1-2 = Рп - APi-2 = 0,8 - 0,099 = 0,701 МПа.
Из [3, табл. Ш.5] находим плотность и температуру насыщения пара в
конце участка 1-2:
рк1-2 = 3,6 кг/м3, тк1_2 = 164,17°С.
Средняя плотность и температура пара на участке 1 -2:
Pmi-2 = 0,5 -(4,085 + 3,6) = 3,843 кг/м3;
1^1-2 = 0,5-(169,61 + 164,17)= 166,89°С.
Конечное давление пара на участке 1-2 является начальным для уча-
стка 2-3.
Тогда средняя плотность и температура пара на участке 2-3:
458
Глава V
pm2-3 = 0,5 (3,6 + 3,111) = 3,356 кг/м3;
т„2_3 = 0,5 (164,17 + 158,06) =161,115°С.
Зная диаметры паропровода, согласно [2, прил. 18], находим удельные
потери теплоты на участках 1-2, 2—3:
q\-2 = 1,34 Вт/(м-°С), q2-3 = 1,2 Вт/(м-°С).
По среднему давлению пара на каждом участке [3, табл. Ш.5] опреде-
ляем удельную теплоту парообразования г:
Рт1_2 = 0,5-(0,8 + 0,701) = 0,751 МПа,
rmi-2 - 492 ккал/кг = 2061,48 кДж/кг;
Рт2-з-0,5 (0,701 +0,6) = 0,651 МПа,
гте2-з = 496,555 ккал/кг = 2080,54 кДж/кг.
По формуле (5.23) находим количество пара GKi кг/ч, для возмещения
его конденсации за счет потерь теплоты в окружающую среду
^к1-2 —
3,6-1,34-660-(166,89-40)
2061,48
3,6-1,2-300 (161,115-40)
2080,54
= 195,97 кг/ч,
= 75,44 кг/ч.
Конечное давление пара на участке 1-2 является начальным для уча-
стка 2-4. Тогда среднее давление пара на участке 2-4
Рж2-4 = 0,5 (0,701 + 0,6) = 0,651 МПа.
Средняя плотность и температура пара
рт2_4 = 0,5 (3,6 + 3,111) = 3,356 кг/м3;
tm2-4 = 0,5-(164,17+ 158,06)= 161,1°С.
Коэффициент местных потерь давления на участке 2-4
а2_4 = 0,07-715 =0,271.
Среднее табличное значение удельных потерь давления для участка
2-4 при р = 1,0 кг/м3 определяем по формуле (5.18)
п
(0,701 -0,6)-106 3,356
400 (1 + 0,271) * 1
= 666,71 Па/м.
Зная RTm и расход пара на участке 2-4, по [2, номограмма VI.4] нахо-
дим диаметр паропровода J2„4 = 219x6 мм.
Удельные потери теплоты паропроводом на участие 2—4 согласно [2,
прил. 18]
q2_4 = 1,05 Вт/(м-°С).
459
По формуле (5.23) находим количество пара для возмещения его
конденсации на участке 2-4 за счет потерь теплоты в окружающую сре-
ду, принимая теплоту парообразования г = 2080,54 кДж/кг [3, табл. III.5] по
Рт2_4 = 0,651 МПа
^к2-4
3,6-1,05-400 (161,1-40)
2080,54
= 88,02 кг/ч.
Окончательный расчет (участок 1-2). Определяем по формуле
(5.22) расчетный расход пара на участке с учетом количества пара, необхо-
димого для его возмещения при конденсации за счет потерь теплоты в ок-
ружающую среду
G,„_2 = 37 + 0,5-195,97- 1(Г3 + (75,44 + 88,02)-10"3 = 37,262 т/ч.
По [2, номограмма VI.4] уточняем диаметр паропровода и находим
действительные значения удельных потерь давления и скорости пара по
формулам (5.20) при d\2 - 325x8 мм, RT = 570 Па/м, от = 140 м/с
я*=т^=148’32 па/м’
и =	= 36,43 м/с.
д 3,843
Действительная скорость движения пара не превышает допустимого
максимального значения (см. табл. 5.3).
Зная диаметр паропровода находим расстояние между неподвижными
опорами и определяем количество установленных сальниковых компенса-
торов - 7 штук.
По [2, прил. 17] определяем эквивалентную длпну местных сопротив-
лений на участке
7 сальниковых компенсаторов 7x5,2 = 36,4 м;
тройник-проход - 17,4 м;
^ = 7-5,2+17,4 = 53,8 м.
Потери давления на участке
ДЛ-2 =	+ U = 148,32 (660 + 53,8) = 105870,82 Па = 0,1059 МПа.
Давление пара в конце участка
Рк1_2 = 0,8 - 0,1059 = 0,694 МПа.
По [3, табл. III.53] находим плотность и температуру пара в конце уча-
стка: pKj_2 = 3,6 кг/м3; тК1-2 = 163,8°С.
Средние значения плотности и температуры пара на участке
P«i-2 = 0,5 -(4,085 + 3,571) = 3,828 кг/м3;
^1-2 = 0,5 (169,61 + 163,8)= 166,7°С.
460
Глава V
Полученную среднюю плотность пара рт сопоставляем со значением
из предварительного расчета. Как видно, величины pwl_2 и PKi_2 близки к
результатам предварительного расчета, поэтому пересчета не делаем.
Принимая Рк1_2 за начальное давление для участка 2-3 и ответвления
2-4, выполняем аналогичные расчеты для этих участков.
Расчет паропроводов перегретого пара. Гидравлический расчет сети
перегретого пара отличается от расчета насыщенного пара тем, что сред-
нюю плотность пара на расчетном участке необходимо определять с уче-
том изменения не только давления, но и температуры пара. Температура
перегретого пара в связи с потерями в окружающую среду быстро снижа-
ется, иногда доходя до температуры насыщения пара. При этом перегретый
пар превращается вначале в сухой насыщенный, а затем во влажный пар. В
этих условиях при расчете необходимо учитывать количество выпадающе-
го в паропроводе конденсата.
В предварительном расчете температуру перегретого пара в конце уча-
стка определяют по формуле (5.16) предполагая, что падение температуры
составляет 2°С на каждые 100 м сети. При окончательном расчете темпера-
туру пара в конце расчетного участка находят по формуле (5.21), исходя из
потери теплоты паропроводом в окружающую среду.
Методику гидравлического расчета паропроводов перегретого пара
рассмотрим на примере.
ПРИМЕР 5.6. Рассчитать пропровод, схема которого показана на
рис. 5.10. Исходные данные: Рн=0,8 МПа, Рк = 0,6 МПа, температура пара
в начале сети тн = 260°С. Паропровод проложен в непроходном канале,
tc - 40°С. Расход пара потребителями: GA = 22 т/ч, GB - 15 т/ч.
Решение. Предварительный расчет участка 1-2. По формуле (5.13)
находим коэффициенты местных потерь давления на участках расчетной
магистрпли, принимая z = 0,07, а средний коэффициент местных потерь
давления ат по формуле (5.12):
а|2 = 6,07^37 =0,426,
а2-з = 0,07-722 =0,328,
а„ = 0,395.
Ориентировочно температуру пара в конце паропровода определяем
по формуле (5.16)
тк = 260-2 -960/100 = 240,8°С.
По [4, табл. 5.93] находим плотность перегретого пара:
рн = 3,341 кг/м3, рк = 2,594 кг/м3,
тогда
рт = 0,5 • (3,341+ 2,594) = 2,968 кг/м3.
461
По формуле (5.18) определяем среднее табличное значение удельного
падения давления в паропроводе при р - 1,0 кг/м3

(0,8-0,6) Ю6 2,968
960 (1 + 0,395)	1
= 443,25 Па/м.
Ориентировочное падение давления пара на участке 1-2 определяем
по формуле (5.14)
&Р1-2
0,2-660
960 (1 + 0,395)
= 0,099 МПа,
тогда давление пара в конце участка 1-2
Рк\~2 = Рп - ДЛ-2 = 0,8 - 0,099 = 0,701 МПа.
Температура пара в конце участка
тк1_2 = 260 - 2 • 660/100 = 246,8°С.
Средняя температура пара на расчетном участке
т«1-2 = 0,5 • (260 + 246,8) = 253,4°С.
По параметрам Рк1_2 и тК1-2 определяем плотность пара в конце участка
рк1-2 = 2,997 кг/м3.
Средняя плотность пара на расчетном участке
Рлн-2 = 0,5 (3,341 + 2,997) = 3,169 кг/мЗ.
По значениям = 443,25 Па/м и Сп = 37 т/ч по [2, номограмма VI.4]
определяем стандартный диаметр паропровода на участке 1-2: t/i-2 =
= 325x8 мм, при этом RT = 570 Па/м, ит = 140 м/с.
По формуле (5.20) находим действительные удельные потери давления
и скорость пара на участке 1-2:
= TTST = 179-87 Па/м,
3,169
и'=ХГб9=44Д8м/С-
Сравнивая полученную скорость движения пара ид с максимально-
допустимой (см. табл. 5.3) видим, что требование выполняется, т.к. ид <	.
Окончательный расчет. По плану трассы определяем местные со-
противления, приняв для компенсации температурных удлинений сальни-
ковые компенсаторы. Зная диаметр паропровода, находим расстояние меж-
ду неподвижными опорами и определяем количество сальниковых компен-
саторов - 11 штук.
По [2, прил. 17] находим эквивалентную длину местных сопротивле-
ний на участке
462
Глава V
•	11 сальниковых компенсаторов 11 х5,2 = 57,2 м;
•	тройник-проход - 17,4 м;
•	4 = 11-5,2+17,4 = 74,6 м.
Потери давления на участке
АР1_2 = Лд(^ + £е)= 179,87 -(660 + 74,6)= 132132,5 Па = 0,132 МПа.
Давление пара в конце участка
РК1-2 = 0,8 - 0,132 = 0,668 МПа.
По полученным значениям = 325x8 мм, тт1„2 = 253,4°С. По [2,
прил. 18] находим удельные потери теплоты изолированным паропрово-
дом, проложенном в непроходных каналах: qi_2 = 1,3 Вт/(м-°С).
Действительную температуру пара в конце расчетного участка опреде-
ляем по формуле (5.21), принимая теплоемкость пара с = 2,1 кДж/(кг-°С),
тк1_2 = 260
3,6 1,3-660-(253,4-40)
37-2,1 Ю3
= 251,5°С.
По давлению пара в конце участка Рк1_2 = 0,668 МПа и температуре
тК1-2 = 251,5°С согласно [4, табл. 5.93] плотность пара в конце расчетного
участка: рк1_2 = 2,827 кг/м3.
Средняя плотность пара на участке
рЯ1-2 = 0,5 (3,341 + 2,827) = 3,084 кг/м3.
Сопоставляя значения Рк1_2 и рте1-2, полученные в окончательном рас-
чете, со значениями из предварительного расчета видим, что они близки,
следовательно, пересчета данного участка не делаем. Полученные в резуль-
тате гидравлического расчета участка 1-2 давление PKi_2, температура тк1_2
и плотность пара pKi-2 являются исходными данными для расчета участка
2-3 и ответвления 2-4.
Гидравлический расчет участков 2-3 и 2-4 проводится аналогично
расчету участка 1-2.
5.3.4. Гидравлический расчет конденсатопроводов
Конденсагопроводы подразделяются на сборные и напорные. Сбор-
ные конденсатопроводы служат для транспорта конденсата от паропо-
требляющих приборов до конденсатных баков. В таких конденсатопрово-
дах в связи с падением давления возможно частичное вскипание конден-
сата, когда его температура превышает соответствующую температуру
насыщения. Кроме того, возможно прохождение пара в конденсатопровод
через конденсатоотводчики при их неисправности. В результате по кон-
денсатопровод у перемещается пароводяная смесь. Такие конденсатопро-
воды называются двухфазными.
Напорные конденсатопроводы служат для транспорта конденсата от
сборных баков до источника теплоты. В данных конденсатопроводах обес-
печивается давление, исключающее вторичное вскипание, конденсат транс-
463
портируется, занимая полное сечение трубопровода. Напорные конденса-
топроводы рассчитываются аналогично трубопроводам водяных тепловых
сетей, при этом используются таблицы или номограммы, составленные для
труб с Ке ~ 1,0 мм. Диаметр напорного конденсатопровода определяют по
расходу конденсата и удельному падению давления по длине, которое
должно быть не более 100 Па/м.
Гидравлический расчет двухфазных конденсатопроводов производят с
учетом средней плотности пароводяной смеси, получающейся в результате
вскипания конденсата.
Плотность пароводяной смеси определяется по формуле [5]:
р« = 1	(5-24)
*(р -р )+р
где р', р" - плотность воды на линии насыщения и сухого пара при давле-
нии F, МПа, в конце расчетного участка, кг/м3;
х - количество пара вторичного вскипания, кг/кг, определяется по фор-
муле [5]:
Ъ
где /ь i2 - энтальпия конденсата при давлениях Р\ и Р2 на расчетном уча-
стке, кДж/кг;
г2 - скрытая теплота испарения при Р2, кДж/кг.
При гидравлическом расчете двухфазных конденсатопроводов удель-
ные потери давления на трение определяют по располагаемому перепаду
давления при скорости смеси не более указанных в табл. 5.3 для насыщен-
ного пара. Располагаемое падение давления ДР определяется с учетом раз-
ности геодезических отметок начала и конца расчетного участка
ДР = (Рн - Рк) + pCMg(zH - zK) • 10-6,	(5.26)
где Рн, Рк - давление в начале и конце участка, МПа;
рсм - плотность пароводяной смеси, кг/м3;
g - ускорение свободного падения, м/с2;
zH, zK - геодезические отметки начала и конца участка, м.
В первую очередь производят расчет основной расчетной магистрали.
Согласно [2, номограмма VI.6], значения потерь давления на трение и скоро-
сти пересчитывают с учетом коэффициента (р, учитывающего увеличение по-
терь давления и скорости движения при транспортировке пароводяной смеси
Л<Р, ^СМ ^тф J	(^-27)
Рсм
Затем рассчитывают остальные участки с обязательной увязкой всех
ответвлений.
464
Глава V
ПРИМЕР 5.7. Рассчитать сборный конденсатопровод от потребителя
А до бака для сбора конденсата (рис. 5.11), если давление в теплообменни-
ке (абсолютное) Рн = 0,6 МПа, в сборном баке конденсата Рк = 0,12 МПа
(абсолютное). Расходы конденсата, длины участков и геодезические отмет-
ки показаны на рис. 5.11.
Решение. Давление в конденсатопроводе после конденсатоотводчика
Рх = 0,5 Рп = 0,5 - 0,6 = 0,3 МПа.
Предварительно принимаем среднюю плотность в конденсатопроводе
рсм = 20 кг/м3.
Располагаемый перепад давлений в расчетной магистрали с учетом
геодезических отметок в крайних точках магистрали:
ДР = (Р„ - Рк) + pCMg(z„ - Zk) • 10"6 =
= 0,3 - 0,12 + 20 - 9,81(3,5 - 0,5)-106 = 0,18059 МПа.
Среднее удельное падение давления в конденсатопроводе
_ ДР 0,18059 106	,
р -----------------:------------=555,7 Па/м,
т ££(1 + а) (100+150)-(1+0,3)
где а - коэффициент, учитывающий эквивалентную длину местных со-
противлений, принимаемый по [1, прилож. 5].
Приняв плотность конденсата р - 958,4 кг/м3, находим коэффициент ср
по формуле (5.28)
958 4
Ф =	= 47,92.
Тогда удельные потери давления в сети при условии транспорта чис-
того конденсата
Л, = А”. = .^2. = 11,6 Па/м.
“ <р 47,92
По полученному значению Рк и расходу пара G = 3,7 т/ч на участке
1-2 согласно [2, номограмма VI.6] находим d- 89x4,5; при этом таблич-
ные значения удельных потерь давления и скорости движения конденсата
составят:
465
Ят = 9,8 Па/м, ит = 0,21 м/с.
Находим удельные потери давления и скорость движения пароводяной
смеси на участке 1-2 по формуле (5.27)
RCM = 9,8-47,92 = 469,6 Па/м,
исм = 0,21 -47,92= 10,1 м/с.
Предварительное значение давления в конце участка 1-2
Р2 = 0,3 - 469,6 • 100 • (1 + 0,3) • 10~6 = 0,23895 МПа = 0,24 МПа.
Находим значения энтальпии конденсата при давлениях в начале и
конце расчетного участка 1-2:
Рн = 0,6 МПа, iH = 670,6 кДж/кг,
Р2 = 0,24 МПа, i2 = 529,6 кДж/кг.
Скрытая теплота парообразования г = 2189,2 кДж/кг при Р2.
Количество пара вторичного вскипания определяем по падению эн-
тальпий конденсата по формуле (5.25)
670,6-529,6
2189,2
= 0,0644 кг/кг.
Плотность пароводяной смеси рсм вычисляем по формуле (5.24)
• плотность воды при Р2 рз = 937,82 кг/м3,
• плотность пара при Р2 р2 = 1,339 кг/м3, тогда
-	937,82-1,339	_	з
Рсм 0,0644 (937,82-1,339)+ 1,339	’ КГМ
что близко к принятому значению рсм.
Определяем коэффициент пересчета
<р =
958,4
20,37
= 47,05.
Находим действительные значения скорости и удельных потерь давления:
Од = 0,21 -47,05 = 9,88 м/с,
Яд = 9,8 • 47,05 = 461,09 Па/м.
По [5, табл. 7.1] находим сумму местных сопротивлений на участке 1-2:
•	отводы гнутые 90° - 2 шт. 2 • 0,5 = 1,0;
•	тройник-проход при слиянии потоков 1,5;
итого = 2,5.
По данным [5, табл. 7.2] для трубопровода d = 89x4,5 мм при Ке =
= 0,001 м определяем эквивалентную местным сопротивлениям длину при
££,= 1,0, te = 2,21 м. Для ££ = 2,5 4 = 2,21 -2,5 = 5,52 м. Тогда приведен-
466
Глава V
ная длина участка 1 -2 составит
f = £ + ее = 100 + 5,52 = 105,52 м.
Потери давления на участке 1 -2
АР = 461,09-105,52 = 48654,2 Па « 0,047 МПа.
Давление в точке 2
Р2 = 0,3 - 0,047 + 20,37-9,81 (3,5 - 2,0)-10’6 = 0,2532 МПа.
Остальные участки рассчитываются аналогично.
5.3.5. Тепловой и гидравлический расчет пароводяных
подогревателей
ПРИМЕР 5.8. Подобрать пароводяной подогреватель для системы го-
рячего водоснабжения. Выполнить его тепловой и гидравлический расчет
при следующих исходных данных: тепловая нагрузка системы горячего
водоснабжения Qhm^ = 800 кВт, давление насыщенного пара Рн = 0,18 МПа,
температура холодной воды tc - 5 °C, горячей воды на выходе из подогрева-
теля th = 65°С.
Решение. Для пара Рк - 0,18 МПа находим температуру насыщения tH =
= 116,3°С и скрытую теплоту парообразования г = 2213 кДж/кг [3, табл. 1П.5].
Исходя из тепловой нагрузуи системы горячего водоснабжения, при-
нимаем предварительно по [6, табл. 2.10] подогреватель ПП2-6-2-11 со сле-
дующими техническими характеристиками: наружный диаметр корпуса
De = 325 мм, внутренний диаметр корпуса D, = 309 мм, длина трубок
I - 2000 мм, количество трубок z = 68 шт, диаметр трубок (внутренний и
наружный) ф= 14 мм, <4=16 мм, число ходов по воде 2, приведенное чис-
ло трубок в вертикальном ряду w = 8,5, площадь поверхности нагрева
Fe = 6,3 м2 площадь живого сечения трубного пространства = 0,0052 м2,
площадь живого сечения межтрубного пространства/м1р = 0,061 м2.
Расход нареваемой воды
3600	3600-800
c(th-tc}	4,19(65-5)
= 11455 кг/ч.
Скорость нагреваемой воды в трубках подогревателя
Св	11455
XX.. -	I I	XX — -<..—
3600 Ар-Р 3600-0,0052-1о3
= 0,61 м/с.
Средняя температура нагреваемой воды
tm = 0,5(4 + 4) = 0,5-(65 +- 5) = 35°С.
Средняя температура стенки трубок подогревателя
4т = 0,5(4, + /н) = 0,5-(35 + 116,3) = 75,6°С.
467
Средняя температура пленки конденсата на поверхности трубок
tmK = 0,5 (tH + /ст) = 0,5-(116,3 + 75,6) = 96°С.
Температурный перепад в подогревателе:
большая разность температур
Д/б = /н-/с= 116,3-5 = 111,3°С,
меньшая разность температур
Д/м = ta - th = 116,3 - 65 = 51,3°С.
Средняя логарифмическая разность температур греющего и нагревае-
мого теплоносителей
д/ =	~	= 111,3-51,3 77ОС
1п^
МЛ 51,3
Коэффициент теплоотдачи от пара к стенкам трубок в межтрубном
пространстве
0,89-(5500 + 65^- 0,2/*к) _
С^мтр —	. I----------
-у (^н ^ст)
= ^:<^^5-96-0,2.^)=6468	2
У(116,3-75,6)-8,5 0,016
Коэффициент теплоотдачи от стенок трубок к нагреваемой воде в
трубном пространстве
(1630+2U„-0,041t2)v^
ГУ =-------------------— =
(163О + 21-35-О,О41-352)О,6108
0,0140,2
= 3597 Вт/(м2-К).
Коэффициент теплопередачи подогревателя
К =П------------j- = —;-------------— = 2273 Вт/(м2К).
1	о „	1	1	0,001	1
+	3597+ 100 +6468
Здесь 5СТ - толщина степки трубок, SCT = 0,001 м, - коэффициент те-
плопроводности стенки трубок, для латунных трубок - 100 Вт/(м - К).
Требуемая площадь поверхности нагрева подогревателя
max 800 -Ю3	2
г =---------=------------=5,7 м ,
2273-77-0,8
где ц - коэффициент, учитывающий накипь и загрязнение трубок, g = 0,8.
468
Глава V
Принимаем одну секцию подогревателя ПП2-6-2-11 с площадью по-
верхности нагрева Fe - 6,3 м2.
Расход пара в подогревателе
Qh max 800-3600	.
--------—— = 1301,4 кг/ч.
г 2213
Гидравлический расчет сводится к определению потерь давления на
трение и в местных сопротивлениях нагреваемой воды, т.е. в трубках по-
догревателя
(\1п	3 и2р
где X - коэффициент гидравлического трения, для латунных трубок
X = 0,02;
I - длина трубок, £ = 2,0 м;
di — внутренний диаметр трубок, dt = 0,014 м;
- сумма коэффициентов местных сопротивлений, £2, = 9,5 соглас-
но [6, табл. 2.18];
Отр - скорость воды н трубках подогревателя, = 0,61 м/с;
р - плотность воды, р = 1000 кг/м3;
п - количество ходов в подогревателе, п = 2.
AP=f—"д2. 2+9,sl	О’= 2830 Па.
V 0,014	)	2
Определяем потери давления, Па, по упрощенному выражению [6]
АР=Ли?р104,
где А - 0,262^ + 0,28 = 0,262-2 + 0,28 = 0,804, согласно [6, табл. 2.19],
тогда
Д/> = 0,804 0,612 104 = 2991 Па.
ПРИМЕР 5.9. Требуется подобрать емкостной пароводяной подогре-
ватель для нагрева воды с температурой tc - 5°C до температуры th = 65°C
насыщенным паром 180 кПа. Тепловая нагрузка системы горячего во-
доснабжения Сайтах = 200 кВт.
Решение. Из [3, табл. III.5] находим температуру насыщения пара
tH = 116,3°С и скрытую теплоту парообразования г — 2218 кДж/кг.
Требуемая поверхность нагрева змеевика
max 1,2-200-103	.	2
зм К-Ыт 696-81,3	’
где К - коэффициент теплопередачи змеевика из стальных трубок, К =
= 696 Вт/(м2-К);
469
Azm - расчетная разность средних температур пара и нагреваемой воды,
or*.
М, = л.	=116,3 --£££=81>3оС
По [3, табл. IV. 2] принимаем подогреватель 3078 №4 рабочей емко-
стью 4000 л, площадью поверхности нагрева змеевика F3M = 4,7 м2, с числом
трубок п = 4, диаметром стальных трубок djdj = 48/41 мм.
Действительный коэффициент теплопередачи змеевика
К = 1,2

-1,2	Вт/(м2 К).
Ч, / * о 1, J
В режиме непрерывной работы подогревателя расход нагреваемой воды
3600 - Qh
тпах 3600-200	,
————— =2860 кг/ч.
4,19 (65-5)
c(th-tc)
Расход пара
, збоо-е,, max 3600-200	,
_---------=——-—=325 кг/ч.
п ~	2218
г
Литература
1.	СНиП 2.04.07-86. Тепловые сети. /Госстрой СССР. -М.: ЦИТП Госстроя СССР,
1987. -48 с.
2.	Теплоснабжение. Учеб, пособие для вузов /В.Е. Козин, Т.А. Левина, А.П. Марков
и др. -М.: Высш, шк., 1980. -408 с.
3.	Справочник по теплогазоснабжению и вентиляции. /Р.В.Щекин, С. М. Коренев-
ский, Г. Е. Бем и др. - Ч. 1 — Киев, Будивельник, 1976. -415 с.
4.	Теплотехнический справочник. /Под ред. В.Н. Юренева, П.Д. Лебедева. - 2-е изд..
Т.1. -М.: Энергия, 1975. -744 с.
5.	Теплоснабжение: Учебник для вузов. /А. А. Ионин, Б.М. Хлыбов и др. Под ред..
А. А. Ионина. -М.: Стройиздат, 1982. -336 с.
6.	Наладка и эксплуатация тепловых сетей: Справочник. /В. И. Манюк, Я. И. Кап-
линский, Э.Б. Хиж и др. - 3-е изд. -М.: Стройиздат, 1988. -432 с.
470
ГЛАВА VI. Методические указания к дипломным проектам
по отоплению, вентиляции, кондиционированию
воздуха и курсовым работам «Экологическое
обоснование промышленного объекта» и
«Очистка вентиляционных выбросов и энерго-
сбережение промышленного объекта»
6.1.	Исходные данные, состав и общие указания по
выполнению дипломного проекта
В задании на дипломный проект студент получает следующие исход-
ные данные: планы и разрезы здания с нанесенным технологическим обо-
рудованием; район строительства и ориентацию фасадов здания; характе-
ристика и назначение помещений здания; количество работающих, занятых
в одну смену и сменность работы; характеристику ограждающих строи-
тельных конструкций; источники теплоснабжения и параметры теплоноси-
теля; дополнительные сведения.
Приступая к проектированию отопления, вентиляции и кондициони-
рования воздуха, студент должен изучить технологический процесс, уст-
ройство и работу технологического оборудования, обратив особое внима-
ние на вредные выделения проектируемого объекта, характер их воздейст-
вия на человека и окружающую среду, нормируемые уровни допустимых
концентраций. Технический поиск должен быть направлен на максималь-
ное сокращение поступлений вредностей в вентилируемое помещение. Не-
обходимо выявить и проанализировать газовые выбросы и тепловыделения
технологического оборудования с целью возможности использования их в
качестве вторичных энергоресурсов для систем отопления и вентиляции.
Дипломный проект состоит из пояснительной записки объемом
80... 120 страниц и графической части на 9... 12 листах формата А1.
В пояснительной записке приводятся: выбор и обоснование принятых
решений по отоплению, вентиляции, кондиционированию воздуха с учетом
экологического, энерго- и ресурсосберегающего факторов; теплотехниче-
ский, аэродинамический и гидравлический расчеты систем; подбор отопи-
тельно-вентиляционного, очистного и другого оборудования; описание
расчетов по специальным разделам проекта.
Материал в пояснительной записке можно рекомендовать располагать в
следующей последовательности: титульный лист установленного образца;
задание на дипломный проект; аннотация; оглавление; введение; описание
проектируемого объекта; описание технологического процесса и характери-
стику производственных вредностей; расчетные параметры наружного и
внутреннего воздуха; теплотехнический расчет ограждающих конструкций
здания; расчет теплопотерь; местная вытяжная и приточная вентиляция;
расчет тепловлагоп вступлений и количества вредностей, выделяющихся в
помещение; тепловые и воздушные балансы, определение воздухообменов
общеобменной вентиляции; выбор и технико-экономическое обоснование
471
систем отопления, вентиляции и кондиционирования воздуха; расчет систем
воздухораспределения; расчет систем отопления, теплоснабжения и подбор
оборудования; расчет систем вентиляции, кондиционирования воздуха и
подбор оборудования, меры борьбы с шумом; экологическое обоснование
проектируемого объекта; выбор и расчет систем очистки газовых выбросов;
утилизация вредных компонентов газовых выбросов и ресурсосбережение;
автоматизация отопительно-вентиляционных установок, систем кондицио-
нирования воздуха и устройств очистки газовых выбросов; технико-
экономические показатели систем и вариантов сравнения; организация мон-
тажных работ; техника безопасности и противопожарная техника при
строительно-монтажных работах; мероприятия и решения, принятые в про-
екте по гражданской обороне; список использованной литературы.
Графическая часть проекта должна состоять из следующих чертежей:
генплан с нанесением инженерных коммуникаций, который выполняется в
левом верхнем углу (формат АЗ); на остальной части листа приводится план-
схема расположения вентиляционных систем (М 1:400, 1:800) и характери-
стика рассчитанных отопительно-вентиляционных и очистных систем (при-
ложение 6.1); планов и разрезов здания с нанесением технологического ото-
пительно-вентиляционного оборудования, теплопроводов систем отопления и
теплоснабжения, воздухоотводов систем вентиляции (М 1:100, 1:200); схем
рассчитанных систем отопления и вентиляции (М 1:100 или 1:200); деталей
отдельных установок и узлов систем вентиляции, кондиционирования возду-
ха, очистки и утилизации газовых выбросов, использования вторичных энер-
гетических ресурсов (М 1:10, 1:20 или 1:50); теплового центра (план, разрез и
схема 1:20 или 1:50); схемы автоматизации систем отопления, вентиляции и
кондиционирования воздуха; схемы вариантов сравнения экономических по-
казателей; календарного и сетевого графика монтажных работ, графика дви-
жения рабочей силы и технологических карт производственных процессов.
Настоящий перечень материалов, которые должны быть приведены в
пояснительной записке и в графической части, может быть изменен в зави-
симости от специфики разрабатываемого объекта при сохранении общего
объема проекта.
В пояснительной записке следует четко в сжатой форме изложить ос-
новное содержание проекта, подтвержденное необходимыми расчетами. По
содержанию пояснительная записка должна соответствовать заданию на
дипломный проект. Последовательность изложения в ней основных вопро-
сов приведена в предыдущем разделе.
Пояснительная записка пишется от руки чернилами на белой писчей
бумаге размером 210x297 мм или печатается. Текст пишется разборчиво на
одной стороне листа с полями слева - 20 мм, справа - 15, сверху - 25 и
снизу - 30 мм. В пояснительную записку включаются только окончатель-
ные варианты расчетов.
Текстовая часть записки сопровождается необходимыми схемами, таб-
лицами и ссылками на чертежи. Все формулы, применяемые в расчетах,
должны быть расшифрованы с указанием размерностей всех буквенных
472
Глава VI
величин, входящих в формулы. Принятые нормативные величины должны
иметь ссылки на литературные источники.
Пояснительная записка должна быть пронумерована (с учетом титуль-
ного листа) и включать в себя перечень литературы, используемой студен-
том при выполнении проекта (включая и нормативную).
Записка подписывается автором, консультантами, руководителем про-
екта и заведующим кафедрой.
На законченный проект составляется аннотация (0,5-1 с.), в которой
кратко описываются основные решения, принятые и разработанные в проекте.
Оформление графической части проекта выполняется карандашом на
листах формата А 1 в соответствии с требованиями действующих ГОСТов
и единой системы конструкторской документации.
Форматы листов ограничиваются внешней рамкой чертежа, выполнен-
ной сплошной тонкой линией. Каждый чертеж должен иметь внутреннюю
рамку, отделенную от внешней рамки полями слева на чертеже - 20 мм,
справа, снизу и сверху - по 5 мм. В правом нижнем углу листа вычерчива-
ется штамп установленного образца.
Все чертежи (планы, разрезы, схемы, детали и др.) выполняются в
масштабах, указанных в задании, кроме схемы автоматизации отопительно-
вентиляционных установок, календарного графика монтажных работ, гра-
фика движения рабочей силы, завоза материалов и технологических карт
производственных процессов.
Надписи на чертежах выполняются чертежным шрифтом. При оформ-
лении графической части проекта необходимо максимально использовать
типовые чертежи.
Значительная часть расчетов в дипломном проекте выполняется на
ЭВМ. В частности, расчеты теплопотерь и нагревательных приборов; гид-
равлические расчеты теплопроводов систем отопления; расчеты воздухо-
обменов и воздухораздачи; рассеивания вредных веществ в атмосфере и др.
Решая в дипломном проекте важные задачи отопления, вентиляции, конди-
ционирования воздуха и охраны воздушного бассейна от загрязнений, не-
обходимо ориентироваться на ресурсосбережение. Такой подход к реше-
нию любых технических вопросов имеет фундаментальное значение для
развития экономики современного общества. Общеизвестно, что стоимость
сырья топлива, энергии резко возросла и имеются устойчивые тенденции к
дальнейшему повышению. В то же время, расход энергии на единицу на-
ционального дохода в странах СНГ значительно выше, чем в развитых
промышленных. При этом на эксплуатацию отопительно-вентиляционного
оборудования расходуется в общем тепловом балансе свыше трети топлив-
ных ресурсов и пятая часть электрической энергии.
Однако экономия ресурсов не должна быть самоцелью. Так, определе-
ние экономической целесообразности каждого энергосберегающего меро-
приятия должна быть обоснована и подтверждена расчетным путем.
Энергосбережение в системах теплоснабжения, отопления, вентиляции
и кондиционирования воздуха может быть достигнуто комплексом разно-
473
образных мероприятий. Рассмотрим важнейшие из них.
Первое — снижение потерь теплоты зданиями. Оно включает в себя оп-
ределение экономической целесообразности конструкций наружных стен и
покрытий; выбор технического решения по заполнению световых проемов,
объемно-планировочные решения, поступающего в помещение и др.
Второе - повышение эффективности потребления энергии жилыми и
общественными зданиями, что включает в себя снижение расхода топлива
котельными при оптимизации их работы; автоматизацию регулирования
температурного режима и подачи теплоты в здания; автоматизацию систем
отопления и калориферных установок; снижение расхода энергии при со-
вместном действии водяного отопления и приточной вентиляции; совер-
шенствование оборудования, применяемого для теплоснабжения и отопле-
ния потребителей и др.
Третье - снижение расхода энергии при эксплуатации систем отопле-
ния, вентиляции и кондиционирования воздуха производственных зданий.
Здесь результат можно достичь использованием вторичных энергоресурсов,
в том числе производственных, технологических; рециркуляцией вентиляци-
онного воздуха; использованием солнечной энергии; путем совершенствова-
ния проектных решений по вентиляции; снижением расхода энергии холодо-
приготавливающими центрами; использованием аккумуляторов холода и др.
Перечисленные мероприятия не исчерпывают всего многообразия раз-
личных энергосберегающих решений. Они находятся в постоянном совер-
шенствовании и студент обязан самостоятельно заниматься их поиском и
разработкой. В качестве примеров ниже изложены возможные технические
подходы при решении вопросов охраны воздушного бассейна от загрязне-
ний с увязкой их с экологическими факторами.
6.2.	Особенности экологической и энергосберегающей
направленности специальности «Теплогазоснабжение,
вентиляция и охрана воздушного бассейна»
Человечество всегда безошибочно умело определять главную опас-
ность для своего существования. Сейчас первоочередной девиз - сохраним
жизнь и себя на планете, здоровье и генофонд всего живого. Людей спла-
чивает необходимость отстаивания своих законных прав на естественные
первичные продукты, из которых строится плоть живого, - чистые воздух,
воду, продукты питания. Земляне осознали, что испытывать природу нель-
зя беспредельно. Предсказания ученых страшны. Еще 2-3 десятилетия ны-
нешних темпов загрязнения биосферы продуктами жизнедеятельности - и
негативные последствия будут необратимы. Естественно, такие предосте-
режения должны тревожить человечество.
Рассмотрим истоки экологической проблемы в историческом аспекте.
С давних пор человеческий ум прослеживает в природе удивительную
целесообразность, направленность действия превращать вред в пользу с
точки зрения сохранения и развития жизни на Земле. Недаром такие факты
474
Глава VI
служители религий использовали для утверждения разумных сверхъестест-
венных сил.
Дитя природы, человек, появившись на планете Земля, сразу заполу-
чил несметные богатства, необходимые для активной жизнедеятельности.
Но чтобы использовать их для удовлетворения возрастающих во времени
потребностей, ему необходимо было постоянно развиваться, совершенст-
вовать производство. Сразу было подмечено, что наиболее легко даются
земные блага, если вести себя как завоеватель, то есть брать, ничего не
возвращая взамен. Недаром выражение «победа над природой» стало
классическим. Быстро разрастались огромные скопления промышленно-
сти. Направленность технических решений диктовали в основном банков-
ские подсчеты. Счетные устройства показывали, что самая большая при-
быль получается, если производство осуществлять по разомкнутому цик-
лу, то есть использовать окружающую среду и как источник сырья, и как
свалку для отходов. Если же в таком промышленном раю и досаждали не-
гативные моменты, например, загрязнение воздушного бассейна, то на
пути вредных газов ставились очистные устройства. Благо энергия была
дешевой, а ее запасы в недрах представлялись неограниченными. Основам
создания технологий с разомкнутыми циклами обучались поколения ин-
женеров.
Грабительское отношение к природе при необузданных потребностях
и бессмысленной гонке вооружений поставили под угрозу само существо-
вание жизни на Земле.
В этой связи, здравый смысл взаимоотношений во всех областях дея-
тельности, в том числе и по отношению к природе, представляется необхо-
димым и с экологической точки зрения - защиты планеты Земля. В таком
аспекте разум человека выступает как защитный механизм природы. А он
подсказывает - природа достояние общечеловеческое, и узко собственни-
ческие, региональные, национальные и всякие другие частные критерии
при ее оценке неприемлемы.
Обратимся к бесстрастной статистике. Она показывает, что если взять
атмосферный воздух, без которого человек не может прожить пять минут,
то в балансе его загрязнений доля промышленности составляет - 41%,
энергетики - 27%, транспорта - 25% и т.д. Цифры показательны в том
смысле, что на их фоне вырастает фигура номер один как в деле загрязне-
ния, так и охраны среды обитания - инженер. Еще и сейчас вершину его
деятельности оценивают по высокопроизводительной качественной про-
дукции. Настало время, когда качество должно приобрести важнейший,
обязательный статус как показатель, что продукция при выпуске и эксплуа-
тации обладает экологической чистотой. Однако и в данном вопросе имеет
место инерционность человеческого мышления, оказывающая влияние на
подготовку и востребованность инженеров, обладающих экологическим
мышлением и профессиональными знаниями.
Проблемность экологического образования применительно к подго-
товке инженеров любого профиля состоит в необходимости решения
475
многогранных технических задач, определяемых реалиями многочислен-
ных отраслей производства, например, в промышленности от легкой до
тяжелой.
Перспектива получения действенного экологического образования
представляется в создании универсальной и гибкой методологической
концепции реального и действенного решения, возникающих проблем по
охране окружающей среды и обязательной защите от техногенных ката-
строф.
Бытует мнение, которое эффективно реализуется, что одним из пер-
спективных представлений экологического образования является подго-
товка специалистов профиля - инженер-эколог. Не отрицая отдельных по-
ложительных моментов такого подхода, однако, полагаем, что главная,
стратегическая направленность должна соответствовать концепции подго-
товки инженеров всех без исключения специальностей в части получения
углубленных экологических знаний с учетом специфики и особенностей
своей специальности. Рассмотрим внедренную методологию этапов ука-
занного экологического обучения.
Этап I. Начальные сведения по общей экологии студенты получают на
П-ом курсе в виде цикла лекций и лабораторных занятий по программе
специализированной кафедры. Это теоретические знания с общетехниче-
ским уклоном.
Этап II. Получение практических знаний по инженерной экологии.
Для выполнения этой цели на Ш-ем курсе у студентов предусмотрена дис-
циплина «Инженерная экология», (приложение 6.2.). Учебный процесс
включает лекционный материал, практические занятия и курсовую работу
широкого профиля с экологической направленностью.
Этап III. На V-ом выпускном курсе студент изучает дисциплину:
«Очистка газовых выбросов и ресурсосбережение». В ней предусмотрен
лекционный материал, практические занятия и курсовая работа.
Особая задача этой дисциплины научить студента не только методам
обезвреживания выбросов и расчету очистных систем, но, главное, достичь
поставленных целей с ресурсе- и энергосберегающим эффектами, т.е. пре-
вратить вредные вещества в полезный продукт.
При этом все решения вопросов проектирования и эксплуатации сис-
тем очистки выбросов и утилизация уловленных продуктов органически
увязаны с вопросами пожаро- и взрывобезопасности, системным анализом
риска технологий и производства.
Этап IV. Это введение в дипломный проект раздела «Экологическое
обоснование проектируемого объекта или технологии» с анализом приня-
тых решений как с точки зрения промышленной санитарии, так и техно-
генного риска от возможных катастроф.
Думается, что получивший направленные системные знания в области
экологии и безопасности инженер любой специальности будет обладать
достаточным уровнем теоретических и практических знаний в выбранной
сфере его деятельности.
476	Глава VI
6.2.1.	Влияние деятельности человека на состояние
окружающей природной среды
Явления, происходящие в результате хозяйственной деятельности че-
ловека или непосредственного общения людей с окружающей средой, на-
зывают антропогенными. На входе антропогенного обмена - природные
ресурсы, а на выходе - производственные и бытовые отходы. Незамкну-
тость делает его экологически несовершенным.
Имеются четыре главных формы воздействия на природу.
1.	Изменение структуры земной поверхности (распашка целинных зе-
мель, вырубка лесов, осушение болот, создание искусственных водо-
хранилищ и др.).
2.	Изменение состава окружающей среды, круговорота и баланса ве-
ществ (добыча полезных ископаемых, создание отвалов выработанных
пород, выбросы различных веществ в атмосферу и гидросферу, изме-
нение влагооборота).
3.	Изменение энергетического и, в частности, теплового баланса отдель-
ных регионов и планеты в целом.
4.	Изменения, вносимые в живые организмы, истребление некоторых из
них, создание новых пород животных и растений, перемещение орга-
низмов в другие места.
Антропогенные изменения разделяют на преднамеренные и попутные.
Преднамеренные преобразования - это освоение земель под сельско-
хозяйственные угодья, сооружение водохранилищ, строительство горо-
дов, промышленных предприятий, осушение болот, изменение направле-
ния рек.
Попутные - это изменения газового состава атмосферы, загрязнение
среды, обеднение видового состава животного мира, развитие эрозионных
процессов, усиление аллергических заболеваний людей, образование смо-
гов, ускорение коррозии металлов.
Воздействие человека на окружающую среду осуществляется через
природопользование.
Природопользование - процесс воздействия общества на природу в
целях развития производительных сил, включая освоение естественных
богатств и компонентов экологических систем, преобразование и охрану
природных комплексов и компонентов.
Природопользование направлено на обеспечение необходимых усло-
вий для существования человечества и получения материальных благ, мак-
симальное использование каждого природного территориального комплек-
са, предотвращение или снижение возможных вредных последствий про-
цессов производства или других видов человеческой деятельности, на
поддержание и повышение продуктивности и привлекательности природы,
экономное расходование ее ресурсов.
Нерациональное природопользование сказывается в снижении качест-
ва природных ресурсов, их растрате и исчерпании, подрыве восстанови-
477
тельных сил природы, загрязнении окружающей среды, снижение ее оздо-
ровительных и эстетических свойств.
Будущее биосферы во многом определяется деятельностью человека.
Пока она приносит негативные последствия. Имеет место загрязнение ок-
ружающей среды, которое наблюдается при внесении в экологическую
систему несвойственных ей компонентов и структурных изменений, пре-
рывающих круговорот веществ, их ассимиляцию, вследствие чего устойчи-
вая система разрушается или снижается ее продуктивность.
Загрязнение природной среды имеет место при потерях вещества,
энергии, труда и средств, приложенных человеком к добыче и заготовке
сырья и материалов, процессах получения и эксплуатации продукции и ее
использования, когда имеются безвозвратные отходы, рассеивание в био-
сфере. Первичными объектами загрязнения являются атмосфера, вода, поч-
ва, а косвенными — различные составляющие биоценоза: растения, микро-
организмы, животные.
Источники загрязнения отличаются большим разнообразием. Это про-
мышленные предприятия, энергетические комплексы, транспорт, отходы
животноводства и бытовые, различные химические вещества, вводимые в
агросистемы для защиты растений от вредителей, болезней, сорняков, уси-
ления роста растений.
Человечество ежегодно добывает и перерабатывает свыше 100 млрд,
тонн различных материалов. Оно не только добывает и концентрирует хими-
ческие элементы, но и рассеивает их в невероятном количестве в атмосфере.
Сейчас в воздухе можно обнаружить почти любой из элементов пе-
риодической системы Д.И. Менделеева в чистом виде или в их соединени-
ях. Многие из них токсичны и опасны для живых организмов. Именно по-
этому любой физический агент, химическое вещество и биологический
вид, попадающие в окружающую среду или возникающие в ней в количе-
ствах, выходящих за рамки среднего природного фона в рассматриваемое
время, является загрязнителем среды.
Антропогенные загрязнения подразделяют на механические, биологи-
ческие, микробиологические, химические, физические. Последние загряз-
нения подразделяют на тепловое, шумовое, электромагнитное, радиоактив-
ное, световое.
Последствия загрязнения часто проявляются скачкообразно, они необ-
ратимы, в чем состоит особая опасность этого явления и что определяет, в
первую очередь, актуальность охраны природной среды.
С 40-50-х годов прошлого века воздействие человека на природу дос-
тигло уровня планетарной биогеохимической силы. По оценке экспертов,
43% поверхности суши на планете составляют засушливые земли, многие
из них - результат деятельности человека. Леса на планете исчезают со
скоростью 20 гектаров в минуту, а площади тропических лесов уменьша-
ются на 1 % в год. В результате объем атмосферного кислорода уменьшает-
ся на 10 млрд, тонн в год. В США сегодня потребление кислорода превы-
шает выработку его растительностью данного региона. Сжигание топлива
478
Глава VI
потребляет 10% кислорода, производимого растениями. В биосферу вно-
сится более 60 тыс. чуждых ей веществ: радионуклиды, пестициды, синте-
тические моющие средства и др., практически не разлагающиеся, но спо-
собные накапливаться в живых организмах. На одного жителя земли добы-
вается 20 тонн различного сырья, а в готовую продукцию переходит 1-2
тонны! Все остальное - отходы, подчас очень токсичные.
Негативные последствия нерационального, а зачастую бездумного ис-
пользования природных ресурсов, загрязнения окружающей среды, посте-
пенно накапливаясь, создают чрезвычайную ситуацию, которая ставит под
сомнение возможность дальнейшего развития производительных сил от-
дельных регионов, стран. Не в прогнозах на далекое будущее, а уже сейчас
человечество стоит перед реальной угрозой быстрого глобального измене-
ния климата.
Средняя температура на Земле в 1890-е годы составляла 14,5°С, а в 80-е
прошлого столетия достигла 15,2°С. По прогнозам, до 2030-2050-х годов
среднегодовая температура может повыситься еще на 1,5...4,5°С. Нарас-
тающее потепление для населения и экономики может иметь как позитив-
ные, так и негативные последствия. Опасения вызывают сами беспреце-
дентные темпы изменения температуры, могущие иметь самые непредска-
зуемые последствия.
Причиной потепления считают «парниковый эффект», обусловленный
значительным увеличением выбросов углекислого и других газов в атмо-
сферу. Так, количество СО2 в атмосфере ежегодно увеличивается на 0,4%.
Еще быстрее, примерно на 5%, идет увеличение содержания в атмосфере
газов: метана, оксидов азота, фреонов и др., на долю которых приходится
15...20% «парникового эффекта».
Вторая современная проблема, возникающая в связи с ростом выбро-
сов в атмосферу, - уменьшение озонного слоя, защищающего людей и все
живое на Земле от губительного ультрафиолетового излучения. Только за
период с 1969 по 1986 год среднемировая концентрация озона в атмосфере
снизилась на 2%. Следствием является увеличение числа раковых заболе-
ваний и снижение иммунитета, как человека, так и других организмов.
В то же время учеными подсчитано, например, что снижение совре-
менного уровня загрязнения воздуха в крупных промышленных городах
наполовину (а это возможно при высоком научно-техническом уровне ин-
женерного оборудования и технологических процессов) позволит продлить
жизнь человека в среднем на 5 лет, снизить общую годовую заболевае-
мость и смертность населения на 4-5%, заболеваемость раком легких — на
25%, значительно уменьшить расходы на медицинские нужды.
Подобные факты не требуют комментариев. Они нацеливают на по-
иск реального личного вклада в дело смягчения экологической ситуации,
который должен наметить для себя будущий специалист по охране воз-
душного бассейна еще во время обучения в вузе. Многогранность таких
подходов и решений является одним из факторов успеха в деле охраны
окружающей среды.
479
6.2.2.	Историческое и современное содержание
охраны природы
Охрана природы с давних пор развивалась и совершенствовалась во
времени. Вначале основными мотивами природоохранных мероприятий
была забота о материальном благополучии. С расширением масштабов и
глубины воздействия человека на окружающую среду, развитием движения
за ее сохранение изменялось и содержание понятия «охрана природы».
Еще в начале XX века деятельность человека носила локальный харак-
тер. Охрана природы рассматривалась как охрана отдельных оскудевших
объектов путем изъятия их из хозяйственного пользования. В результате
создавались заповедники, вносился запрет на добывание редких животных,
охранялись памятники природы.
Термин «охрана природы» получил широкое распространение после
1-го Международного съезда по охране природы, проходившего в 1913 году
в Швейцарии.
В настоящее время под охраной природы в общем виде понимают
плановую систему государственных, международных и общественных ме-
роприятий по рациональному использованию, охране и восстановлению
природных ресурсов, защите окружающей среды от загрязнения и разру-
шения для создания наиболее благоприятных условий существования чело-
веческого общества, удовлетворения материальных и культурных потреб-
ностей живущих и грядущих поколений.
Методологической основой охраны природы служит закон материали-
стической диалектики о всеобщей взаимосвязи предметов и явлений в при-
роде и обществе. Согласно этому закону, ни одно явление в природе не
может совершиться без того, чтобы оказывать влияния на множество дру-
гих явлений и предметов.
Основной принцип охраны природы — охрана в процессе использования.
Выделяют следующие основные аспекты охраны окружающей среды:
экологический, технико-экономический и социально-политический.
Экологический эффект природоохранения состоит в обеспечении на
Земле благоприятных биологических условий для жизни человека.
Технико-экономический аспект заключается в рациональном выборе
технологии производственных процессов, технических средств, обеспечи-
вающих при наименьших затратах реализацию необходимых природо-
охранных мероприятий.
Социально-политический аспект заключается в установлении такого об-
щественного строя, в суть которого входит бережное отношение к природе.
Дополнительно можно выделить оздоровительно-гигиенический, вос-
питательный, эстетический и научно-познавательный аспекты.
Первозданная, незагрязненная природная среда положительно дейст-
вует на организм человека и широко используется в лечебных целях. Труд-
но переоценить и воспитательный фактор. Любовь к природе, навыки бе-
режного отношения к ней, забота о живых существах формируют лучшие
стороны характера растущего поколения. Не менее важно и удовлетворе-
480
Глава VI
ние эстетических потребностей человека, наслаждение красотами природы.
Эти стимулы для вдохновения и творчества служат прогрессу человечест-
ва. Для изучения развития природы в историческом плане, познания ее за-
конов развития необходимо сохранение многообразия видов организмов,
типичных участков среды.
Нынешний период развития мирового сообщества характеризуется
тем, что общечеловеческая проблема выживания на планете ставит эколо-
гическую ситуацию в разряд определяющих дальнейший прогресс земной
цивилизации во всех сферах деятельности. Причем одной из особенностей
современного этапа в охране природы является выход на арену действия
широких слоев населения стран с самым различным социальным строем.
Как пример конкретного политического выражения этих движений являет-
ся создание партии «зеленых», деятельность которой приобретает между-
народное признание. Все это вселяет оптимизм в результате природо-
охранной деятельности. Если раньше гений человека настойчиво учился
только эксплуатировать природу, побеждать ее, то теперь учится, овладе-
вая ее законами и живя в соответствии с ними, создавать новый этап эво-
люции биосферы - ноосферу, или, пользуясь выражением академика
В. И. Вернадского, обитель разума.
Необходимо отметить, что в городских и промышленных конгломера-
тах, где имеются значительные концентрации малых и больших источни-
ков загрязняющих веществ, лишь комплексный подход, базирующийся на
конкретных ограничениях для определенных источников или групп, может
привести к установлению приемлемого уровня загрязнения атмосферы при
сочетании оптимальных экономических и технологических условий. Объ-
ективная оценка состояния атмосферы совместно со сведениями обо всех
возможностях уменьшения выбросов позволяет создать реальные планы и
долговременные прогнозы загрязнения атмосферы. По продолжительности
программы защиты атмосферы подразделяются на долговременные, сред-
ней продолжительности и кратковременные; методы подготовки планов по
защите атмосферы базируются на обычных методах планирования и коор-
динируются так, чтобы удовлетворить долговременные требования в этой
области (приложение 6.7).
Документация, регламентирующая инженерную деятельность в области
охраны природы и, в частности, атмосферного воздуха, непрерывно уточняет-
ся и совершенствуется. Поэтому приобретение навыка следить за ее обновле-
нием является составной неотъемлемой частью экологического образования и
во многом должно осуществляться через самостоятельную работу студента.
6.2.3.	Структура и состав атмосферы
Обычно под термином «атмосфера» понимают слой воздуха, окру-
жающей Землю. Иногда ее подразделяют на «свободную» или «наружную»
атмосферу, т.е. находящуюся вне замкнутых пространств (зданий и других
сооружений), и «внутреннюю» атмосферу в замкнутых пространствах для
работы, проживания, спортивных и других мероприятий.
481
Атмосфера - газовая оболочка Земли. Воздушный бассейн - часть
атмосферы над определенным участком планеты. Суммарная масса зем-
ной атмосферы составляет 5,9 1015 тонн. Нагрузка воздуха на каждый
квадратный сантиметр на уровне моря составляет около 1 кгс. Примерно
90% массы воздуха находится на высоте менее 15 км, 99% - менее 30 км
и 99,99% - менее 48 км от поверхности Земли. Атмосфера состоит из не-
скольких слоев.
Первый слой тропосфера, находится в пределах от земной поверхно-
сти 7... 10 км над полярным кругом и 16... 18 км - над экваториальными
зонами. Температура по высоте в ней снижается примерно на 6°С на каж-
дый километр, достигая минус 6О...7О°С на высоте 18...20 км. В тропосфе-
ре содержится до 80% всей массы воздуха, основное количество примесей
и практически весь водяной пар.
В тропосфере выделяют пограничный слой атмосферы высотой 1.. .2 км,
где существенны влияния подстилающей поверхности и суточные колебания
метеорологических факторов. Слой воздуха высотой 50... 100м над земной
поверхностью называют приземным. Для этого слоя характерны примерно
постоянные по высоте значения потоков воздуха и количества теплоты. Ме-
теорологические факторы выражаются в нем наиболее резко.
Следующий слой - стратосфера распространяется до высоты 60 км от
поверхности. В нем содержится практически вся оставшаяся часть воздуха.
В стратосфере под воздействием космического излучения и коротковолно-
вой части ультрафиолетового излучения солнца молекулы воздуха ионизи-
руются и, как следствие, образуется озон. Озоновый слой находится на
высоте 25.. .40 км.
Далее до высоты 80 км простирается мезосфера. Количество озона в ней
уменьшается. В этом слое наблюдается серебристые облака. Далее до высоты
800 км расположена термосфера, в составе которой преобладают разрушен-
ные космическим излучением атомы-ионы. На высоте 150...600 км темпера-
тура превышает 1500°С, и вследствие ионизации газов возникает их свече-
ние, которое наблюдается в виде полярных сияний.
Самую верхнюю, сильно разреженную часть атмосферы до высоты
1600 км составляет экзосфера. В ней преобладают газы в атмосферном со-
стоянии. Температура превышает 2000°С. Экзосфера постепенно переходит
в межпланетное пространство.
На графиках (приложение 6.6) наглядно показаны зависимости темпе-
ратуры и давления воздуха от расстояния до земной поверхности.
Основными веществами, входящими в Состав воздуха, являются азот -
78,09% по объему, кислород - 20,94%, аргон - 0,93%, углекислый газ -
0,033%. Кроме того, в природном воздухе содержатся водород, озон, окис-
лы азота, двуокись серы, аммиак, окись углерода, инертные газы и другие
компоненты. В воздухе всегда находятся пары воды, содержание которых
резко колеблется, частицы пыли.
Химический состав воздуха до высоты 100 км существенно не меняется.
До высоты 400.. .600 км сохраняется преимущественно кислородно-азотный
482
Глава VI
состав атмосферы. В высоких слоях под влиянием космических излучений
идут процессы ионизации и диссоциации, вследствие чего преобладающим
становятся атомарный кислород и азот. Существенное изменение состава
отмечается с высоты 600 км, где начинается гелиевый пояс атмосферы. Он
простирается до высоты 1600 км, а далее на высоте 2...20 тыс. км преобла-
дающим становится водород. Постепенно газовая оболочка Земли переходит
в межзвездный газ, состоящий на 76% по массе из водорода и на 23% из ге-
лия. Эти элементы наиболее распространены во Вселенной.
Современный состав атмосферы имеет биогенное происхождение. Так,
кислород, отсутствующий в первичной атмосфере Земли, накоплен в ре-
зультате деятельности зеленых растений. Его нынешнее количество дос-
тигнуто в течение 2,5...3 млрд. лет. Содержание свободного кислорода в
атмосфере оценивается в 1,6-109 тонн. Это количество потребляется на ды-
хание живыми организмами за 2 тыс. лет, что и составляет время его пол-
ного круговорота в биосфере.
Озоновый слой, предохраняющий жизнь от смертоносных излучений, -
также результат деятельности живого вещества.
Наличие атмосферы - одно из условий существования жизни на Земле.
Атмосфера защищает жизнь от губительного воздействия космоса. Он ре-
гулирует климат Земли, предохраняя от чрезмерного охлаждения и нагре-
вания. Без атмосферы суточные колебания температуры на планете дости-
гали бы 200°С: днем 100°С и выше, ночью минус 100°С. В настоящее вре-
мя средняя температура поверхности Земли равна +14°С.
Атмосфера пропускает тепловое излучение Солнца и сохраняет тепло.
Современное соотношение газов в атмосфере Земли не есть не что
первозданное, постоянное. Его значительные, но очень медленные измене-
ния происходили и до появления техносферы. Но в последние 100 лет оп-
ределенные коррективы в естественные процессы развития атмосферы на-
чал вносить человек.
6.2.4.	Загрязнение атмосферы, его источники и последствия
Природные примеси, присутствующие в атмосферном воздухе в есте-
ственной концентрации, не являются загрязнением, а составляют естест-
венный фон. К загрязняющим относятся примеси, изменяющие естествен-
ный состав атмосферы или неблагоприятно влияющие на живые организмы
(например, запахи). Вещества, загрязняющие атмосферу, могут быть твер-
дыми или газообразными и оказывать вредное воздействие на окружаю-
щую среду непосредственно после химических превращений в атмосфере
либо совместно с другими веществами. Они обусловливают изменения
природного состава атмосферы, которые сопровождаются серьезными по-
следствиями: 1) опасностями для здоровья людей и животных; 2) разруше-
нием окружающей среды или некоторых ее частей и 3) ухудшением ком-
фортности (например, появлением неприятных запахов).
Указанные последствия являются результатом действия как самих за-
грязняющих веществ, так и их сочетания с компонентами атмосферы, уси-
483
ливающих действие загрязнений. Это компоненты включают озон, фото-
химические окислители, солнечный свет и участвуют в образовании фото-
химических смогов.
На практике три группы загрязнений (твердые, жидкие и газообраз-
ные) часто рассматриваются совместно.
Под воздействием примесей, содержащихся в воздухе, в организме че-
ловека могут происходить различные нарушения. Характер действия веще-
ства на организм определяется его физиологической активностью - ток-
сичностью. К токсичным относятся вещества, которые проникают в орга-
низм, вступают в соединения с его тканями и уже в небольших количествах
вызывают нарушение нормальной деятельности. По воздействию на орга-
низм и признакам отравления вредные вещества условно выделяют в де-
вять групп (приложение 6.8).
Ниже представлена примерная классификация твердых загрязняющих
веществ.
1.	Пыль, содержащая токсичные компоненты (ртуть, мышьяк, свинец,
радиоактивные вещества и т.д.).
2.	Пыль, не содержащая биологически активных токсичных компонентов.
2.1.	Пыль с доминирующим фиброгенным эффектом: каменноугольная
пыль, графит, тальк, полевой шпат, слюда, пыль от очистки сталь-
ных отливок и т.д.
2.2.	Пыль без фиброгенного эффекта, но с ярко выраженным раздра-
жающим действием: хлопок, лен, пенька, шерсть, стекловолокна,
обоженный известняк и т.д.
2.3.	Пыль без фиброгенного эффекта: буроугольная пыль и т.п.
По степени воздействия на организм человека вредные вещества под-
разделяются на 4 класса:
I - вещества чрезвычайно опасные (озон, свинец, хромовый ангидрид);
II - вещества высокоопасные (бензол, двуокись азота, сероводород);
III - вещества умеренно опасные (сернистый ангидрид, ксилол, сажа);
IV - вещества малоопасные (ацетон, окись углерода, этиловый спирт и др.).
Загрязнения атмосферы бывают локальными и глобальными. Локаль-
ные загрязнения связаны главным образом с городами и крупными про-
мышленными районами. Глобальные распространяются на значительные
расстояния от источника и охватывают большие пространства.
Существуют два пути загрязнения атмосферы: естественный и искус-
ственный. К первому относятся вулканическая деятельность, пыльные бу-
ри, лесные пожары, растительные аэрозоли, космическая пыль (1000 тонн в
сутки) и т.п.
Искусственные загрязнители попадают в атмосферу благодаря практи-
ческой деятельности человека. Они подразделяются на производственные и
бытовые. Производственные распределяются между промышленностью,
транспортом, энергетикой, сельскохозяйственными производствами.
484
Глава VI
Выбросы в атмосферу из источников загрязнения характеризуются по
следующим признакам: агрегатному состоянию (газообразные, жидкие,
твердые), по химическому составу (сернистый ангидрид, окись углерода,
двуокись азота и др.), по размерам частиц (менее 0,5 • 10"6 м, от 0,5 -10~6 до
3-10-6 и др.), по массе вещества (менее 1 кг/ч, от 1 до 10 кг/ч включительно
и Т.Д.).
Для современных промышленных объектов характерно наличие раз-
нообразных выбросов, которые можно подразделить на технологические
и вентиляционные, организованные и неорганизованные, точечные и ли-
нейные, высокие и низкие, нагретые и холодные, стабильные и периоди-
ческие.
К технологическим относятся хвостовые выбросы технологических
процессов, выбросы продувки оборудования, труб ТЭЦ и котельных. Они
характеризуются высокой концентрацией содержащихся веществ. К венти-
ляционным относятся выбросы общеобменной и местной вентиляции. Они
характеризуются большим объемом при малой концентрации содержащих-
ся в них примесей.
Промышленные выбросы, поступающие в атмосферу через специально
сооруженные газоходы, воздуховоды, трубы, относят к организованным.
Промышленные выбросы, поступающие в атмосферу в виде ненаправлен-
ных потоков газа в результате нарушения герметичности оборудования,
отсутствия или неудовлетворительной работы оборудования по отсосу газа
в местах загрузки, выгрузки или хранения продукта, относят к неорганизо-
ванным.
К точечным выбросам относят трубы, шахты, крышные вентиляторы.
К линейным - аэрационные фонари, технологические линии.
Высокие и низкие источники подразделяются из условий рассеивания
выбросов в атмосфере.
Наибольшие загрязнения атмосферы приходятся на долю соединений
серы и азота, оксидов углерода, углеводородов, промышленной пыли раз-
нообразного состава и др.
Последствия загрязнения атмосферного воздуха многообразны. Они
выражаются во влиянии на здоровье человека и его развитие, растительный
и животный мир, экономику, социологию. Особенно влияет загрязнение
воздуха на растущее поколение, детей и выражается в увеличении хрони-
ческих болезней, умственной отсталости.
Экономический эффект выражается в уменьшении плодородия почв,
ухудшении качества продуктов питания, усилении коррозии металлов, ус-
корении разрушения памятников, одежды, срока службы машин. Атмо-
сферные загрязнения не имеют границ, в том числе не признают и государ-
ственных.
Например, пыль переносится на расстояние свыше 6000 км, а мель-
чайшие ее частицы могут переносится и на большие расстояния, так как
они либо медленно оседают, либо вовсе не оседают, принимая участие в
молекулярном движении воздуха.
485
Показательными в таком аспекте являются радиоактивные загрязнения,
кислотные дожди, пылевые осаждения. Даже избыточная теплота в условиях
роста содержания углекислого газа в атмосфере становится своеобразным и
опасным видом загрязнения окружающей среды, влияющим на климат.
Климат - характерная для данной местности многолетняя совокуп-
ность условий погоды. В настоящее время в науку климатологию введено
понятие «потенциал загрязнения». Характерной особенностью прошлого
столетия стало заметное потепление воздуха в глобальном масштабе. Толь-
ко за 80-е годы средняя температура на Земле оказалась на 0,34°С выше,
чем за предшествующие десятилетия, начиная с 50-х годов. Эта тенденция
хорошо согласовывается с предсказаниями ученых в теории «парникового
эффекта». А ведь эта научная теория предполагает через 50 лет при ны-
нешних темпах загрязнения атмосферы увеличение температуры на плане-
те на 2.. .4°С, что равносильно катастрофе.
Газообразные и твердые примеси в сочетании с туманом или аэрозоль-
ной дымкой, образующиеся в результате их преобразования и вызывающие
интенсивное загрязнение атмосферы, образуют смог. Последний бывает
инверсионный и фотохимический. Инверсионный вызывается тем, что
температура в приземном слое ниже, чем вверху, и загрязнения остаются в
местах их образования. Смог, образованный в результате реакции между
примесями в атмосфере под влиянием солнечной радиации, относят к фо-
тохимическому.
Самоочищение атмосферы — это частичное или полное восстановление
ее естественного состава вследствие удаления примесей под воздействием
природных процессов. К таким процессам относятся вымывание примесей
осадками, гравитационное осаждение, взаимодействие примесей с земной
поверхностью и др.
Вопросы загрязнения атмосферы и их последствия невозможно в пол-
ной мере осветить в курсе лекций, и поэтому требуется постоянное изуче-
ние этих проблем специалистами по вентиляции по разнообразным источ-
никам, включая периодическую печать, радио, телевидение, общественные
дискуссии и т.п.
6.3.	Исходные данные и содержание курсовых работ
экологической и энергосберегающей направленности
Нынешнее время настоятельно требует наличия квалифицированных
специалистов по защите окружающей среды, в частности, атмосферного
воздуха и ресурсосбережению, обладающих широким спектром знаний
инженерного профиля в рамках каждой из соответствующих специально-
стей с учетом ее экологических особенностей.
Одной из отличительных особенностей специальности «Теплогазо-
снабжение, вентиляция и охрана воздушного бассейна» является ее приро-
доохранная направленность в части сохранения чистоты атмосферного воз-
духа. Вредности (пыль, различные газы, пары), содержащиеся в газовых
486
Глава VI
выбросах из промышленного оборудования, которые не удалось устранить
на различных стадиях технологических процессов, должны быть в обяза-
тельном порядке учтены при проектировании систем вентиляции и ликви-
дированы при эксплуатации. Вопросы утилизации уловленных в очистных
устройствах продуктов, энергосбережение, так же решаются специалиста-
ми, проектирующими системы вентиляции. Таким образом, проектант
промышленной вентиляции находится на последнем, важнейшем рубеже
защиты атмосферного воздуха от загрязнения вредными выбросами и ре-
сурсосбережения.
В соответствии с указанными особенностями студентам необходимо
выполнить курсовые работы по дисциплинам «Инженерная экология» и
«Очистка вентиляционных выбросов и ресурсосбережение», которые по
своей сути едины в части достижения экологической безопасности и одно-
временно являются логическим продолжением одна другой в части реше-
ния поставленных задач (приложение 6.2).
Объектом для выполнения курсовой работы «Экологическое обосно-
вание промышленного объекта» может быть не только цех, котельная, но и
бытовой или сельскохозяйственный объект, например, птицефабрика, сви-
нарник и т.п.
Цель указанной курсовой работы - дать студенту практические навыки
по объективной оценке воздействия от технологического процесса на каче-
ство окружающей среды по комплексу различных показателей на основа-
нии использования инженерных методов расчета, при условии обеспечения
на объекте оптимальных производственных показателей.
Примерное содержание курсовой работы по теме «Экологическое обос-
нование промышленного объекта» включает нижеследующие положения:
-	исходные данные объекта проектирования;
-	описание технологического процесса объекта;
-	определение состава и расчет количества выбросов вредных веществ
в атмосферу;
-	анализ вредных веществ выбросов, включая выявление компонентов,
обладающих суммацией вредного воздействия и их совместных парамет-
ров; определение доминирующей вредности; расчет предельно допустимо-
го выброса (ПДВ);
-	определение влияния проектируемого объекта на окружающую сре-
ду, включая расчет категории опасности предприятия (КОП); выбор и рас-
чет санитарно-защитной зоны (СЗЗ); расчет концентрации доминирующей
вредности в заданных точках местности с использованием ЭВМ и анализ
полученных результатов; проработку возможных природоохранных меро-
приятий и их анализ;
-	расчет экономического ущерба от загрязнения атмосферного воздуха
выбросами объекта проектирования, включая определение возможного
ущерба народному хозяйству, налогов, штрафов за выброс; фактического
ущерба с учетом природоохранных мероприятий;
487
-	расчет экономического эффекта от природоохранных мероприятий;
-	оформление экологического паспорта (сертификата) объекта проек-
тирования;
-	оценка экологической безопасности промышленного объекта по рис-
ку техногенных катастроф.
Курсовая работа «Очистка вентиляционных выбросов и энергосбере-
жение» в идеальном варианте выполняется с учетом исходных данных ма-
териалов курсового проекта «Отопление и вентиляция промышленного
здания», являясь его продолжением в части охраны воздушного бассейна и
энергосбережения. В состав данной курсовой работы входят следующие
разделы:
-	выбор, обоснование систем очистки газовых выбросов от твердых
частиц (пылей), их расчет и подбор очистного оборудования с использова-
нием сухих и мокрых пылеуловителей;
-	выбор, обоснование и расчет систем очистки выбросов от вредных
паров и газов в их традиционном автономном исполнении, как дополнения
к основному технологическому оборудованию;
-	обоснование, разработка и расчет систем очистки и утилизации
вредных компонентов газовых выбросов на цели энергосбережения путем
их совмещения с системами обогрева и вентиляции технологического теп-
лоиспользующего оборудования;
-	сравнение данных энергопотребления в натуральном и денежном
выражениях для трех вариантов исполнения: технологический теплоис-
пользующий процесс без очистки выбросов в атмосферу, с очисткой газо-
вых выбросов в традиционном автономном исполнении и при решении во-
просов очистки и утилизации теплоты газовых выбросов с энергосбере-
гающим эффектом на технологические нужды;
-	выдача обоснованных рекомендаций заказчику по решению вопро-
сов охраны воздушного бассейна с достижением при этом максимального
энергосберегающего эффекта, в том числе и в денежном выражении.
Характерной особенностью указанной курсовой работы является тот
факт, что предварительно оговаривается, что при обеспечении очистки га-
зовых выбросов до норм промышленной санитарии увеличение установ-
ленной мощности или расходов энергоносителей по сравнению с исходным
вариантом без очистки не допускается.
Это, на первый взгляд, парадоксальное условие имеет технические
решения (способы), разработанные на уровне изобретений и проверенные в
длительной промышленной эксплуатации.
Курсовые работы состоят из пояснительной записки и графической
части. Записка выполняется на отдельных листах писчей бумаги. Графиче-
ская часть может выполняться непосредственной в пояснительной записке
или отдельных чертежах.
Выполняемые курсовые работы тесно связаны с индивидуальной рабо-
той студента с направленностью на экологию в части охраны воздушного
488
Глава VI
бассейна. В частности, рекомендуется проработка вопросов совершенство-
вания технологических процессов в части создания замкнутых циклов про-
изводства, малоотходных и безотходных процессов, систем пыле- и газо-
очистки, утилизации отходов, энергосбережения.
Идеальным конечным результатом выполнения индивидуальной рабо-
ты является участие студента в научно-исследовательской работе с данной
тематикой, проведение патентного поиска, оформление заявки на изобре-
тение, включение разработки в дипломный проект.
При выполнении курсовой работы необходимо пользоваться не только
литературой, приведенной в программах учебных дисциплин, но также
различными источниками научно-технической информации (технической,
нормативной и справочной, результатами научных и экспериментальных
исследований и т.п.).
6.4.	Расчеты выделений вредных веществ в воздушную
среду технологическим оборудованием промышленных
предприятий
При проектировании промышленных предприятий необходимо знать
массовые выбросы вредных веществ в атмосферу. Их значения могут быть
использованы при определении экологических характеристик технологиче-
ских процессов и оборудования в их экспертной оценке, расчетов выбросов
в ходе инвентаризации, для заполнения статической отчетности, разработке
плановых мероприятий по сокращению выбросов вредных веществ.
Состав вредностей, выделяющихся при производстве промышленной
продукции, широк и разнообразен. Это связано с номенклатурой исполь-
зуемого технологического оборудования и исходными материалами в про-
цессах производства, а также уровнем техники и культуры работы на кон-
кретном предприятии.
Для определения валовых выбросов вредных веществ с отходящими
газами от технологического оборудования воздухом, отводимым местными
отсосами и общеобменной вентиляцией, используются различные методы,
а именно: на основе прямых инструментальных измерений концентраций,
путем расчета материальных балансов процессов или удельных показате-
лей. Последний метод широко используется в процессе проектирования
новых производств. Исходными данными для установления удельных по-
казателей служат экспериментальные и расчетные данные о количестве
вредных веществ, выделяющихся в ходе технологического процесса или
его отдельных операций, приведенных к единице массы получаемой про-
дукции, расходуемого материала, единице времени работы агрегата, маши-
ны, станка или единицы площади зеркала раствора [11].
В таблицах значения удельных показателей выделений вредных ве-
ществ даны в некотором диапазоне величин, связанных с особенностями
ведения технологического процесса применительно к конкретному произ-
водству. При проектных работах или недостаточных сведениях о ведении
489
технологического процесса следует принимать их средние значения. При
осуществлении модернизации оборудования принимают меньшие значе-
ния. При интенсификации технологических процессов: увеличении произ-
водительности оборудования, продувке воздухом, кислородом, подогреве
шихты, ускоренной сушке и т.п. принимается максимальное значение
удельных показателей.
При предпроектной экологической оценке возможностей размещения
производства на данной площадке расчеты следует вести по максимальным
значениям удельных показателей выделения вредностей.
Количество вредных веществ, содержащихся в отходящих газах, соот-
ветственно для удельных показателей на единицу массы переработанного
материала, единицу времени работы оборудования и на единицу площади
зеркала раствора определяют по формулам:
Mn = qn-Gn-n,	(6.1)
Л/в = ^в-Тф-я,	(6.2)
M3 = q3^F^n,	(6.3)
где qn, qw q3 — соответственно удельные показатели выделения вредных
веществ на единицу массы переработанного материала, единицу вре-
мени работы оборудования и единицу площади зеркала раствора;
(7П — масса переработанного или используемого в данном процессе ма-
териала;
Тф - время фактической или планируемой работы технологического
оборудования за рассматриваемый период времени;
п - число единиц однотипного технологического оборудования.
Выделение вредных веществ происходит в момент работы технологи-
ческого оборудования. Поэтому определение валового выброса связано для
действующего оборудования с фактическим фондом времени работы обо-
рудования, а для проектируемого - с планируемым эффективным фондом
времени.
Общее количество выделяемых технологическим оборудованием вред-
ных веществ Л/,* по каждому из компонентов, присутствующих в выбросах
предприятия (цеха, участка) находится суммированием величин во всех
процессах:
Д* =М* + М2* +	+. • .+ Мл*.	(6.4)
Количество вредных веществ, уловленных из общей массы образовав-
шихся в ходе производственного цикла М* определяется исходя из осна-
щенности конкретного источника загрязнений установками газоочистки и
пылеулавливания по величине степени очистки ц. Так для одного источни-
ка, группы объединенных или однотипных масса уловленных вредных ве-
ществ определяется по выражению
м;^мгг].	(6.5)
490
Глава VI
Величины степени очистки для расчетов могут быть приняты по пас-
портным данным установок, показателям средней эксплуатационной эффек-
тивности (приведены в таблице 6.10) или по результатам натурных измерений.
Масса вредных веществ, выбрасываемых в атмосферу данным источ-
ником или группой однотипных, Мв* определяется как разность между их
количеством, выделенным за расчетный промежуток времени и уловлен-
ным установками газопылеочистки, или из выражения
м;=м;-м;=мгкп,	(6.6)
где кп - коэффициент проскока, кп = 1 - т|.
При наличии натурных измерений концентраций вредных веществ в
отходящих газах после очистного устройства в атмосферу вычисляется по
формуле
J Г 293	/А 74
М = LB  СК ———,	(6.7)
в 273 + Z
где LB - расход газов при рабочих условиях, м3/с;
Ск - конечная концентрация вредного вещества в выбросах, осреднен-
ная за 20-минутный период времени измерений при нормальных усло-
виях, г/м3;
t - температура газовых выбросов, °C.
Расчеты характеристик выбросов по источникам выделений вредных
веществ сводятся в таблицы. В таблицах должны содержаться технологиче-
ские параметры источников выбросов, влияющие на количество образующих-
ся загрязняющих веществ, а также принятые исходные данные в виде удель-
ных показателей выделения вредностей, результаты замеров и другие сведе-
ния со ссылкой на научно-исследовательские работы, отчеты предприятия,
научно-техническую литературу и другие источники, откуда они взяты [8].
Для осуществления грамотных расчетов валовых выбросов вредных ве-
ществ в атмосферу с использованием удельных показателей необходимо знать
особенности технологических процессов соответствующих производств.
6.4.1.	Участки механической обработки материалов
Характерной особенностью процессов механической обработки мате-
риалов на различных станках (токарных, фрезерных, шлифовальных, наж-
дачных и др.) является наличие в аспирируемом от оборудования загряз-
ненном воздухе преимущественно твердых частиц. Для таких производств
массу пыли устанавливают как выделенную в единицу времени на единицу
оборудования. При этом валовые выделения вредных веществ рассчитыва-
ются из нормо-часов работы станочного парка, а их поступления в атмо-
сферу - с учетом эффективности пылеулавливающего оборудования.
Удельные показатели выделения вредных веществ в единицу времени
на единицу основного технологического оборудования механической обра-
ботки материалов приведены в таблицах 6.1, 6.2, 6.3.
491
Таблица 6.1
Выделение пыли основным технологическим оборудованием
при абразивной обработке металлов без охлаждения
Оборудование	Определяющая характеристика оборудования	Выделяемые вещества	
		наименование	количество, кг/ч
Круглошлифовальные станки	Диаметр шлифо- вального круга, мм 150	абразивная и металлическая пыль	0,117
	300		0,155
	400		0,18
	600		0,235
	750		0,27
	900		0,31
Плоскошлифовальные станки	Диаметр круга, мм 175	-//-	0,13
	250		0,15
	350		0,18
	450		0,21
	500		0,23
Зубошлифовальные станки	Диаметр круга, мм 75-200	-//-	0,04-0,05
	400		0,065
Внутришлифовальные станки	Диаметр круга, мм до 20	-//-	0,025-0,03
	17-80		0,028-0,088
	до 150		0,04-0,05
	до 200		0,06-0,1
Заточные станки	Диаметр круга, мм 100	-//-	0,3-0,4
	200		0,06-0,08
	300		0,11-0,135
	400		0,16-0,18
	500 ’		0,2-0,23
Полировальные с войлочными кругами	Диаметр круга, мм 100	войлочная и абразивная пыль	0,04-0,06
	200		0,06-0,08
	300		0,08-0,12
	400		0,12-0,16
	500		0,16-0,2
	600		0,2-0,26
Отрезные станки		металлическая пыль	0,26-0,78
492
Глава VI
Таблица 6.2
Выделение пыли при механической обработке чугуна и цветных металлов
Вид обработки и оборудование	Выделяющиеся вредные вещества, кг/ч на единицу оборудования	
	наименование	количество, кг/ч
Обработка чугуна резанием: токарные станки фрезерные станки сверлильные станки расточные станки	чугунная пыль	0,02-0,04 0,015-0,025 0,003-0,006 0,006-0,01
Обработка резанием бронзы и других хрупких цветных металлов: токарные станки фрезерные станки сверлильные станки расточные станки	пыль цветных металлов	0,008-0,01 0,006-0,008 0,0012-0,0016 0,002-0,0028
Таблица 6.3
Выделение аэрозолей масел, эмульсий и паров воды при механической
обработке металлов с охлаждением
Оборудование	Выделяющиеся вредности, г/ч на 1 кВт мощности		
	охлаждение маслом	охлаждение эмульсией	охлаждение содовым раствором
	аэрозоль	аэрозоль	пары воды
Металлорежущие станки	0,2	0,0063	150
Шлифовальные станки	30	0,165	150
ПРИМЕР 6.1. Для целей экологической оценки определить увеличе-
ние количества выбросов в атмосферу пыли от дополнительной установки
в цехе 4-х заточных станков с диаметром круга 400 мм и 3-х отрезных при
их объединении в аспирационную систему, оснащенную пылеуловителем с
эффективностью очистки 82-90%. Годовой фонд времени работы оборудо-
вания - 3980 часов, коэффициент загрузки оборудования - 0,8.
Решение. Из таблицы 6.1 значение удельного показателя выделения
пыли для указанного заточного станка составит 0,18 кг/ч, а отрезного -
0,78 кг/ч. Выбор удельных показателей по максимальным значениям, а сте-
пень очистки 82% по минимальному осуществлен исходя из заданного ус-
ловия использования данных для экологической оценки.
493
Количество выбросов абразивной и металлической пыли составит
М,=(0,18 • 4 + 0,78  3) (1 - 0,82) • 3980 • 0,8 • 10'3 = 1,754 т/год.
6.4.2.	Цеха и участки сварки и резки металлов
В процессах сварки, наплавки и резки металлов в воздушную среду
выделяются: сварочный аэрозоль, содержащий марганец и его оксиды, ок-
сиды хрома, соединения кремния, фтора и многие другие вещества, а также
газообразные компоненты (фтористый водород, оксиды азота, оксид угле-
рода и пр.). Количество вредных выделений при этом удобнее всего приво-
дить к расходу сварочных материалов. Количественные характеристики
отдельных процессов сварки и наплавки металлов приведены в таблице 6.4.
Таблица 6.4
Удельные выделения вредных веществ при сварке и наплавке металлов
Сварочный материал и его марка	Количество выделяющихся вредных веществ в г на 1 кг сварочных электродов					
	твердые частицы			газообразные компоненты		
	свароч- ный аэрозоль	в том числе		фтористый водород	оксиды азота	оксид углерода
		марганец и его оксиды	оксиды хрома			
Ручная дуговая сварка сталей штучными электродами						
Электроды УОНИ-13/45 УОНИ-13/55	14 18	0,51 1,1	1	1,0 1,26	2,7	13,3
Ручная дуговая наплавка сталей						
Электроды ОЗН-ЗОО ОНГ-Н	22,5 37,6	1,63 0,92	1,54	1,04 1,74			
Ручная дуговая сварка и наплавка чугуна						
Электроды ЦЧ-4 Т-620	13,8 42,6	0,43	2,87	1,87		—
Ручная электрическая сварка меди, ее сплавов и титана						
Электроды Комсомо- лец-100	20,8	0,27	_____	1,1	0,78	п,	
•Автоматическая сварка и наплавка металлов под флюсом						
Плавленные флюсы ОСЦ-45 ФЦ-6	0,15 0,09	0,03 0,007			0,11 0,006	0,006	1,47 0,58
494
Глава VI
В процессах резки металла содержание в выбросах некоторых компо-
нентов (в г на 1 погонный метр длины реза) можно приближенно вычис-
лить по следующим эмпирическим формулам:
Оксидов алюминия при плазменной резке сплавов алюминия
Qa ~ 12,4-ViS;
оксидов титана при газовой резке титановых сплавов
Qt
оксидов железа при газовой резке легированной стали
Qx ~ 0,5-S;
марганца при газовой резке легированной стали
|Мл|
Ямп -0,5- 1(Ю ;
оксидов хрома при резке высоколегированной стали
да. =°Д35'^ю>
где S - толщина листа металла, мм;
|Л4и|, |Сг| - процентное содержание марганца и хрома в стали.
Неорганизованные выбросы сварочного аэрозоля через аэрационные
фонари составляют 18-22 г на 1 кг расходуемых электродов.
ПРИМЕР 6.2. На участке имеется 4 сварочных поста для устранения
дефектов чугунных отливок путем ручной наплавки. Расход электродов
марки Т-620 составляет 2,5 кг/ч.
Определить состав и количество выделяющихся вредностей в час.
Решение. Из таблицы 6.4 находим, что при сварке электродом марки
Т-620 выделяется пыль в количестве 42,6 г/кг расходуемых электродов, в
том числе оксиды хрома 2,87 г/кг.
Общее количество выделившегося сварочного аэрозоля составит
Мс=42,6-2,5-4 = 426 г/ч,
в том числе оксидов хрома
МСг=2,87-2,5-4 = 28,7 г/ч.
6.4.3.	Кузнечно-прессовые и термические цеха
К основному оборудованию кузнечно-прессовых и термических цехов
относятся нагревательные печи, работающие на газе и мазуте, электротер-
мические печи и ванны, закалочные баки, ковочные и штамповочные ма-
шины, дробеструйные камеры и галтовочные барабаны, зачистные станки.
495
При сжигании газа и мазута в нагревательных печах происходит выделение
оксидов азота, углерода, серы. В отходящих газах может присутствовать
пыль и сажа за счет зольности мазута, недожога топлива, загрязнения ме-
талла в садке, а также за счет его угара. Кроме того, к наиболее распро-
страненным загрязнениям воздуха в термических цехах относятся пары
масел, пары расплавов солей, щелочи и другие вещества. Вентиляционный
воздух, аспирируемый от дробеструйных камер, галтовочных барабанов,
содержит пыль в виде окалины.
Вентиляционный воздух, аспирируемый от наждачных станков, соот-
ветствует данным для аналогичного оборудования цехов механической
обработки материалов.
Количественные характеристики наиболее распространенных в маши-
ностроительной отрасли источников выделений вредных веществ в кузнеч-
но-прессовых и термических цехах представлены в таблице 6.5.
Таблица 6.5
Выделение вредных веществ оборудованием кузнечных и термических цехов
Процесс, оборудование	Выделение вредных веществ		
	наименование	единица измерения	количество
Нагревательные уст- ройства при сжигании природного газа	оксид углерода, оксиды азота	г на 1 м3 сжигаемого газа	12,0 2,15
Атмосферы печей различного типа: эндогаз природный газ	оксид углерода, оксиды азота оксид углерода, оксиды азота	-//- -//- -//- -//-	11,8 1,97 12,9 2,15
Соляные ванны: нагрев под закалку в расплавах хлористого бария, натрия, калия	аэрозоли хлористый водород аэрозоли цианистый водород	г на 1 кг нагре- ваемого металла -//- г на 1 кг обраба- тываемых деталей	0,35 0,12 0,25 0,2-0,4
Масляные баки закалка отпуск	аэрозоль и пары масла аэрозоль и пары масла	1 1 т т	0,08-0,15 0,07-0,1
Очистные дробемет- ные установки	пыль металлическая, окалина	-//-	3-4
Установка для нане- сения антицемента- ционных покрытий	пары бензола и толуола		2,0
496
Глава VI
6.4.4.	Участки нанесения лакокрасочных покрытий
Для нанесения на изделия защитных и декоративных покрытий ис-
пользуют различные шпаклевки, грунтовки, краски, эмали и лаки, содер-
жащие в своем составе пленкообразующую основу (минеральные и органи-
ческие пигменты, пленкообразователи, наполнители) и растворители или
разбавители (преимущественно легколетучие углеводороды аэроматиче-
ского ряда, эфиры и др.). Процесс получения покрытия на поверхности из-
делия заключается в нанесении лакокрасочного материала и его после-
дующей сушке. При этом в воздушную среду выделяются аэрозоли краски
и пары органических растворителей. На величину этих выделений оказы-
вают влияние технология окраски, состав лакокрасочного материала, про-
изводительность оборудования.
В качестве исходных данных для расчета выделений вредных компо-
нентов принимают фактический или плановый расход лакокрасочных ма-
териалов по паспортным данным оборудования или заданию технологов,
процентное содержание растворителя в нем и его тип, соотношение компо-
нентов лакокрасочного материала, выделяющегося в процессах окраски и
сушки. Порядок расчета общей массы выделяющихся вредных компонен-
тов следующий.
Вначале определяют массу вредных веществ, выделившихся при нане-
сении лакокрасочного покрытия на поверхность изделия:
массу вредных компонентов в виде аэрозоля краски
к	к 10Q,
где Мк - масса краски, используемой для покрытия, кг;
qK - доля краски, потерянной в виде аэрозоля, %,
затем массу вредных компонентов в виде паров растворителя
(6.8)
М”
к К 100
где fp - доля летучей части (растворителя) в лакокрасочном материале, %;
qp - доля растворителя, выделившегося при нанесении покрытия, %.
Массу вредных компонентов, выделившихся в процессе сушки окра-
шенных изделий, определяют исходя из условия, что в процессе формиро-
вания пленки покрытия происходит практически полный переход летучей
части лакокрасочного материала (растворителя) в парообразное состояние:
(6-9)
д/	Ip
с к 100 ’
где qpc - доля растворителя, выделившегося при сушке покрытия, %.
В таблице 6.6 приведены сведения о количествах образующихся аэро-
золей краски и паров растворителя в процессах нанесения и сушки лако-
(6.10)
497
красочного покрытия различными методами. При привязке к конкретному
типу окрасочного оборудования принимаются значения паспортных или
эксплуатационных данных.
Таблица 6.6
Выделение вредных компонентов при нанесении
лакокрасочных покрытий
Способ окраски	Выделение вредных компонентов		
	аэрозолей, в % производительности по окраске	паров растворителей в % от общего содержания растворителя в краске	
	при окраске	при окраске	при сушке
Распыление: пневматическое	30	25	75
безвоздушное	2,5	23	77
пневмоэлектрическое	0,5	20	80
электрическое	0,3	50	50
Электроосаждение	—	10	90
Окунание	—	28	72
Струйный облив	—	35	65
Покрытие в лаконаливных машинах: металлических изделий			60	40
деревянных изделий	—	80	20
ПРИМЕР 6.3. Для окраски деталей мотоцикла способом безвоздушно-
го распыления используется эмаль МЛ-12 с содержанием 50% растворите-
ля (ксилол). Расход ее составляет 24 кг/ч.
Рассчитать и представить в табличном виде характеристику выбросов
от окрасочной и сушильной камер по данным технического паспорта.
Решение. Из технического паспорта указанного оборудования выпи-
сываем необходимые показатели. Количество газовых выбросов из окра-
сочной камеры 20000 м3/ч при температуре 20°С, из сушильной - соответ-
ственно 1200 м3/ч при температуре 140°С. Выброс осуществляется трубой
диаметром 800 мм для окрасочной камеры и 300 мм для сушильной при
высоте 18 м. В окрасочной камере очистка выбросов осуществляется с по-
мощью гидрофильтра, в сушильной — аппарата каталитического дожита
паров растворителя. Фактический годовой фонд времени работы оборудо-
вания 3200 часов.
Из таблица 6.6 находим выделение вредных компонентов: аэрозоля в
окрасочной камере <?к = 2,5%, паров растворителя соответственно в окра-
сочной (?р=23% и сушильной qpc~'ll% установках.
498
Глава VI
Находим массу вредных компонентов в виде аэрозоля эмали, выде-
ляющуюся в воздушную среду окрасочной камеры:
24-2 5
Л/Ка = 7	= 0,6 кг/ч.
100
Определяем количество паров растворителя, выделившегося соответ-
ственно в окрасочной и сушильной камерах:
24 • 0 5 • 23
К1= ~1 оо = 2/76 кг/ч;
24•0 5 • 77
Мс	 =9,24 кг/ч.
с 100
Из таблицы 6.10 находим, что степень очистки в гидрофильтре от аэ-
розоля краски составляет 98%, а от паров растворителя - 30%. Степень
очистки от паров растворителя в аппарате каталитического дожигания 97%.
Оформленный расчет характеристики выбросов окрасочной линии
представлен в таблице 6.7.
Таблица 6.7
Расчет выбросов от окрасочной линии
Номер источника	1		2
Наименование оборудования	окрасочная камера		сушильная установка
Расход газов, м3/ч	20000		1200
Температура газов, °C	20		140
Диаметр трубы, м	0,8		0,3
Высота трубы, м	18		18
Вредные вещества в выбросах	аэрозоль краски, пары ксилола		пары ксилола
Тип очистки	гидрофильтр		каталитический дожит
Степень очистки, %	98	30	97
Выброс вредных веществ, г/с т/год	0,003 0,038	0,54 6,18	0,077 0,887
Количество труб, шт.	I		1
Начальная концентрация вредности Сн, г/м3	0,03	0,14	7,7
Скорость выхода газов из трубы, м/с	11,1		4,7
Количество часов работы оборудова- ния в год	3200		3200
499
6.4.5.	Участки механической обработки древесины
Для механической обработки древесины применяется широкая но-
менклатура станочного оборудования: круглопильные, строгальные, фре-
зерные, шипорезные, ленточнопильные, сверлильные, долбежные, шлифо-
вальные. Отходы в виде опилок, стружки, пыли. Количество пыли
(т/год) определяется по формуле
<611)
где Ко ~ коэффициент эффективности местных отсосов, /<о=0,9;
Кп - содержание в отходах пыли с размерами частиц менее 200 мкм, в %.
Л/д - среднее количество древесных отходов, получаемых при обра-
ботке древесины на различных станках, кг/с;
т - время работы оборудования, ч/год.
Средние сведения по количеству образующихся отходов и содержа-
нию в них пыли для некоторых типов деревообрабатывающего оборудова-
ния приведены в таблице 6.8. Следует также учитывать при расчетах, что
интенсивность пылеобразования зависит в значительной степени от свойств
сорта древесины, ее влажности и необходимого качества обработки по-
верхности.
Таблица 6.8
Пылеобразование при механической обработке древесины
Наименование оборудования	Минимальный объем отсасыва- емого воздуха, м3/ч	Среднее количество отходов, кг/ч	Содержа- ние пыли в отходах, %
1	2	3	4
Кругопильные		пыль, опилки	
Ц6-2	840	29,7	36
ЦТЭФ	2520	46,3	34
ЦКБ-4	860	44,0	36
ЦА-2	1500	61,0	35
Строгальные		стружка, пыль	
СФ-3, СФ-4	1500	33,0	25
С2Р8	2500	445,0	25
__ С2Р12	3100	490,0	25
Фрезерные		стружка, пыль	
ФЛ, ФЛА, ФСШ-1	900	24,0	20
Ф-4, Ф-6	1350	26,1	20
Ф-5	1500	26,1	20
ФС-1	1350	47,5	20
ВФК-2	400	27,0	20
500
Глава VI
Продолжение таблицы 6.8
1	2	3	4
Шипорезные			
ШО-10 (пила)	720	4,6	16
Шипорезные фрезы	1510	73,0	16
ШО-6 (пила)	720	3,7	16
ШЛХ-3	1980	62,3	16
Лентопильные		опилки, пыль	
С-80	1150	29,0	34
ЛД-140	2500	245,0	34
Сверлильные и долбежные		стружка, пыль	
СВА-2	150	14,0	18
Шлифовальные		пыль	
ШлПС-5П	3000	2,8	100
ШлПС-7	3000	5,6	100
ШлНСВ	2400	1,2	100
ПРИМЕР 6.4. Аспирационная система участка механической обра-
ботки древесины включает 4 строгальных станка марки СФ-3 и 5 фрезер-
ных станков марки Ф-6.
Определить количество уловленной пыли за одну смену работы обо-
рудования (8 часов) при его полной загрузке и степени очистки в пылеуло-
вителе 93%.
Решение. Из таблицы 6.8 находим среднее количество отходов для
станков СФ-3 - 33 кг/ч, Ф-6 - 26,1 кг/ч и соответственно среднее содержа-
ние пыли в них - 25% и 20%. Коэффициент эффективности местных отсо-
сов составляет 0,9.
Количество уловленной пыли за одну смену работы оборудования со-
ставит
М* = 0,9(33 - 0,25 • 4 + 26,1 • 0,2 • 5) • 0,93 • 8 = 396 кг.
6.4.6.	Цеха и участки химической и электрохимической
обработки металлов
Производственные процессы получения электрохимических покрытий
отличаются большим разнообразием, как по применяемым реагентам, так и
специфике технологий. Это вызывает образование вредных выделений в
различных концентрациях и агрегатных состояниях.
Производство, обеспечивающее нанесение на поверхность изделия
электролитического покрытия, можно разделить на три основные группы
обработки: механическую подготовку поверхности изделий (очистка, шли-
501
фование и полирование), подготовку поверхностей изделий в растворах
(травление, обезжиривание, промывка) и нанесение гальванических и хи-
мических покрытий.
При механической подготовке деталей удаление с их поверхности не-
ровностей, царапин, раковин, а также уменьшение шероховатости или по-
лучение блестящей поверхности выполняется путем дробеструйной обра-
ботки, шлифования, полирования, галтовки, вибрационной обработки.
Все эти процессы связаны с образованием и поступлением в местные
отсосы пылевых частиц. Удельные выделения вредных веществ от указан-
ного оборудования соответствуют наименьшим значениям выделений
аналогичного оборудования механической обработки материалов.
Химическая подготовка поверхностей изделий заключается в их обез-
жиривании, травлении, химическом и электрохимическом полировании и
активировании. Для этих целей применяют органические растворители,
щелочные, водные, кислотные и эмульсионные моющие растворы.
Обработка поверхностей деталей проводится в специальных ваннах,
оборудованных бортовыми отсосами или местными отсосами других кон-
струкций.
Процессы нанесения покрытий на поверхности металлических изделий
связаны с протеканием электрохимических реакций (электролитическое
осаждение металлов, оксидирование, фосфатирование и др.). Например, в
машиностроении наибольшее распространение нашли покрытия, получен-
ные электролитическим осаждением цинка, меди, никеля, хрома, олова,
кадмия и других металлов. В качестве электролитов и растворов для нане-
сения покрытий используют концентрированные и разбавленные растворы
кислот: серной, соляной, азотной, фосфорной, синильной, хромовой и их
солей, сульфаты и хлориды никеля и др. Большое разнообразие способов
нанесения покрытий, применяемых при этом химических веществ и соеди-
нений, используемых как в чистом виде, так и составе смесей при разных
температурах, обуславливает различие в агрегатном виде и содержании
выделяющихся компонентов.
В таблице 6.9 приведены удельные показатели выделения вредных
веществ от ряда технологических процессов нанесения покрытий на метал-
лические изделия.
ПРИМЕР 6.5. Определить количество хромового ангидрида, образу-
ющегося от 6 ванн хромирования, имеющих в плане размеры 1500x840
мм, при фактическом годовом фонде времени работы оборудования 3400
часов.
Решение. Из таблицы 6.9 находим, что с 1 м2 площади поверхности
ванны в час выделяется в среднем 36 г хромового ангидрида.
Площадь зеркала раствора в ванне составляет
F3= 1,5 -0,84 = 1,26 м2.
502
Глава VI
Находим общее количество образующегося хромового ангидрида от
указанного оборудования
МСгОз = 36-1,26-3400-6-10-6 = 0,925 т/год.
Таблица 6.9
Удельные выделения вредных веществ при химической обработке
поверхностей деталей и нанесении гальванических покрытий
Процессы, применяемые растворы и вещества	Количество отса- сываемого воздуха на 1 м2 зеркала бортовыми отсо- сами, тыс.м3/ч		Выделяющиеся вредные веще- ства, г/ч м2 зеркала ванны	
	обыкно- венные	опроки- нутые	наименование	количест- во
1	2	3	4	5
Обезжиривание углеводородами	1,3	1,8	пары бензина, керосина, уайт-спирита, бензола	3,99-4,62 1,1-2,Н 3,98-6,82 2,04-4,12
химическое	1,3	1,8	едкая щелочь (аэрозоль)	0,03
Травление: в растворах хромовой кислоты и ее солей	2,0	2,7	хромовый ангид- рид (аэрозоль)	0-0,01
в растворах щелочи	1,3	1,8	едкая щелочь (аэрозоль)	0,14-0,27
в растворах соляной кислоты	1,7	2,4	соляная кислота (аэрозоль), хлористый водород (газ)	0,21-0,39
в растворах серной кислоты	1,7	2,4	серная кислота (аэрозоль), сернистый ангид- рид (газ)	0,02-0,04
Хромирование	5,0	3	хромовый ангид- рид (аэрозоль)	28,8-42,2
Молочное хромирование	5,0	3,0	-и-	39,0-57,6
Оксидирование стали	3,7	3,2	щелочь (пары, аэрозоль)	158-237
Фосфотирование	2,5	2	фосфорная кислота, фтористый водород	57,6-86,4
Декапирование	1,8	3,0	соляная кислота, хлористый водород	0,9-1,3
503
Продолжение таблицы 6.9
1	2	3	4	5
Нанесение покрытий в цианистых растворах: кадмирование	2,3	1,9	цианистые соеди- нения (аэрозоли), цианистый водород	1,3-2,0
меднение	2,3	1,9	-//-	6,9-10,3
латунирование	2,3	1,9	-//-	1>2,9
золочение	2,3	1,9	-//-	16-24
Осветление	1,8	1,3	азотная кислота (аэрозоль) оксиды азота (газ)	13,5-20,3 39,8-57
Таблица 6.10
Средняя эксплуатационная степень очистки газовых выбросов
в различных аппаратах и установках
Аппарат, установка	Эффективность улавливания, %	
	твердых и жидких частиц	газообразных и парообразных компонентов
1	2	3
Сухие искрогасители	15-20	—
Мокрые искрогасители	50-80	—
Низконапорные скрубберы Вентури	92-95	—
Рукавные фильтры	95-97	
Дожигатели окиси углерода (СО)	—	95-97
Газовые выбросы котельных		
Электрофильтры	85-95			
Золоуловители ВТИ	88-90	—
Жалюзийные золоуловители	75-85	—
Групповые циклоны ЦН-15	85-90	—
Аспирационный воздух от оборудования механической обработки материалов:	 а) Сухая очистка Пылеосадочная камера	45-55	
Циклоны ЦН-11	81-87	
. Конические циклоны СИОТ	60-70	—
_ Циклоны Гипродревпрома . Рукавные фильтры	70-90 98-99	—
Сетчатые фильтры (для волокнистой пыли)	93-96	—
504
Глава VI
Продолжение таблицы 6.10
б) Мокрая очистка		
Циклоны с водяной пленкой ЦВП, СПОТ	80-90	—
Полые скрубберы	70-89	—
Пенные скрубберы	75-90	—
Мокрые пылеуловители типа ПВМ	90-95	—
Низконапорные пылеуловители КМП	92-96	—
Вентиляционные выбросы при окраске изделий		
Гидрофильтры	86-98	20-30
Адсорбция	—	92-95
Термическое дожигание паров растворителя	—	92-99
Каталитическое дожигание паров растворителя	-• • -	90-99.
Вентиляционные выбросы при нанесении гальванопокрытий		
Очистка от аэрозоля хромового ангидрида:		
Насадочные скрубберы с горизонтальным ходом газа	90-95	—
Волокнистые туманоуловители ФНГ-Т	96-99	—
Волокнистый гидрофильтр «Сантехпроект»	87-90	—
Пенные аппараты ПГП-И	80-87			1
Очистка от паров кислот и щелочей:		
Пенные аппараты ПГП-И	—	80-95
Форсуночно-насадочные скрубберы	—	55-60
Встроенные в бортовые отсосы волокнистые фильтры	94-95	—
Прочие аппараты химической очистки:		
Абсорбционный волокнистый фильтр	—	99
Волокснистый фильтр ФВГ-С-Ц	98	95
Ротационный фильтр для улавливания масляного тумана типа ФРМ	97	—
6.5.	Расчеты выбросов в атмосферу вредных веществ
при сжигании топлива
При сжигании твердого, жидкого и газообразного топлива выделяются
зола (пыль), оксиды углерода, серы, азота, ванадия. Их количество в дымо-
вых газах зависит от вида и состава топлива, конструкции топочных уст-
ройств и способа сжигания. Расчеты выделения вредных веществ при горе-
нии топлива производят по удельным показателям или балансовым мето-
дом. В первом случае массу выделившихся вредных веществ при сжигании
всех видов топлива в котлоагрегатах любого типа находят из выражения
Л/г = 103 qx Br,	(6.12)
505
где qx - удельный показатель выделения вредности в кг/т натурального
топлива или кг/тыс.м3 газа, приведенных к нормальным условиям;
Вг - суммарный расход топлива за заданный промежуток времени т,
з
тыс.м .
Значения удельных выделений вредных веществ при сгорании топлива
в котлоагрегатах приведены в таблице 6.11.
Таблица 6.11
Удельные показатели выделения вредных веществ с дымовыми
газами котлоагрегатов
Вид топлива	Удельные показатели выделения вредных веществ, кг/т; кг/тыс.м			
	твердые частицы	оксид серы	оксид углерода	оксиды азота
Угли: донецкие	67,6	50,4	49,0	2,21
кузнецкий	53,6	7,2	51,3	2,23
карагандинский	75,2	14,4	43,9	1,97
воркутинский	67,2	14,4	45,5	2,17
подмосковный	70,4	48,6	25,8	0,95
Торф	32,6	1,8	24,0	1,25
Дрова	21,2	—	30,1	0,78
Мазут высокосернистый	6,0	54,9	37,7	2,46
Мазут малосернистый	5,6 .	5,9	37,7	2,57
Печное бытовое топливо	6,0	56,8	37,7	2,61
Газ (на 100 м3)	—	—	12,9	2,16
ПРИМЕР 6.6. Рассчитать по удельным показателям выделение с ды-
мовыми газами окислов азота за годовой период при сжигании в топке кот-
лоагрегата подмосковного угля в количестве 1200 т/год.
Решение. Из таблицы 6.11 находим удельный показатель выделения
окислов азота при сжигании подмосковного угля <7NC>2 = 0,95 кг/т.
Количество указанной вредности за расчетный период составит
М NO? = 0,95 • 1200 — 1140 кг/год =1,14 т/год.
Более точные результаты дают расчеты вредных веществ в дымовых
газах балансовым методом.
6.5.1.	Расчет выбросов твердых частиц
Количество золы и несгоревшего топлива (т/год, г/с), выбрасываемого
в атмосферу с дымовыми газами от котлоагрегатов при сжигании твердого
и жидкого топлива, находят по формуле
Мт =BApf(l-T},Y	(6.13)
506
Глава VI
где Ар - зольность топлива в %;
т]3 - степень очистки дымовых газов в золоуловителях;
f~ Оун /(1 — Л
аун - доля золы топлива в уносе, %;
Лун - содержание горючего в уносе, %.
Значения Ар, Гун, аун, т|3 - принимаются по фактическим средним пока-
зателям. Ар определяется по характеристикам сжигаемого топлива (таблица
6.12), Tj3 — по техническим данным применяемых золоуловителей (таблица
6.10), a f- по таблице 6.13.
Таблица 6.12
Характеристика видов топлива
Вид топлива, марка, класс	%	Лр, %	%	би, МДж/кг	т° ‘-'Г, м^/кг
- 1	2	3	4	5	6
Угли: Донецкий бассейн					
ДР	13,0	28,0	3,5	18,5	6,01
ГР	10,0	28,0	3,5	20,47	6,74
Гконцентрат	10,0	11,0	3,0	25,95	7,09
ЖР	6,0	25,0	3,0	23,36	7,07
ТР	6,0	25,0	2,7	24,03	7,48
АСШ, АШ	8,5	30,0	1,9	16,39	6,72
ПАРШ	5,0	26,0	2,2	24,03	7,49
Кузнецкий бассейн					
ДР, дсш	12,0	13,2	0,4	22,93	6,42
ГР, ГМ, ГСШ	8,0	14,3	0,5	25,32	7,00
ТОМСШ	7,0	18,6	0,6	25,20	6,94
СС1ССМ	9,0	18,2	0,3	23,64	6,58
Осшлам	21,0	16,6	0,4	21,04	5,97
Карагандинский бассейн					
КР	8,0	27,6	0,8	21,12	5,83
КСШ, К2СШ	8,0	29,4	0,8	20,24	5,63
К, К2	10,0	20,7	0,8	22,97	6,44
Экибастузский бассейн					
БЭСШ	29,0	14,2	1,8	15,33	4,49
Горловский бассейн					
АР	10,0	11,7	0,4	26,12	7,04
ДКО	8,5	7,3	о,з	26,04	7,26
дм	10,0	10,8	0,3	24,44	6,86
Челябинский бассейн					
БЗ	17,0	29,9	1,0	14,19	4,07
Г6Р	9,0	22,8	0,8	20,87	5,83
ТР	8,0	28,1	1,9	20,62	5,83
ГР	8,5	18,3	1,7	22,55	6,31
507
Продолжение таблицы 6,12
1	2	3	4	5	6
Дрова	40,0	0,6	—	10,24	3,75
Жидкое топливо:					
мазут малосернистый	3,0	0,1	0,5	40,30	11,48
мазут сернистый	3,0	0,1	1,9	39,85	11,28
мазут высокосернистый	3,0	0,1	4,1	38,89	10,99
Стабилизированная нефть		0,1	2,6	39,90	11,35
Природный газ	—		—	33,60	10,68
_	*1	□	1
Примечание: для природного газа QH- МДж/м ;	- м /м .
Таблица 6.13
Значения коэффициентов/и KCq в зависимости от типа топок и топлива
Тип топки	Топливо		Ксо, кг/ГДж
С неподвижной решеткой и ручным забросом топлива	Бурые и каменные угли	0,0023	1,9
С пневмомеханическим забрасывателями и неподвижной решеткой	Бурые и каменные угли	0,0026	0,7
С забрасывателями и цепной решеткой	Бурые и каменные угли	0,0035	0,7
Шахтная	Твердое топливо	0,0019	2,0
Слоевые топки бытовых теплоагрегатов	Дрова	0,0050	14,0
	Бурые угли	0,0011	16,0
	Каменные угли	0,0011	7,0
	Антрацит	0,0011	3,0
Камерные топки: паровые и водогрейные котлы			
	Мазут	0,01	0,32
	Газ природный, попутный	—	0,25
Бытовые теплогенераторы	Газ природный	—	0,08
	Легкое жидкое Печное топливо	0,01	0,16
ПРИМЕР 6.7. Определить количество твердых частиц, удаляемых с
дымовыми газами в атмосферу от котла, имеющего топку с забрасывателем
и цепной решеткой, при сжигании угля марки ГР донецкого бассейна с рас-
ходом 120 т/год, при максимальном расходе 178 г/с и эффективности золо-
уловителя циклонного типа 80%.
508
Глава VI
Решение. Зольность указанного топлива, согласно данным таблицы
6.12 составляет Лр=28%. Коэффициент /-по таблице 6.13 для указанного
типа топки 0,0035.
Количество твердых частиц, выбрасываемых с дымовыми газами в ат-
мосферу, составит:
Мт = 178 • 28 • 0,0035 • (1 - 0,8) = 3,48 г/с (максимальное значение);
Мт = 1200-28- 0,0035 • (1 - 0,8) = 23,52 т/год.
6.5.2.	Расчет выбросов оксидов серы
Расчет выбросов в атмосферу окислов серы в пересчете на SO2 (т/год,
г/с) при сжигании твердого и жидкого топлива производится по формуле
MSO2 = 0,02 • В • S' • (1 - T]'so2)  (1 - т&2),	(6.14)
где Sf - содержание серы в топливе на рабочую массу, %;
лког - доля окислов серы, связываемых летучей золой топлива (при-
нимается при сжигании углей равной 0,1, мазута 0,02);
Л so2 “ Доля окислов серы, улавливаемых в золоуловителях, принима-
ется равной нулю для сухих золоуловителей, для мокрых зависит от
щелочности орошаемой воды и приведенной сернистости топлива
5П = 103 57а (см. рис. 6.1).
При наличии в топливе сероводорода расчет выбросов дополнительно-
го количества оксидов серы в пересчете на SO2 ведется по формуле
М = 1,88 10-2-|H2S|,	(6.15)
где | H2S| - содержание сероводорода в топливе, %.
0,06	0,12	0,18 S", % кг/МДж
Рис. 6.1. Степень улавливания оксидов серы в мокрых
золоуловителях при щелочности орошаемой воды
1-10 мг/моль-л, 2-5 мг/моль-л, 3-0 мг/моль-л
509
ПРИМЕР 6.8. Определить количество оксидов серы, удаляемых с ды-
мовыми газами в атмосферу от топочного устройства при сжигании в нем
700 т/год мазута с теплотворной способностью 0Н = 39850 кДж/кг, содер-
жанием серы 1,9% и промывке газов водой с нулевой щелочностью в мок-
ром пылеуловителе. Максимальный расход топлива 109 г/с.
Решение. Доля оксидов серы, связанных летучей золой при сжигании
жидкого топлива rfSO2 =0,02.
Находим приведенную сернистость топлива
103 19
5П = \	= 0,048% кг/МДж.
п 39850
Степень улавливания оксидов серы в мокром пылеуловителе при ну-
левой щелочности воды по рис. 6.1 г]so2 =1,5%.
Количество оксидов серы, удаляемых в атмосферу с дымовыми газа-
ми, составит:
A/So2 = 0,02 109 1,9 (1 - 0,02) <1 - 0,015) = 4 г/с;
Mso2 = 0,02 - 700 -1,9 - (1 - 0,02) • (1 - 0,015) - 25,7 т/год.
6.5.3.	Расчет содержания оксида углерода в дымовых газах
Расчет образования оксида углерода в единицу времени (г/с, т/год) вы-
полняется по формуле
Мсо =0,001Ссо-5-[1--^-
си > со	|00
(6.16)
где Ссо- выход оксида углерода при сжигании топлива, кг/т; кг/тыс.м3.
q4 - потери теплоты вследствие механической неполноты сжигания то-
плива.
Qo - Яз &' Сн,
(6.17)
где — потери теплоты вследствие химической неполноты сгорания топ-
лива, %;
R - коэффициент, учитывающий долю потерь теплоты вследствие хи-
мической неполноты сгорания топлива, обусловленной наличием в
продуктах сгорания оксида углерода (для твердого топлива R = 1, для
газа - 0,5, для мазута - 0,65);
QH - низшая теплота сгорания топлива, МДж/кг, МДж/м3.
При отсутствии эксплуатационных данных значения q3 и q4 принима-
ются по таблице 6.14.
Ориентировочная оценка выброса оксида углерода может произво-
диться по формуле
510
Глава VI
Мсо =0,001-5-JCco-1
100/
(6.18)
где Ксо - количество оксида углерода на единицу теплоты, выделяющейся
при горении топлива, кг/ГДж, принимается по таблице 6.13
Таблица 6.14
Характеристики топок котлов малой мощности
Тип топки и котла	Топливо	а	4з	44
Топка с цепной решеткой	Донецкий антрацит	1,5-1,6	0,5	13,5
Топка с пневмомеханически- ми забрасывателями и цепной решеткой прямого хода	Угли типа кузнецких Угли типа донецких Бурые угли	1,3-1,4 1,3-1,4 1,3-1,4	0,5-1 0,5-1 0,5-1	5,5 6 5,5
Топка с пневмомеханически- ми забрасывателями и цепной решеткой обратного хода	Каменные угли Бурые угли	1,3-1,4 1,3-1,4	0,5-1 0,5-1	5,5 6,5
Топка с пневмомеханически- ми забрасывателями и непод- вижной решеткой	Донецкий антрацит Бурые угли типа подмосковных Угли типа кузнецких	1,6-1,7 1,4-1,5 1,4-1,5	0,5-1 0,5-1 0,5-1	13,5 9 5,5
Шахтная топка с наклонной решеткой	Дрова, дробленные отходы, опилки	1,4	2	2
Топка скоростного горения	Дрова, щепа, опилки	1,3	1	4
Камерная топка с твердым шлакоудалением	Каменные угли Бурые угли	1,2 1,2	0,5 0,5	5 3
Камерная топка	Мазут Газ (природный, попутный) Доменный газ	1,1 1,1 1,1	0,5 0,5 1,5	0,5 0,5 0,5
ПРИМЕР 6.9. Определить количество оксида углерода, образующего-
ся при сжигании природного газа в камерной топке. Расход топлива 45 м3/ч,
низшая теплота сгорания 33,5 МДж/м3, действительный годовой фонд вре-
мени работы топки 3980 часов.
Решение. Определяем годовой расход природного газа:
Вг = 45 • 3980 • 10’3 = 179,1 тыс.м’/год.
Находим величину выхода оксида углерода при сжигании топлива
Ссо = 0,5 • 0,5 • 33,6 = 8,4 кг/тыс.м3,
выбрав из таблицы 6.14 величину q3 = 0,5, а значение R для природного газа
составляет 0,5.
511
Количество оксида углерода в дымовых газах расчетной топки составит:
Мсо = 0,001-8,4-179,1
*’5 т/год
и осредненно
1,5-106
3980-3600
= 0,105 г/с.
6.5.4.	Расчет выбросов оксидов азота
Количество оксидов азота, в пересчете на NO2, выбрасываемых в еди-
ницу времени (т/год, г/с), рассчитывается по формуле
MNO2 = 0,001-B-e„-KNO2-(l-p)5
(6-19)
где В - расход натурального топлива за рассматриваемый период времени
(т/год, тыс.м3/год);
QH — низшая теплота сгорания натурального топлива, МДж/кг,
МДж/м3;
A?no2 " параметр, характеризующий количество оксидов азота, обра-
зующихся на 1 ГДж теплоты, кг/ГДж;
р - коэффициент, зависящий от степени снижения выбросов оксидов
азота в результате применения технических решений.
Значения A?N02 определяются по графикам рис. 6.2 для различных ви-
дов топлива в зависимости от номинальной нагрузки теплогенератора. При
нагрузке котла, отличающейся от номинальной, Л^о2 следует умножить на
(£?ф/£?р)0’25, где £?ф/£?р - соответственно номинальная и фактическая мощно-
сти топливосжигающей установки, кВт.
Теплопроизводительность топливоиспользующего оборудования (кВт)
определяется по формуле
QH В
I --	*1
р “ 3600 ’
(6.20)
где В - расход топлива, кг/ч, м3/ч;
QH - теплота сгорания топлива, кДж/кг, кДж/м3.
Если имеются данные о содержании оксидов азота в дымовых газах, то
выброс (кг/год) вычисляется по формуле
WNo2 =20,4СМО21двГ1-^
(6.21)
где CNq2 - концентрация оксидов азота в дымовых газах, % по объему;
— объем продуктов сгорания топлива при известном коэффициенте
избытка воздуха а, значения которого приведены в таблице 6.14.
La = o.L°Y. Значения для топлива даны в таблице 6.12.
512
Глава VI
Рис. 6.2. Зависимость KNox от тепловой мощности котлоагрегата
1 - природный газ, мазут; 2 - антрацит; 3 - бурый уголь; 4 - каменный уголь
ПРИМЕР 6.10. Определить количество окислов азота, удаляемых с
дымовыми газами в атмосферу в течение рабочей смены (8 часов), при
сжигании в камерной топке сушильной установки природного газа в коли-
честве В — 120 м3/ч с теплотворной способностью QH = 35700 кДж/м3. Сис-
темы по очистке выбросов от окислов азота или их снижению отсутствуют.
Решение. Определяем тепловую мощность топочного устройства
35700120 11ОЛ о
q ~----------= 1190 кВт.
3600
513
Из графиков рис. 6.2 находим параметр KN02 = 0,07 кг/гДж. С учетом
заданного расчетного времени вычисляем количество выбросов в атмосфе-
ру окислов азота
MNq2 = 0,001-120-8-35.7-0.07-(1-0) = 2,4 кг.
6.5.5.	Расчет выбросов оксидов ванадия
Оксид ванадия относится к веществам 1-го класса опасности, т.е. чрез-
вычайно опасным. Количество выбрасываемых в атмосферу оксидов вана-
дия в пересчете на пятиоксид ванадия (т/год) находится по формуле
Му2о5 =10-6-9v2o5 В (1-Пос) (1-11у).	(6.22)
где tfv2o5 _ содержание оксидов ванадия в жидком топливе в пересчете на
V2O5,r/T;
т]ос - коэффициент оседания оксидов ванадия на поверхностях нагрева
котлов (для котлов с промежуточными пароперегревателями, поверх-
ности нагрева которых очищают в остановленном состоянии - 0,07;
для котлов без промежуточных паропере1ревателей при тех же усло-
виях очистки - 0,05; для остальных rjoc = 0);
т|у - доля твердых частиц продуктов сгорания жидкого топлива, улав-
ливаемых в устройствах для очистки газов.
При отсутствии данных анализа топлива содержание оксидов ванадия
в продуктах сжигания мазута определяют по формуле
#v2o5 =95,4| Sp|-31,6,	(6.23)
где | Sp | - содержание серы в мазуте на рабочую массу в %.
Формула справедлива для мазута с | Sp | > 0,4%.
ПРИМЕР 6.11. Определить количество выбросов V2O5 за 1 с и в год
при сжигании в котлоагрегате мазута сернистостью 3,5% при расходе топ-
лива 0,6 т/ч и 4200 т/год. Устройства очистки газовых выбросов и условия
для оседания оксидов ванадия отсутствуют.
Решение. Находим содержание оксидов ванадия в топливе по его
сернистости
?v2o5 =95,4-3,5-31,6 = 302,3 г/т.
Выброс V2O5 с дымовыми газами в атмосферу составит
302,3-0,6	.
=—збоб-= 0,05 г/с;
Му2о, = 10-6-302,3-4200 =1,27 т/год.
514
Глава VI
6.6.	Анализ влияния выбросов в атмосферу
проектируемым промышленным объектом
на окружающую среду
6.6.1.	Нормирование качества атмосферного воздуха
Качество воздушной среды оценивают концентрациями загрязняющих
веществ в единице объема [1]. При санитарной оценке воздуха концентра-
цию примесей принято выражать в мг/м3; в технологическом оборудовании
и непосредственно в выбросе в г/м3.
Концентрацию конкретного компонента Q в выбросах находят из вы-
ражения

(6.24)
где L - количество газовых выбросов, м3/с ; м3/ч.
В вентиляции величину выбросов определяют на основе принятых
формул для местных отсосов.
При санитарной оценке воздушной среды регламентируются предель-
но-допустимые концентрации для вредных веществ (ПДК), в частности
рабочей зоны - ПДКрз> ПДКзп и населенных мест, соответственно макси-
мальные разовые и среднесуточные - ПДКМ.Р, ПДКс.с, значения которых
находятся в официальных источниках. Для некоторых веществ ПДК приве-
дены в приложении 6.3.
В воздухе могут содержаться одновременно различные вещества. При
одновременном содержании нескольких из них, не обладающих однона-
правленным действиям, ПДК остаются такими же, как при изолированном
воздействии и для каждого из них должно выполняться соотношение
С<пдк,
где С- концентрация вещества в воздухе, мг/м3.
При наличии нескольких источников газовых выбросов приземная кон-
центрация вредных веществ в любой точке местности определяется как их
сумма от отдельных источников при заданном направлении и скорости ветра.
При одновременном совместном присутствии в воздухе нескольких
веществ, обладающих суммацией вредного действия, для каждой группы
указанных веществ рассчитывается безразмерная концентрация q или зна-
чение концентрации п вредных веществ приводят условно к записи концен-
трации Сп одного из них (см. приложение 6.4).
Безразмерная концентрация определяется по формуле
(6.25)
где Ci, С2, ..., С„- расчетные концентрации вредных веществ в атмосфер-
ном воздухе в одной и той же точке местности;
515
ПДКЬ ПДК2, ..., ПДК„ - соответственно максимальные разовые пре-
дельно допустимые концентрации вредных веществ в атмосферном
воздухе.
Согласно санитарно-гигиеническим требованиям концентрация долж-
на отвечать условию q < 1.
Приведенная концентрация Сп к веществу с концентрацией С\ и ПДК,
рассчитывается по формуле
- пдк, ,
2 ЦДК2 •
, ПДК,
” ПДК„ ’
(6.26)
К вредным веществам однонаправленного действия следует относить
вещества, близкие по химическому строению и характеру биологического
воздействия на организм человека. Примером сочетаний веществ, обла-
дающих суммацией вредного воздействия, являются: окись углерода и
окислы азота, сероводород и сероуглерод, различные спирты, ароматиче-
ские углеводороды (ксилол, толуол, бензол и др.)[ 10].
Влияние неучтенных источников на создание концентрации конкрет-
ного вещества учитывают путем использования фоновой концентрации -
Сф. При наличии фонового загрязнения атмосферы должно выполняться
соотношение
С + Сф<ПДК.
При расчетах ПДВ количество вредных веществ, поступающих в атмо-
сферу, определяют как разность между их массой, выделившейся в ходе
технологического процесса, с учетом фактического времени работы обору-
дования и их массы, уловленной очистными установками, с учетом эффек-
тивности последних.
Сведения по валовому количеству удаляемых с выбросами вредных
веществ должны быть обоснованы при составлении характеристики объек-
та проектирования как источника загрязнения атмосферы [11]. При этом
характеристику технологического процесса необходимо проработать в объ-
еме достаточном для определения количества выбрасываемых вредных
веществ балансовым или другими теоретическими методами. Необходимо
также использовать различные методики, в том числе и отраслевые, для
определения валовых выбросов вредных веществ в атмосферу технологи-
ческими производствами. Подобный новейший нормативный материал це-
лесообразно изучать по месту прохождения производственной и предди-
пломной практики.
Для систем общеобменной вентиляции расчеты ведут исходя из коли-
чества вредных выделений в помещениях производственных цехов. При
этом допускается принимать концентрации их соответствующими ПДК
рабочей зоны.
При одновременном выбросе в атмосферу из одного источника не-
скольких вредных веществ, обладающих суммацией действия, расчеты вы-
516
Глава VI
полняют после приведения всех вредных веществ к валовому выбросу Мп
одного из них Л/1, по следующей зависимости
Сведения об источниках выбросов, их составе и количестве вредных
веществ, используемых очистных устройствах и их эффективности заносят
в таблицы установленной формы [2].
6.6.2.	Определение доминирующей вредности
Раздел экологического обоснования объекта целесообразно проводить
в соответствии реальным условиям. Согласно существующему положению
воздухоохранные мероприятия в установленном порядке рассматриваются,
согласовываются, подвергаются экспертизе органами, осуществляющими
контроль за качеством воздушной среды [3]. По результатам этой работы
выдается разрешение на выброс загрязняющих веществ в атмосферу. Для
получения такого разрешения разрабатывают и представляют материал
рабочего проекта - «Мероприятия по охране атмосферного воздуха от за-
грязнений».
Состав таких материалов определяется степенью воздействия проек-
тируемого объекта на загрязнение атмосферного воздуха, которая характе-
ризуется значением параметра - П. Определение указанного параметра для
каждого вещества из выбросов и каждого источника производят путем рас-
чета требуемого потребления воздуха Ln, м3/с и параметра R по формулам:
103М
(6.28)
н+д пдкмр
(6.29)
где Л/ — количество данного вещества, выбрасываемого источником, г/с;
ПДКмр - разовая предельно допустимая концентрация вещества для
населенных мест, мг/м3;
Д- диаметр устья источника выброса, м;
Н- высота источника над уровнем земли, м;
Св - концентрация вещества на выбросе из устья источника, мг/м3.
Значение параметра /7, м3/с, для каждого вещества определяем по сле-
дующей формуле
п=Ы(,
(6.30)
1
где т — количество источников объекта, выбрасывающих одинаковое ве-
щество.
517
Для группы веществ, обладающих суммацией вредного воздействия,
параметр - П находится как их сумма.
Из всех полученных значений выбирается максимальное и принимает-
ся за определяющий параметр П для данного объекта.
В случае, когда для получения разрешения на выброс необходимо учи-
тывать источники, для которых нет обоснованных данных для расчета па-
раметра П, степень воздействия объекта на загрязнение атмосферного воз-
духа характеризуют параметром - Ф.
Указанный параметр для каждого выбрасываемого вещества рассчи-
тывается по формуле
ю3 м
нс.р v пдкир ’
(6.31)
где Нср - средняя высота выброса, м.
Для групп веществ, обладающих суммацией вредного воздействия, па-
раметр Ф рассчитывается как их сумма. Из всех полученных значений вы-
бирается максимальное, которое и принимают за определяющий параметр
Ф данного объекта.
В зависимости от величин параметров П и Ф в состав мероприятий по
охране атмосферного воздуха входят следующие материалы:
1.	Обоснование выбора района размещения объекта и площадки для
строительства с учетом выбросов загрязняющих веществ в воздушный
бассейн, фонового загрязнения, физико-географических, климатиче-
ских и метеорологических факторов, определяющих рассеивание про-
мышленных выбросов в атмосфере.
2.	Количество и состав выбрасываемых в атмосферный воздух загряз-
няющих веществ и их комбинации с суммирующим вредным воздей-
ствием, нормативы ПДК, потенциал загрязнения воздушного бассейна.
3.	Ситуационный план района размещения объекта строительства с нане-
сенными источниками выбросов в атмосферу и очистными устройст-
вами.
4.	Результаты и анализ расчета загрязнения атмосферного воздуха в рай-
оне размещения объекта. Предложения по предельно допустимым вы-
бросам загрязняющих веществ в воздушный бассейн.
5.	Оценка величины выделения загрязняющих веществ организованными
и неорганизованными источниками.
6.	Характеристика и обоснование мероприятий по снижению выброса
загрязняющих веществ в атмосферу в период неблагоприятных метео-
рологических условий (смог, опасная скорость ветра в направлении
жилой застройки и т.п.).
7.	Сведения об уточнении размеров санитарно-защитной зоны с учетом
розы ветров.
518
Глава VI
8.	Обоснование выбора оборудования и аппаратуры для очистки выбро-
сов в атмосферу и сравнение их с лучшими отечественными и зару-
бежными образцами.
9.	Характеристика и обоснование решения по технологии производства в
части уменьшения образования и выделения загрязняющих веществ.
Сравнение их с передовыми технологическими решениями в отечест-
венной и зарубежной практике в части организации малоотходного и
безотходного производства, решения по использованию отходов, ре-
сурсосбережению.
10.	Характеристика и обоснование способов контроля за количественным
и качественным составом выбросов загрязняющих веществ.
11.	Экономическая эффективность предусматриваемых воздухоохранных
мероприятий.
Уточним некоторые пункты указанных выше материалов. При расчете
возможной степени загрязнения атмосферного воздуха следует учитывать
метеорологические факторы районов строительства промышленных объек-
тов. В соответствии с ветровым режимом, количеством штилей, инверси-
онными характеристиками вся территория СНГ условно разделена по усло-
виям возможного потенциала загрязнений на пять зон.
I зона - зона низкого потенциала загрязнения воздуха - побережье мо-
рей Северного Ледовитого океана.
II зона — зона умеренного потенциала — большая часть европейской
территории страны и Западной Сибири.
III зона - зона повышенного потенциала - Северный Кавказ, Украина,
побережье дальневосточных морей, Казахстан, северные районы Средней
Азии.
IV зона - зона высокого потенциала - Урал, Закавказье.
V зона - зона опасного потенциала - Забайкалье, горные районы вдоль
границ азиатской части страны.
В зонах III...V возможности рассеивания вредных в атмосфере пони-
жены и создаются условия для долговременного создания высоких концен-
траций.
В районах, где наблюдается длительный застой воздуха при сочетании
слабых ветров с температурными инверсиями (например, глубокие котло-
ваны, места частого образования туманов, возникновения смогов), не сле-
дует размещать промышленные объекты с выбросами вредных веществ.
Особое внимание должно уделяться взаимному расположению промыш-
ленного объекта и жилого массива с учетом розы ветров. На генеральном
плане предприятия расположение объектов также должно отвечать требова-
ниям промышленной санитарии. Так, на заводской площадке и межцеховом
пространстве необходимо обеспечивать условия для сквозного проветривания.
Вредные примеси одних производств не должны распространяться на
более «чистые» производства.
По метеорологическим факторам необходимо учитывать среднегодо-
вые данные, годовой и суточный ход интенсивности и повторяемости при-
519
земных и приподнятых температурных инверсий, различных скоростей и
направлений ветра, штилей, осадков, туманов.
Не допускается увеличение объемов выбросов тех загрязняющих ве-
ществ, которые в зоне действия выброса рассматриваемого объекта превы-
шают ПДК данных примесей в атмосферном воздухе.
На карту-схему ситуационного плана наносят промплощадку данного
объекта, санитарно-защитную зону, существующие жилые квартала, участ-
ки перспективной застройки, зоны отдыха, санатории, пункты наблюдения
загрязнения атмосферы.
В соответствии с требованиями, по которым осуществляется экологи-
ческая экспертиза проектируемых объектов по охране воздушного бассейна,
рекомендуется выполнять соответствующий раздел дипломного проекта.
Навыки по расчету параметров, определяющих степень воздействия
проектируемого объекта на загрязнение атмосферного воздуха, можно по-
лучить при рассмотрении примера.
ПРИМЕР 6.12. Для проектируемого промышленного объекта согласно
данным по выбросу вредных веществ в атмосферу, приведенных в графах
1.. .8 таблицы 6.15 рассчитать максимальное значение параметра П.
Решение примера приведено в графах 9...13 таблицы 6.15.
На основании анализа полученных результатов делаем вывод: степень
воздействия проектируемого объекта на загрязнение атмосферного воздуха
характеризуется максимальным значением параметра /7М = 2,63-107 по сум-
мации действия сернистого ангидрида и двуокиси азота.
6.6.3.	Расчет рассеивания в атмосфере вредных веществ
газовых выбросов
Расчет рассеивания вредных веществ в атмосфере выполняется со-
гласно нормативному документу ОНД-86 [7].
Степень опасности загрязнения атмосферного воздуха характеризуется
наибольшим рассчитанным значением концентрации, соответствующей
неблагоприятным метеорологическим условиям, в том числе и опасной
скорости ветра.
При расчетах определяют приземную концентрацию в двухметровом
слое над поверхностью земли, а в случае необходимости - в заданной точке
местности в вертикальном направлении.
В зависимости от высоты Н устья источника выброса вредного веще-
ства над земной поверхностью они относятся к одному из четырех классов:
высокие - Н > 50 м; средней высоты - Н- 10...50 м; низкие - /7=2... 10 м;
наземные - Н < 2 м.
Опасная скорость ветра - это скорость, определяемая на уровне 10 м
от земной поверхности, при которой для заданного состояния атмосферы
концентрация вредных примесей на уровне дыхания людей (высота -2 м)
достигает максимальной величины.
Пример определения степени воздействия проектируемого объекта
на загрязнение атмосферного воздуха, П
Таблица 6.15
№ источ- ника	н, м	Д, м	Д Н + Д	L, м3/с	Вещество	пкдм„, мг/м*	м, мг/с	гр.8 гр.7 ’ м3/с	гр.8 гр.5 ’ Св, мг/м3	гр. 10 гр.7 св/пдкмр	гр.11 хгр.4, R	гр.12хгр.9, /7, м3/с
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13
1	12	0,5	0,04	0,072	Пыль	0,5	600	1200	8333,3	16666,7	666,7	8,5x105
2	18	0,2	0,01	0,28	Бензол	1,5	530	353	1892,8	1261,9	12,6	4,5x103
					Фенол	0,01	2	200	7,1	714,3	7,1	1,4х 103
					Цианистый водород	0,01	22	2200	78,6	7857,1	78,6	1,7х105
3	120	4,2	0,03	101,7	Сернистый ангидрид	0,5	12020	24040	118,2	236,4	7,1	1,7х105
					Двуокись азота	0,085	25300	297647	248,8	2926,7	87,8	26,1 хЮ6
С учетом суммации действия сернистого ангидрида и двуокиси азота их значение параметра П составит:
П = 0,17  106 + 26,1 • 10б = 26,27 • 106 м3/с.
С учетом суммации действия сернистого ангидрида и фенола их значение параметра П составит:
П = 170 103 +1,4-103 =171,4 -103 м3/с.
520	Глава
521
Максимальное значение приземных концентраций и входящие в них
коэффициенты определяют в зависимости от параметров/ vM, и'м, fc:
f _ Ю3<ОоД
1 Н2Ы ’
и„ =0,65 1/^,
м	у н
v' =1,3-^
Л =800(и'м)3,
(6.32)
(6.33)
(6-34)
(6.35)
где соо - средняя скорость выхода газовоздушной смеси из устья источни-
ка, м/с;
Л/ - разность между температурой выброса и окружающим воздухом;
L - количество выброса в атмосферу, м3/с.
Зная вспомогательные параметры, опасную скорость ветра соо, м/с, оп-
ределяют по формулам:
со=0,5 при ом<0,5;	(6.36)
со=им при 0,5<им<2;	(6.37)
ш = (1 + 0Д2^7) при v„>2.	(6.38)
При/>100 или Л/~0 (холодные выбросы) вычисляют значения опас-
ной скорости ветра:	со = 0,5 при Ом <0,5;	(6.39) со = и'м при 0,5 < и'м < 2;	(6.40) со = 2,2и^ при и'м>2.	(6.41)
Для/<100 определяют максимальное значение приземной концентра-
ции вредных веществ См, когда выброс происходит из одиночного точечно-
го источника с круглым устьем
AMFmnx\p
(6.42)
где А - коэффициент, зависящий от температурной стратификации атмо-
сферы для неблагоприятных метеорологических условий, определяю-
щих рассеивание вредных веществ (например, для Европейской терри-
тории СНГ и Урала севернее 52° с.ш. - 160, ог 50 до 52° с.ш. - 180, ниже
50° с.ш. - 200);
F - безразмерный коэффициент, учитывающий скорость оседания
вредных веществ в атмосферном воздухе (для газов F~ 1, для пыли в
зависимости от степени очистки - 2.. .3);
522
Глава VI
т и п - коэффициенты, учитывающие условия выхода газовоздушной
смеси из устья источника;
т]р - безразмерный коэффициент, учитывающий влияние рельефа ме-
стности (при условии перепада высот не превышающий 50 м на 1 км
Пр=1)-
Коэффициент т определяют в зависимости от f
т-----------Д=------== при/<100,	(6.43)
0,67+ 0,17/ +0,34 V/
w = -^= при/> 100,	(6.44)
Для/ </< 100 значение коэффициента т вычисляют при fo-f.
Коэффициент п при/<100 определяют в зависимости от им
п -1 при им > 2;	(6.45)
и=0,532и„ - 2,13им + 3,13 при 0,5<им<2;	(6.46)
и=4,4им при им<5.	(6.47)
Для />100 (или Л/ ~0) и и'м > 5 определяют максимальную концен-
трацию
где К=Д/(Ы).
Расстояние Хы, м, от источника выброса, на котором наблюдается мак-
симальная приземная концентрация при неблагоприятных метеорологиче-
ских условиях, определяют по формуле
=^-dH,	(6.49)
где d - безразмерный коэффициент.
При /<100 коэффициент d находят по формулам:
d = 2,48-(1 + 0,28-77) при им<0,5;	(6.50)
d = 4,95 (1 + 0,28-^7) при0,5<и„<2;	(6.51)
«/ = 7ТчГ(1 + 0,28-3Т7) при и„>2;	(6.52)
При/>100 или Л/ ~0 значение d определяют по формулам:
J=5,7 при им<0,5;	(6.53)
d = 11,4v'M при 0,5< им < 2;	(6.54)
d = 1б7иГ при v'w > 2.	(6.55)
523
При опасной скорости ветра приземная концентрация по оси факела сх
на расстоянии Хм, м, определяется по формуле:
S\CMt	(6.56)
где 51 - безразмерный коэффициент, определяемый в зависимости от
5, = Зр - 8р + бР при Х/Хм < 1;	(6.57)
113
5,=----— при 1<А7А„<8;	(6.58)
0,13Л2+1
S, =---——5——---------- при F< 1,5 и Х!Х„ > 8.	(6.59)
3,58 X 2+ 35,2 Х+120
Значения приземной концентрации в атмосфере су на расстоянии К, м,
по перпендикуляру к оси факела выброса определяют по формуле
су = S2cx,	(6.60)
где S2 - безразмерный коэффициент, определяемый в зависимости от ско-
рости ветра со и отношения по значению аргумента ty.
ПРИ
5У2
ty ПРИ С0> 5’
______________1_____________
(1 + Sty +12,8 +17/* + 45д z4
(6.61)
(6.62)
(6.63)
Действительную концентрацию в заданной точке местности опреде-
ляют с учетом фоновой, как сумму концентраций от различных источни-
ков.
Для одного или нескольких источников расчет рассеивания вредных
веществ в учебных целях рекомендуется выполнить вручную. Для группы
источников подобный расчет целесообразно выполнять на ЭВМ по одной
из программ, утвержденных Госкомгидрометом, например, «Эфир-6».
Результаты расчетов загрязнения атмосферы при неблагоприятных по-
годных условиях по всем веществам и комбинациям веществ суммирующе-
го вредного воздействия с учетом фона рекомендуется наглядно показы-
вать на карте-схеме объекта проектирования. При этом в дипломном про-
екте целесообразно определять концентрации на границе санитарно-
защитной зоны, местах забора приточного воздуха, контрольных точках.
В представленном материале по расчету рассеивания вредных веществ
в атмосфере изложены определяющие положения методики расчета с уче-
том выполнения учебных целей. Для углубленного изучения рекомендуют
524
Глава VI
использовать нормативную литературу [11]. Учитывая возрастающие и
изменяющиеся требования к учету рассеивания вредных веществ в атмо-
сфере самостоятельный поиск информационных материалов в этой части
как для студента, так и для специалиста должен являться осознанной необ-
ходимостью и расцениваться как одна из особенностей непрерывного ин-
женерного экологического образования.
Применяя метод рассеивания вредных веществ в атмосфере, как одно
из средств поддержания требуемого качества воздушной среды, следует
представлять, что при этом не достигается в полной мере цели защиты ок-
ружающей среды. Поэтому использование рассеивающих свойств атмо-
сферы допускается только после применения наиболее эффективных тех-
нологических производств и средств, обеспечивающих максимальную очи-
стку газовых выбросов.
ПРИМЕР 6.13. Определить максимальную концентрацию сернистого
ангидрида в приземном слое от выбросов из котельной в точке с координа-
тами X— 1000 м и У-100 м при опасной скорости ветра. Источником вы-
броса является труба высотой //=35 м, диаметром устья Д-1,4 м, объем
удаляемых дымовых газов £=10,8 м3/с при температуре t— 125°С, количе-
ство выбрасываемого сернистого ангидрида SO2 - Л/=12 г/с, температура
окружающего воздуха ZB = 25°C. Максимальная разовая предельно допусти-
мая концентрация ПДКмр - 0,5 мг/м3, фоновая концентрация =0,05 мг/м3,
коэффициент стратификации атмосферы Л = 200, коэффициент рельефа
местности т|р = 1.
Решение. Определяем скорость выхода газовых выбросов из устья
трубы:
4£
71Д
4-10,8
71 • 1,42
= 7 м/с.
Вычисляем вспомогательный параметр -/
ЮМД 1000-72 1,4
//2(Z-Ze) ” 352-(125-25)
Так как/< и Az = 100 > 0, то расчет ведут по формулам для нагретых
газов. Находим параметр им и опасную скорость ветра со
им = 0,65-2
— = 0,65 -	= 2,04 м/с.
Н У 35
При им > 2
со = им(1 +0,28^7) = 2,04 -(1 + 0,28-70^6) = 2,2 м/с .
Определяем коэффициенты F, п, т и вычисляем максимальную при-
земную концентрацию вредности. Для газообразной примеси — SO2: F=l,
п = 1, так как 2,04 > 2:
525
0,67 + 0,177 + 0,34 77 0,67 + 0,1 ТоТб + 0,34 7^56
, _AMFmnx\y _ 200 4 2 4-0,9844
H2-7ZZ7	352-710,8400
- 0,19 мг/м3.
Находим безразмерный параметр d и вычисляем расстояние по оси X,
на котором наблюдается максимальная приземная концентрация
У = <#/ = 12,3-35 = 430 м.
Определяем безразмерный коэффициент Si и вычисляем концентра-
цию вредности в точке с координатами Х= 100 м, У= 0.
Так как 1 < Х/Хм = 1000/430 = 2,32 < 8; то
1,13
0,13-2,322+1
= 0,664;
cJC=Slc„ = 0,664 0,19 = 0,19 = 0,13 мг/м3.
Определяем коэффициенты ty, S2 и вычисляем концентрацию в задан-
ной точке с координатами X- 100 м, Y= 1000 м при со < 0,5
t у =	= 2’2'10°2 = 0,022;
у X2 10002
S2 ---------------------------------------------------7 = 0,8.
(1+5 • 0,022+12,8 • 0,0222 +17- 0,0223 + 45,1 • 0,0224 )
су = S2cx = 0,8 -0,13 = 0,1 мг/м3.
Определяем действительную концентрацию в заданной точке и срав-
ниваем с допустимой
с = Су + Сф = 0,1 + 0,05 = 0,15 мг/м3;
с < ПДКм.р = 0,5 мг/м3.
Полученное соотношение удовлетворяет требованиям норм санитарии.
6.6.4.	Нормирование предельно допустимых выбросов
Для предотвращения загрязнения атмосферного воздуха сверх установ-
ленных ПДК введены нормативы на величины выброса вредных веществ [2].
Предельно допустимый выброс (ПДВ) является научно-техническим нор-
мативом, устанавливаемым для каждого конкретного источника загрязне-
ния атмосферы при условии, что выбросы от него и всей совокупности ис-
точников с учетом их рассеивания и превращения в атмосфере, а также
перспектив развития предприятия не создадут приземных концентраций,
превышающих нормативы качества воздуха.
526
Глава VI
Сокращение количества выбросов достигается совершенствованием
технологического процесса производства и применением газоочистных
устройств.
Если по причинам объективного характера на предприятии не могут
быть достигнуты нормы ПДВ, вводится поэтапное снижение выброса вред-
ных веществ до значений, обеспечивающих соблюдение ПДК. При этом
количество временно согласованных выбросов (ВСВ) должно устанавли-
ваться с учетом величин выбросов, достигнутых на предприятиях с передо-
вой технологией производства.
Величины ПДВ и ВСВ устанавливаются в тоннах в год. Контрольные
их значения исчисляются в граммах в секунду и не должны быть превыше-
ны в любой двадцатиминутный интервал времени.
ПДВ и ВСВ определяются для каждого источника отдельно. В резуль-
тате суммирования для различных источников устанавливаются допусти-
мые значения для промышленных объектов и комплексов.
Величины ПДВ (ВСВ) разрабатываются на предприятиях, а затем рас-
сматриваются и согласовываются с органами, осуществляющими контроль
за качеством воздушной среды, и утверждаются в установленном порядке.
Пересмотр норм ПДВ и ВСВ осуществляется не реже одного раза в пять лет.
Расчеты по установлению допустимых выбросов вредных веществ
промышленными предприятиями производятся в соответствии с ГОСТ
17.2.3-02-78.
При расчетах ПДВ валовые массы вредных веществ, поступающих в
атмосферу, определяют как разность между их массой, выделившейся в
ходе технологического процесса, с учетом фактического времени работы
оборудования, и их массой, уловленной очистными установками, с учетом
эффективности последних [3].
Сведения по валовому количеству удаляемых с выбросами вредных
веществ должны быть обоснованы при составлении характеристики объек-
та проектирования как источника загрязнения атмосферы. При этом харак-
теристику технологического процесса необходимо прорабатывать в объеме,
достаточном для определения количества выбрасываемых вредных веществ
балансовым или другими теоретическими методами. Необходимо также
использовать различные методики, в том числе и отраслевые, для опреде-
ления валовых выбросов вредных веществ в атмосферу технологическими
производствами. Подобный новейший нормативный материал целесооб-
разно изучать по месту прохождения преддипломной практики.
Для конкретного технологического оборудования количество газовых
выбросов и содержащихся в них вредностей рекомендуется устанавливать
по паспортным данным, которые затем уточняются по результатам натур-
ных исследований аналогичных действующих производств.
Для систем общеобменной вентиляции расчеты ведут исходя из коли-
чества вредных выделений в помещения производственных цехов. При
этом допускается принимать концентрацию их соответствующей ПДК ра-
бочей зоны.
527
В основу математических зависимостей для определения ПДВ оди-
ночного источника выброса при условии, что Сф < ПДК положены форму-
лы из расчета рассеивания в атмосфере вредных веществ выбросов раздела
6.63, из которых следует соответственно для нагретых и холодных газов
(11ДК-Сф) Я2 3f—
ЦЦВЯ =----——-------VIД/
Arwnrjp
при f< 100;
пив _(ПДК-Сф)-я4/3
пдв"-——
8L
Д
при f> 100;
(6.64)
(6-65)
По контрольной норме ПДВ определяют максимальную допустимую
концентрацию вредности в трубе
_ ПДВ
спдв — ; •	(6.66)
Zv
ПРИМЕР 6.14. Определить предельно допустимый выброс сернистого
ангидрида по условию задачи 6.13. при действительном годовом фонде
времени работы котельной т= 1960 ч/год.
Решение. При условии выброса нагретых газов расчет ведем по фор-
муле (6.64).
ПДВ. =	;5. V10.8 100 = 28 <> г/с.
н 200-1-0,98-1-1 4
В пересчете на годовой фонд времени выброс SO2 в атмосферу с ды-
мовыми газами составит
ПДВ =
ПДВН • т • 3600 28,9  1960 • 3600
106	106
= 204 т/год.
Для условий данного примера следует отметить, что действительный
выброс SO2, равный 12 г/с или 84,7 т/год меньше, чем ПДВ. Это указывает,
наряду с результатами расчетов по рассеиванию, что нормы санитарии со-
блюдаются без использования дополнительных природоохранных меро-
приятий.
Для определения нормативов ПДВ целесообразно использовать поня-
тие «категория опасности предприятия» (КОП) для окружающей среды по
формуле
коп = £
1=1
м,- у
пдк,.; ’
(6.67)
где и - количество вредных веществ;
Л/, - масса выброса z-ro вещества, т/год;
ПДК-среднесуточная ПДК z-ro вещества, мг/м3;
cq - безразмерный коэффициент, позволяющий привести степень вред-
ности z-ro вещества к вредности SO2. Для веществ 1-го класса опасно-
сти а,— 1,7; для 2-го - 1,3; 3-го - 1; 4-го класса опасности - 0,9 [14].
528
Глава VI
При отсутствии среднесуточных значений ПДК для расчетов КОП мо-
гут использоваться значения максимальных разовых ПДК или уменьшен-
ные в 10 раз значения ПДК воздуха рабочей зоны.
По величине КОП предприятия подразделяются на четыре категории
опасности со следующими граничными значениями: 1-я категория опасно-
сти предприятия - КОП > 106, 2-я - 106 > КОП > 104, 3-я - 104 > КОП > 103,
4-я-КОП < 103.
Значения КОП рассчитывают при условии, когда М,/ПДК, > 1.
При Mi /ПДК, < 1 значения КОП не рассчитываются и приравниваются
к нулю.
Предприятия 1-й и 2-й категории наиболее опасны для окружающей
среды и для них документация по ПДВ разрабатывается по полной про-
грамме.
Для предприятий 3-й категории опасности документация по ПДВ раз-
рабатывается по сокращенной программе.
К 4-й категории опасности относятся предприятия, имеющие незначи-
тельные выбросы в атмосферу. Для таких объектов устанавливают норма-
тивы ПДВ на уровне фактических выбросов.
Состав документации в виде книги «Мероприятия по охране атмо-
сферного воздуха от загрязнений» с определением ПДВ выполняются в
зависимости от параметров «П» и «Ф», рассмотренных в разделе 6.6.2.
ПРИМЕР 6.15. Определить категорию опасности проектируемого
промышленного объекта при следующих расчетных данных выброса в ат-
мосферу в год загрязняющих веществ: азота диоксид -8 т; свинца и его
соединений - 0,01 т; углерода оксид - 1,2 т; аммиак -4 т; сернистый ангид-
рид -6 т; сероуглерод - 0,3 т; ксилол - Ют.
Решение. Расчет категории опасности промышленного объекта про-
изводим по формуле 6.67:
8 Y3 | ( 0,01 у7
0,04j \0,0003j
= 1621.
Категория опасности предприятия — 3, т.к. 104> КОП > 103.
6.6.5.	Обоснование размеров санитарно-защитной зоны
Промышленные предприятия и их составные объекты, являющиеся ис-
точниками химического, биологического или физического воздействия на
окружающую среду и здоровье человека необходимо отделять от жилой
застройки санитарно-защитной зоной (СЗЗ). Они представляют собой тер-
ритории определенной протяженности и ширины, располагающиеся между
источниками загрязнения и границами зон жилой застройки.
529
Назначение санитарно-защитной зоны — обеспечить до требуемых са-
нитарных норм содержание в приземном слое загрязняющих веществ газо-
вых выбросов, а также факторов физического воздействия - шума, инфра-
звука, вибраций, электромагнитного излучения. При этом СЗЗ создает ар-
хитектурно-эстетический барьер между промышленной и жилой зонами,
особенно при соответствующем ее благоустройстве, озеленении.
Расчет СЗЗ регламентируется государственным стандартом и уточня-
ется другими документами [4, 6]. Для этой цели все предприятия разделены
на 10 групп по отраслям промышленности и зависимости от их вредного
воздействия на окружающую среду. В пределах каждой группы выделяется
пять классов предприятия по степени их опасности и в зависимости от
класса устанавливается нормативная ширина СЗЗ:
Класс предприятия	Расстояния, м
I	1000
II	500
III	300
IV	100
V	50
Достаточность размеров СЗЗ по принятой классификации, в первую
очередь предприятий 1-го, 2-го и 3-го классов, должны быть подтверждены
расчетами рассеивания выбросов в атмосфере по действующим методикам
математического моделирования по доминирующему веществу с учетом
суммации вредного воздействия, фонового воздействия вредностей, а так-
же расчетами распространения шума, вибрации и электромагнитных полей.
В зависимости от действительной розы ветров конфигурация СЗЗ
должна быть скорректирована, но в любом случае не может быть меньше
нормативной. Такую корректировку производят по формуле
(б-б8>
где I - определяемая величина санитарной зоны, м;
4 - величина зоны в соответствии с нормативом, м;
Ро - средняя повторяемость ветра при круговой розе ветров - 12,5%;
Рр -средняя повторяемость ветра в рассматриваемом направлении со-
гласно розе ветров, %.
6.7.	Очистка газовых выбросов и энергосбережение
Очистка газовых выбросов - это отделение от них или превращение в
безвредное состояние загрязняющих атмосферу веществ. Промышленная
очистка имеет последующую утилизацию или возврат в производство от-
деленного от газа или превращенного в безвредное состояние уловленного
530
Глава VI
продукта. Санитарная очистка имеет место, когда остаточное содержание в
газе загрязняющих веществ позволяет обеспечить установленные предель-
но допустимые концентрации в воздухе населенных мест иди производст-
венных помещении.
Выбор системы очистки зависит от исходного состава удаляемых газов,
агрегатного состояния вредных примесей и воздухоохранных требований.
Важнейшим показателем любого очистного устройства является сте-
пень очистки газов от вредных примесей — тр Степень очистки непосредст-
венно в предназначенном для этих целей устройстве определяется из рав-
нозначных соотношений
n= V =	°,	(6.69)
Си
где Сн, Ск - концентрация вредных веществ в газах соответственно до очи-
стного устройства и после него;
Л/„, Мо - соответственно масса вредного вещества, входящего с газами
в очистное устройство и на выходе из него.
При последовательном соединении нескольких устройств общую сте-
пень очистки находят из соотношения, зная соответственно эффективность
каждого из них
п = 1 -(1-П1Х1 -п2) (1 -П„).	(6.70)
В расчетах можно также пользоваться коэффициентом проскока Кп
Кп=1-^	(6.71)
6.7.1.	Очистка газовых выбросов от пылей
Учитывая распространенность и важность очистки воздуха от твердых
частиц, рассмотрим вопросы пылеулавливания, акцентируя внимание на
особенностях этих процессов.
Очистка от пыли необходима не только при выбросах в атмосферу, но
и воздуху, поступающему в помещения для обеспечения требуемых сани-
тарно-гигиенических условий и технологических требований, а также за-
щиты вентиляционного оборудования (например, калориферы, воздухоох-
ладители и т.д.) от загрязнений, в результате чего снижаются их теплотех-
нические и аэродинамические показатели.
Выбор системы очистки зависит от вида пыли, концентрации, физико-
химических свойств. К последним относятся дисперсность, плотность, сли-
паемость, электрозарядность, горючесть, взрывоопасность, самовоспламе-
няемость и т.д. Эти показатели, характеризующие свойства, приводятся в
атласах промышленной пыли.
Аппараты для очистки воздуха от пыли отличаются большим разнооб-
разием и по своему назначению подразделяются на пылеуловители и воз-
душные фильтры. Первые служат для санитарной очистки воздуха, удаляе-
мого в атмосферу.
531
Пылеуловители бывают двух видов: сухие пылеуловители без приме-
нения жидкости и мокрые - с использованием жидкости. Сухие пылеуло-
вители подразделяются на гравитационные, инерционные, фильтрационные
и электрические.
В гравитационных устройствах частицы пыли оседают под действием
силы тяжести. Это так называемые пылеосадочные камеры.
В инерционных очистных устройствах улавливание частиц происходит
под действием сил инерции, возникающих при изменении направления или
скорости потока газов. Эти аппараты делят на жалюзийные (пластинчатые,
конические), циклонные (прямоточные, вихревые, возвратно-поточные),
ротационные.
В фильтрационных устройствах улавливание частиц пыли происходит
при прохождении через пористые материалы. Они включают тканевые
фильтры (каркасные, рукавные), волокнистые (ячейковые, панельные, ру-
кавные), зернистые (ячейковые, барабанные).
В электрофильтрах улавливание частиц пыли происходит на основе
сообщения им заряда с последующим осаждением на электродах.
В пылеуловителях мокрого типа процесс сепарации заканчивается при
контакте твердых частиц с жидкостью. Контакт происходит на смоченных
стенках, перегородках, на каплях или свободной поверхности воды.
Мокрые пылеуловители подразделяют на инерционные, фильтрацион-
ные и электрические.
К инерционным пылеуловителям относят скрубберы, циклоны с водя-
ной пленкой, аппараты ударного действия.
Фильтрационные мокрые аппараты включают различные пенные пы-
леуловители, а также барботажного типа и с подачей воздуха под утоплен-
ную в воде решетку.
В мокрых электрофильтрах вода подается в виде пленки на осадитель-
ные электроды. По эффективности работы пылеуловители подразделяют на
пять классов.
Пылеуловители в системах вентиляции и кондиционирования воздуха,
предназначенные для очистки воздуха, подаваемого в помещение, выделя-
ют как воздушные фильтры.
Необходимость очистки воздуха определяется его состоянием в месте
забора и требованиями к его чистоте в помещениях. Как правило, воздух
очищают в следующих случаях: для уменьшения запыленности воздуха,
подаваемого в помещения; для защиты теплообменников, оросительных
устройств, приборов автоматики и другого оборудования вентиляционных
камер и кондиционеров от запыления; для предохранения ценной внутрен-
ней отделки и оборудования в помещениях разного назначения; для под-
держания заданной чистоты воздуха в специальных помещениях.
По конструктивным особенностям воздушные фильтры подразделяют
на смоченные пористые (ячейковые и рулонные), сухие пористые (ячейко-
вые, рулонные, панельные), электрические. По эффективности воздушные
фильтры подразделяют на три класса (таблица 6.17).
532
Глава VI
Таблица 6.16
Характеристика основных классов пылеуловителей
Класс пылеуло- вителей	Размер эффективно улавливаемых частиц, мкм	Эффективность очистки выбросов от дисперсной пыли	
		группа дисперс- ности пыли	эффективность, %
I	0,3.„О,5	V IV	80,0 99,9...80,0
II	2	IV III	92,0...45,0 99,9...92,0
III	4	III II	99,0...80,0 99,9...99,0
IV	3	II I	99,9...95,0 99,9
V	20	I	99,0
Классификация воздушных фильтров
Таблица 6.17
Класс фильтров	Эффективно улавливаемые пылевые частицы	Нижние пределы эффективности по массе, %
I	Всех размеров	99
II	Более 1 мкм	85
II	От 10 до 50 мкм	60
Расчет пылеочистных систем состоит преимущественно в определении
степени очистки, гидравлического сопротивления, затрат, подборе венти-
ляционных устройств, компоновке оборудования.
Для расчета пылеуловителя необходимо иметь следующие данные:
физико-химические свойства пыли, ее дисперсность и фракционный со-
став, количество очищаемого воздуха, начальную концентрацию пыли в
очищаемых газах, минимальную степень очистки, располагаемое давление
перед очистным устройством.
К числу основных показателей при выборе пылеочистного устройства,
характеризующих его работу, кроме степени очистки, относят пылеемкость,
скорость фильтрации, аэродинамическое сопротивление, стоимость очистки.
Пылеемкость, г или кг, определяется массой пыли, которая накаплива-
ется между очередными процессами регенерации при условии, что аэроди-
намическое сопротивление очистного устройства возрастает в 2...3 раза от
начального (для пылеуловителей объем бункера для накопления уловлен-
ной пыли).
533
Отношение объемного расхода очищаемого газа к площади фильт-
рующей поверхности, называется скоростью фильтрации или нагрузкой по
газу, м3/(м2’мин).
Аэродинамическое сопротивление определяется разностью давлений
на вход и выходе в очистной аппарат, Па.
Стоимость очистки газов, отнесенная к 1000 м3/ч включает в себя ка-
питальные и эксплуатационные расходы очистной установки.
Данные по пылеемкости, скорости фильтрации, допустимому аэроди-
намическому сопротивлению имеются в характеристике очистных уст-
ройств, которые как и методики расчета пылеочистных устройств изложе-
ны в учебной и справочной литературе [5, 9, 13, 15].
Например, подбор воздушных фильтров для приточных камер систем
вентиляции рекомендуется производить в следующей последовательности:
1.	Исходя из поставленных задач выбирают класс фильтра.
2.	Выбирают тип фильтра, принимают его воздушную нагрузку и оп-
ределяют типоразмер фильтра или площадь фильтрующей поверхности.
3.	Устанавливают начальное аэродинамическое сопротивление.
4.	По концентрации пыли в воздухе и степени очистки устанавливают
количество пыли, уловленной в единицу времени, час, сутки.
5.	По пылеемкости фильтра определяют период его работы до регене-
рации, смены масла, замены фильтрующего материала.
6.	Рассчитывают стоимость очистки.
Аэродинамическое сопротивление очистного устройства для выбора
вентилятора следует принимать при условии достижения допустимой пы-
леемкости.
Поскольку пыль, содержащаяся в газовых выбросах, может иметь зна-
чительную разбежку по дисперсному составу, а эффективность улавлива-
ния частиц различных размеров не одинакова, введено понятие фракцион-
ной степени очистки. Фракционная степень очистки показывает массовую
долю данной фракции пыли, содержащейся в пылеуловителе. Когда из-
вестны фракционный состав пыли - Ф\, Фг, ..., Фп и соответственно фрак-
ционная степень очистки пылеуловителя т]ь т|2, ..., г]„, то общую степень
очистки Ел находят из выражения
Z П =	+ Л2^2 +--.ПЛФ„.	(6.72)
Полидисперсностью состава промышленных пылей определяется це-
лесообразность последовательного применения нескольких типов пыле-
уловителей, соответственно для каждой фракции. Например, для местных
отсосов на участке выбивания земли в литейных цехах можно использовать
последовательно пылеосадочную камеру (коллектор, жалюзийный пыле-
уловитель), циклон, рукавный фильтр. В таком варианте требуемая степень
очистки порядка 98% может быть достигнута при минимальных затратах.
Пыль способна гореть, самовоспламеняться, образовывать с воздухом
взрывоопасные смеси даже в тех случаях, когда исходный материал явля-
534
Глава VI
ется негорючим. Причиной является увеличение суммарной поверхности и
свободной поверхностной энергии системы, что повышает химическую
активность, в частности, способность к окислению с выделением теплоты.
Показатели пожаро- и взрывоопасности пыли определяются экспери-
ментально. Важнейшими из них являются температура воспламенения и
самовоспламенения, концентрационные пределы взрыва, максимальное
давление взрыва.
Наименьшую температуру вещества, Ъри которой после воспламене-
ния от внешнего источника зажигания наблюдается его устойчивое горе-
ние, называют температурой воспламенения. Самовоспламенение пыли
происходит в результате самоускорения экзотермической реакции окисления
при условии превышения тепловыделения над скоростью отвода теплоты.
Самовозгорающиеся вещества подразделяют на три группы.
Первая группа - вещества, самовозгорающиеся при воздействии на
них воздуха. К ним относятся бурые и каменные угли, торф, сажа, опилки,
алюминиевая пыль, порошок эбонита и др. Причиной самовозгорания яв-
ляется способность к окислению при низких температурах. Активизировать
этот процесс можно при наличии примесей, обладающих каталитически
активными свойствами, способствующими процессам окисления.
Вторая группа - вещества, самовозгорающиеся под действием воды. К
ним относятся калий, натрий, карбид кальция, негашеная известь и др.
Причиной загорания многих из них является выделение в процессе реакции
водорода и повышение температуры.
Третья группа - вещества, самовозгорающиеся при смешении друг с
другом. В эту группу входят различные окислители. Например, азотная
кислота, разлагаясь, выделяет кислород, что может вызвать самовозгорание
органических веществ.
Пыль, находящаяся в воздухе, может воспламеняться, взрываться
только при определенных пределах концентраций. Взрыв является одной
из разновидностей реакции горения, когда наблюдается практически мгно-
венное протекание реакции в объеме.
Минимальное и максимальное значения концентрации пыли, при ко-
торых она способна воспламеняться, называется нижним и верхним кон-
центрационным пределом взрываемости. Концентрации ниже нижнего и
выше верхнего концентрационного предела взрываемости являются безо-
пасными.
Пыль, находящаяся во взвешенном состоянии в воздухе, взрывоопас-
на, а осевшая - пожароопасна. Однако при подъеме осевшей пыли в ре-
зультате горения, локального микровзрыва, удара и т.п. она может перехо-
дить во взвешенное состояние и стать средой для последующего взрыва
или ряда взрывов.
Возможная динамика последовательного развития взрывов с возмож-
ностью нарастания их мощности должна быть проанализирована при про-
ектировании систем пылеочистки.
535
Взрыво- и пожароопасные пыли подразделяют на четыре класса:
I класс - пыли с нижним пределом взрываемости до 15 г/м3; к ним от-
носятся аэрозоли сахара, торфа, эбонита, шрота подсолнечника, хлопка;
II	класс - взрывоопасные пыли с нижним пределом взрываемости от
16...65 г/м3; к ним относятся аэрозоли крахмала, мучная и чайная пыль;
III	класс - наиболее пожароопасные пыли с температурой самовоспла-
менения до 250°С, например, табачная пыль;
IV	класс - пыли с температурой самовоспламенения выше 250°С, на-
пример, древесные опилки.
На взрывоопасность пылей, а также силу взрыва и температуру само-
воспламенения оказывает существенное влияние дисперсность частиц. Так,
с уменьшением дисперсности давление в месте взрыва возрастает, а темпе-
ратура самовоспламенения смеси уменьшается.
Взрывоопасность пыли зависит также от наличия в ней инертных при-
месей, влажности и выделения горючих газов.
Присутствие в пыли инертных частиц или газов снижает взрывоопас-
ность, вплоть до превращения ее при соответствующих соотношениях в
пожаро- и взрывобезопасную. Например, при содержании кислорода в воз-
духе менее 10% воспламенение пылей не происходит. Аналогично, как
балласт, влияет на указанные свойства влажность.
Возможность выделения летучих горючих газов из пылей резко повы-
шает пожаро- и взрывоопасность.
Все многообразие факторов горючести и взрывчатости пылей должно
быть в обязательном порядке учтено при разработке конкретных очистных
систем с целью уменьшения вероятности аварии. При этом следует пом-
нить, что показатели пожаро- и взрывоопасности пылей определяются экс-
периментально. Существующие для этого методы не позволяют воспроиз-
водить различные сочетания реальных условий, при которых возможно
загорание или взрыв пыли. Поэтому результаты соответствующих реко-
мендаций по гарантии безопасности в определенной степени условны и
каждая из очистных систем должна быть проанализирована на возмож-
ность минимального ущерба в случае аварии.
При выполнении курсовой работы в части пылеулавливания рекомен-
дуется осуществлять подбор и расчет циклонов, как одного из универсаль-
ных устройств, используемых в общей системе очистки газовых выбросов
сложного состава.
В настоящее время циклоны являются наиболее распространенным
видом пылеуловителей. Только в СНГ их применяется более 20-ти типов.
Наиболее распространенные из них типы ЦН, СДК-ЦН, СИОТ, ЛИОТ,
МИОТ, ВЦНИИОТ, ОЭКД и др. На рис. 6.3 изображены схемы наиболее
распространенных из них.
Принцип работы циклона заключается в следующем. Поток запылен-
ного воздуха входит тангенциально через патрубок в верхнюю часть ци-
клона и, закручиваясь, поступает по кольцевому пространству, образован-
536
Глава VI
ному цилиндрической частью циклона и выпускной трубой, в его внутрен-
нее пространство. Под действием центробежной силы частицы пыли при-
жимаются к стенкам циклона и под влиянием сил тяжести опускаются вниз
и через выпускное отверстие проходят в бункер, из которого пыли перио-
дически удаляются через пылевой затвор.
Рис. 6.3. Типы циклонов
а - МИОТ; б - ГДПЦ; в - ЦН-15; г - Файфеля; д - ЛИОТ;
е - СИОТ; ж - СДК-ЦН-33
Циклоны имеют преимущества перед другими пылеуловителями, обу-
словленные небольшой их стоимостью, простотой устройства и обслужи-
вания, сравнительно небольшим гидравлическим сопротивлением и высо-
кой производительностью. Вместе с тем в них плохо улавливаются частицы
размерами менее 5 мкм. Это является главным недостатком, но одновре-
менно генеральным направлением поиска путей дальнейшего совершенст-
вования конструкции циклонов.
Хотя первые циклоны появились в промышленности более 100 лет на-
зад, работы по совершенствованию их конструкций и улучшению показа-
телей продолжаются. Изобретательская мысль до сих пор находит новые
сочетания простоты конструктивного исполнения со сложностями аэроди-
намических и физических процессов сепарации различных пылей и смесей.
Показательно и само развитие конструкции циклонов в историческом ас-
пекте. Это - не традиционный путь развития, когда старая модель отживает
свой век и заменяется новой. Все известные конструкции применяются и
сосуществуют одновременно. Причина в том, что для определенных видов
пылей, имеющих различные физико-химические показатели, опытным пу-
тем создавалась оптимальная модель циклона Можно даже утверждать, что
537
для каждой отрасли промышленности создавался свой циклон. Например,
для золы из дымовых газов котельных, помольных и сушильных установок,
горелой земли литейных цехов рекомендуются цилиндрические циклоны
типа ЦН.
Область применения центробежных пылеуловителей весьма широка
так как они могут использоваться для очистки воздуха, выделяющегося при
таких технологических процессах, как сушка, обжиг, агломерация, сжига-
ние топлива и многих других. Поэтому главной задачей, предшествующей
расчету центробежных пылеуловителей, является подбор оптимального
типа циклона, который бы удовлетворял требованиям эффективности очи-
стки, аэродинамического сопротивления, металлоемкости, производитель-
ности, габаритных размеров и надежной работы.
Единого критерия для выбора оптимальной формы не существует. Од-
нако в конструкциях современных циклонов все четче проявляется тенден-
ция развития конусной части. Для того чтобы установить связь между гео-
метрической формой циклонов и их эффективностью, необходимо устано-
вить влияние на последнюю сложной аэродинамики воздушных потоков,
возникающих в этих аппаратах.
Центробежные пылеуловители могут использоваться в системах пыле-
очистки для выделения из потока воздуха как крупнозернистых (скорость
воздуха во входном патрубке ипй1 = 8...1О м/с), так и мелкозернистых и по-
рошкообразных материалов (uniin= 12... 16 м/с). При этом они могут приме-
няться в качестве I или II ступени системы очистки запыленного воздушно-
го потока, в зависимости от требований, предъявляемых к чистоте воздуха.
В том случае, когда имеем дело с токсичными или взрывоопасными среда-
ми, а также для улавливания частиц сильно слипающихся материалов, не-
обходимо использовать специальные типы циклонов. Тип циклона необхо-
димо выбирать в зависимости от вида и свойств пыли (таблица 6.18).
Таблица 6.18
Зависимость типа циклона от вида пыли
Тип циклона	Вид пыли
Цилиндрические серии ЦН	Зола из дымовых газов котельных, сухая пыль помольных и сушильных установок, горелая зем- ля литейных цехов
Конические серии С	Пыль каталитического крекинга нефтепродуктов, угольная пыль, сажа
СИОТ, ЛИСТ	Сухая несминающаяся, неволокнистая пыль
ВЦНИИОТ с обратным конусом	Абразивная пыль, слипающаяся пыль типа сажи и талька
Гипродрева	Древесная щепа и стружка, влажные опилки
Гипродревпрома серии Ц	Сухие опилки, шлифовальная древесная пыль
538
Глава VI
Скорость запыленного воздушного потока, подводимого в циклон,
принимается 16-22 м/с, при этом достигается максимальная эффектив-
ность работы циклона. Верхний предел скорости обусловливается тем, что
с ее повышением эффективность очистки увеличивается незначительно, а
сопротивление возрастает пропорционально квадрату входной скорости
воздуха. При входной скорости воздуха выше 30 м/с эффективность очист-
ки может значительно снизиться.
Наиболее широко на практике применяются одиночные цилиндриче-
ские и конические циклоны типа НИИОГАЗ. К цилиндрическим относятся
циклоны типов ЦН-11, ЦН-15, ЦН-15У и ЦН-24. Отличительной особенно-
стью этой группы аппаратов является наличие удлиненной цилиндрической
части, угол наклона крышки и входного патрубка а, равный соответствен-
но 11, 15, 24°, и одинаковое отношение диаметра выхлопной трубы к
диаметру циклона £>ц, равное 0,59. Циклон типа ЦН-15У (укороченный)
имеет меньшую высоту.
К коническим относятся циклоны типа СДК-ЦН-33, СК-ЦН-34 и СК-
ЦН-22. Они отличаются длинной конической частью, спиральным входным
патрубком и малым отношением диаметров выхлоп, ной трубы к корпусу
циклонов (соответственно 0,33-0,34; 0,22). Циклон типа СК-ЦН-22 приме-
няется для улавливания пылей, обладающих повышенной абразивностью
или высокой слипаемостью. Потери давления в этом циклоне значительно
выше, чем в других конических циклонах.
Применяются также циклоны с различными конструктивными особен-
ностями.
В зависимости от производительности по воздуху циклоны можно ус-
танавливать по одному (одиночные циклоны) или объединять в группы из
2, 4, 6, 8 штук (групповые циклоны). Эффективность очистки воздуха в
циклоне определяется дисперсным составом и плотностью частиц улавли-
ваемого материала, массой отдельных частиц и скоростью движения возду-
ха в подводящем патрубке, конструкцией и размерами циклонов, а также
вязкостью воздуха, зависящей от его температуры. При уменьшении диа-
метра циклона и повышении до определенного предела скорости загряз-
ненного воздуха эффективность очистки в циклоне возрастает. Она может
быть рассчитана исходя из данных фракционной эффективности.
Для увеличения срока службы циклонов, подвергающихся абразивно-
му износу, в местах наибольшего износа (в нижней части конуса, во вход-
ной части улитки) с наружной стороны, стенок рекомендуется приваривать
дополнительные листы. Циклоны диаметром менее 0,8 м из-за повышенно-
го абразивного износа нельзя применять для улавливания частиц абразив-
ных материалов.
Вопросы конструктивного исполнения циклонов и пылеуловителей
широко представлены в различных источниках [5, 13,15].
В инженерных расчетах указанных пылеуловителей широко пользуют-
ся графиками функциональной эффективности циклонов выбранного типа,
539
испытанных при стандартных условиях. Такие графики получены для раз-
личных циклонов при диаметре D — 500 мм, скорости движения воздуха,
принятой по приложению 6.5, плотности пыли р„-2670 кг/м3; динамиче-
ской вязкости воздуха цв = 17,75 • 10~6 Па с и представлены на рисунке 6.4.
Рис. 6.4. Фракционная эффективность циклонов ВНИИОГАЗа
1 - СКЦН-34; 2 - ЦН-11; 3 - ЦН-15; 4 - ЦН-15у; 5 -ЦН-24
ПРИМЕР 6.16. Требуется очистить от пыли, удаляемой вентиляцион-
ными установками, загрязненный воздух в объеме £о—40000 м3/ч. Темпе-
ратура очищаемого воздуха f=250°C. Плотность рв = 1,25 кг/м3, плотность
материала пыли рп= 1500 кг/м3, фактическое давление Рф = 986,60 Па, аэро-
динамическое сопротивление не должно превышать Р=550Па. Дисперси-
онный состав пыли приведен в таблице 6.19.
Дисперсионный состав пыли
Таблица 6.19
Размер частиц по фракциям	Принятые размеры частиц, dn мкм	Содержание фракции, Ф, %
5	2,5	10
5...10	7,5	15
10...30	20	26
30...50	40	38
50	50	11
Начальная запыленность очищаемого воздуха Сп = 20 г/м3, эффектив-
ность улавливания пыли должна быть не ниже 80%.
540
Глава VI
Решение. Выбираем циклон конструкции НЙИОГАЗ типа ЦН-15 с
диаметром £)ц = 800 мм. Учитывая величину расхода воздуха очищаемого,
целесообразно установить группу циклонов. По табличным данным коэф-
фициент аэродинамического сопротивления одного циклона равен 2;= 105,
группы - Е^= 1,1 и, согласно условию, он не должен превышать, с уче-
том коэффициента запаса, 500 Па (550:1,1). Ориентировочно для расчета
принимаем аэродинамическое сопротивление £,=450 Па. Определяем плот-
ность очищаемого воздуха при рабочих условиях |
273РФ	273-98-660	, з
рР Рв (273 +	1,25 • (273 +250) 101 325 0,643 кг/м .
В этом случае скорость воздуха в циклоне определяется исходя из ус-
ловия, что величина аэродинамического сопротивления циклона определя-
ется как функция скорости воздуха, отнесенная к площади всего сечения
цилиндрической его части, т.е.
р - f ю"рр
ц 4 2 ’
откуда
2-450	.
-3,62м/с.
105-0,643
При этом производительность одного циклона ЦН-15
£= ЗбОО-^-го,, =3600-3,14-0,82 --^ = 6530 м’/с,
4	4
а число циклонов в группе п = L/Lu=40 000/6530 = 6,13. Принимаем п =6.
Определив количество циклонов, уточняем основные параметры:
производительность по воздуху £ц=£/и = 40000/6 = 6660 м3/с; скорость
воздуха в циклоне
4Д,
лОц23600
4-6660
3,14-0,82-3600
= 3,68 м/с.
аэродинамическое сопротивление одного циклона
Рц =	= 105  Q,643^3-6— = 457 Па;
аэродинамическое сопротивление группы циклонов
Ро = 1,1 Рц = 1,1 • 457 = 502 Па (что меньше заданного).
Эффективность очистки удаляемого воздуха, т.е. степень улавлива-
ния пыли (по фракциям) в зависимости от заданного дисперсного состава
пыли
541
Уn 11101 +T12<Z>2 + - + т1 А
1	100%
25-10 + 7645+ 97-26 + 98,5-38 + 99-11
где т]„ - 25, 76, 97, 98, 5 и 99% - фракционная степень очистки данного
циклона для пыли соответственно размером - dr- 2,5; 7,5; 20; 40; 50
мкм.
Полученная расчетная степень очистки £т] соответствует требованиям
заданного условия.
6.7.2. Очистка выбросов от газообразных компонентов
Разнообразие газообразных примесей в выбросах в атмосферу приво-
дит к необходимости применения различных способов их обезвреживания.
Метод очистки выбирается в зависимости от состава загрязняющих ве-
ществ, их количества, эффективности очистных устройств, возможности
утилизации уловленных продуктов, технико-экономических показателей,
специфики технологического производства и других факторов. К наиболее
распространенным способам очистки выбросов относятся: адсорбция, аб-
сорбция, конденсация, химическое окисление, каталитическое и термиче-
ское дожигание, биологическая очистка [4].
Очистка методом адсорбции заключается в том, что выбросы пропус-
кают через твердые вещества, способные концентрировать на поверхности
внутренних пор содержащиеся в газах вредные компоненты. В качестве
адсорбентов используют активированный уголь, селикагели, алюмогели,
циолиты, торф. Для проведения расчета процесса адсорбции необходимо
иметь данные в виде сетки изотерм, отражающих равновесие поглощаемо-
го компонента с адсорбентом в рабочем интервале температур очистки и
десорбции. На основе этих данных, исходя из количества выбросов, кон-
центрации вредных компонентов в них и необходимой продолжительности
цикла улавливания, находят массу адсорбентов. После выбора конструкции
адсорбера необходимо дать аппаратурное оформление и обосновать пара-
метры последующих стадий процесса: десорбции, сушки и охлаждения
адсорбента.
Процесс абсорбционной очистки вентиляционных выбросов заключа-
ется в избирательном поглощении одного или нескольких вредных компо-
нентов жидким поглотителем. В качестве абсорбента может быть исполь-
зована практически любая жидкость, в которой растворяются данные вред-
ные вещества выбросов. На первой стадии расчета процесса абсорбции
необходимо выбрать абсорбент и дать его обоснование. Абсорбент должен
удовлетворять ряду требований: обладать высокой поглотительной способ-
ностью, минимальной летучестью, хорошими кинетическими свойствами,
способностью к регенерации; не оказывать коррозийного воздействия на
аппаратуру; не быть токсичным. Затем строят равновесные линии процесса
542
Глава VI
абсорбции с концентрациями вредных веществ в газовой и жидких фазах и
находят рабочую линию процесса очистки. Количество абсорбента Go оп-
ределяют на основе уравнения материального баланса процесса абсорбции
i<,(CH-CK) = G0(C,B-C„,)>	(6.73)
где Ск в, Сн в - конечная и начальная концентрации вредных веществ в аб-
сорбенте.
После аппаратурного оформления процесса очистки необходимо обос-
новать и рассчитать процесс регенерации абсорбента и дать предложения
по утилизации уловленных веществ.
Очистку методом конденсации применяют для выбросов, содержащих
повышенное количество паров различных водяных растворов, углеводоро-
дов и других органических соединений, имеющих повышенные температу-
ру кипения и присутствующих в газовой фазе в относительно повышенных
концентрациях. Для осуществления процесса используют конденсаторы с
водным или воздушным охлаждением. Процесс конденсации следует рас-
сматривать как первую ступень очистки, за которой последуют другие ме-
тоды, например, дожигание, обеспечивающие выполнение санитарно-
гигиенических требований к составу выбросов.
Суть способа химического окисления вредных веществ вентиляцион-
ных выбросов состоит в воздействии на вредные компоненты реагентами,
обладающими сильными окислительными свойствами. К таким реагентам
можно отнести озон, хлор, перманганаты и др. Способ химического окис-
ления рекомендуется применять для очистки вентиляционных выбросов,
когда концентрация вредных веществ в них мала, например, на уровне за-
пахов. Источники выделения запахов широко распространены в различных
отраслях промышленности и сельского хозяйства. К ним относятся живот-
новодческие комплексы, мясокомбинаты, предприятия пищевой, машино-
строительной, химической, парфюмерной, кожгалантерейной, электротех-
нической и других отраслей промышленности.
Суть метода биологической очистки вентиляционных выбросов состо-
ит в разложении, окислении и ассимиляции микроорганизмами вредных
компонентов. Особенностью метода является использование естественных
биологических процессов без применения чуждых экологической системе
материалов и реагентов.
Биологический метод очистки может быть реализован в устройствах
трех типов: в фильтрах со слоем увлажненной почвы или компоста, через
который пропускаются очищенные выбросы (земляные фильтры); в фильт-
рах с инертной насадкой, на поверхности которой искусственно выращива-
ется биопленка (аэробиофильтры); в аппаратах барботажного типа с водной
суспензией активного ила (абсорберы биоочистки).
Сущность термического способа очистки газовых выбросов заключа-
ется в нафеве их до температур, превышающих температуру самовоспла-
менения токсичных компонентов и выдержке их в присутствии кислорода.
548
При этом горючие компоненты выбросов переходят в менее токсичные
или нейтральные вещества. Например, реакция окисления углеводородов
происходит с образованием углекислого газа и паров воды
СТОНЙ +(ти + и/4)О2 = wCO2 +(и/2)Н2О.
Реакция протекает экзотермически.
Преимущества термического способа - универсальность по отноше-
нию к горючим газам любого состава, простота исполнения и надежность
эксплуатации.
Недостатки - значительный расход топлива, обусловленный необхо-
димостью нагрева газовых выбросов до температур начала процесса горе-
ния вредностей и появление в процессе дополнительных вредностей, на-
пример, окислы азота, угарный газ и др.
Термический способ следует рассматривать как чисто тепловой про-
цесс горения бедных газовоздушпых смесей. Основными факторами, опре-
деляющими эффективность термического дожигания, являются температу-
ра нагрева вентиляционных выбросов, время их выдержки при этой темпе-
ратуре и качество перемешивания.
Температура, до которой необходимо нагреть выбросы, зависит от ви-
да вещества. На основе опытных данных установлено, что газовые выбросы
необходимо нагревать до температур, превышающих в 1,5—2 раза темпера-
туру самовоспламенения содержащихся в них горючих компонентов, но не
ниже 750°С.
Время пребывания вредностей в термическом нейтрализаторе 0,5-1,5 с.
Выбор устройства термической очистки производится по расходу топ-
лива ВО) необходимого для подогрева выбросов до заданной температуры,
который определяется по формуле
LCT(tT
С?нПо
(6.74)
где ta - температура газовых выбросов, поступающих в камеру дожита, °C;
ZT - температура нагрева газовых выбросов,°C;
QH - низшая теплотворная способность топлива, кДж/м3;
т]о - тепловой КПД очистного устройства;
Ст - теплоемкость газовых выбросов, кДж/(м3 оС).
При термическом дожигании предварительный подогрев выбросов ва-
жен не только с точки зрения экономии расхода топлива, но и качества
очистки. Он осуществляется при использовании теплоты очищенных газов.
Степень рекуперации составляет 0,2-0,7.
ПРИМЕР 6.17. Из технологической установки удаляются в атмосферу
газы в количестве £=1000 м3/ч с температурой /‘=150°С, концентрацией
паров ксилола С„ = 10 000 мг/м3 и содержанием кислорода - 18%.
544
Глава VI
Подобрать автономное устройство термической очистки газовых вы-
бросов, работающее, на природном газе с теплотворной способностью
£>н = 33500 кДж/м3 при средней температуре подогрева газовых выбросов
/д-404°С и обеспечивающее концентрацию паров ксилола не выше ПДК
рабочей зоны.
Решение. На основании справочных данных находим характеристику
вредности, содержащейся в газовых выбросах. Ксилол С8Ню — температура
самовоспламенения Zc = 563°C, нижний предел взрываемости в смеси с воз-
духом Св = 43,5 г/м3, конечная концентрация Ск=ПДКрз = 50 мг/м3, низшая
теплотворная способность бн в = 41 250 кДж/кг.
Запишем реакцию обезвреживания ксилола термическим методом
С8Н10 +10,5О2= 8СО2 +5Н2О.
Определим необходимую степень очистки
= Ск - С, t	= 100W)-50100 = 99 5о/
' С„	10000
Находим минимальную температуру в рабочей камере дожига-
тельного устройства
tc =1,5/с = 1,5-563 = 844 °C .
Расход природного газа на процесс термической очистки определяем
по формуле (6.74)
_ 1000-1,26 (844-404) _	,
В°-------33500-0,85	19>5м/Ч'
На основе количества газовых выбросов и расхода топлива подбирают
типоразмер устройства термической очистки, которое устанавливают на
технологическом оборудовании.
Каталитическое дожигание беспламенно и вследствие этого не связано
с пределами воспламенения смеси. В общем виде кинетику гетерогенного
процесса каталитического окисления можно представить в виде пяти эле-
ментарных стадий: диффузия исходных веществ к поверхности катализато-
ра, адсорбция, химическая реакция, десорбция, диффузия полученных ве-
ществ в свободное газовое пространство.
Аппарат каталитической очистки состоит из вентилятора для забора га-
зовых выбросов, подогревателя до температур реакции начала каталитиче-
ского окисления, реактора и теплообменника для утилизации тепла очищен-
ных газов. Мощность No подогревателя, нагрева газовых выбросов до темпе-
ратур начала реакции каталитического окисления tK определяют по формуле
(6.75)
TV = TVK-
°	3600
В качестве примера рассмотрим характеристику одного из типов ката-
лизатора, предназначенного для очистки газовых выбросов, НИИОГАЗ-ЗД.
545
Каталитически активное вещество представляет собой смесь окислов не-
благородных металлов с добавками платины и палладия (сотые доли про-
цента), которая нанесена в виде активной пленки на нихромовую проволо-
ку диаметром 0,1-0,2 мм, свитую в спирали диаметром 3-4 мм. Катализа-
тор упакован в пакеты прямоугольной формы и внешне подобен
воздушному фильтру. Масса одного каталитического элемента для очистки
800-1000 м3 /ч выбросов составляет 8-9 кг. Линейные размеры одного па-
кета - 610x305x90 мм. Гидравлическое сопротивление при линейной ско-
рости потока 1-4 м/с порядка 200 Па. Температура реакции начала катали-
тического окисления для паров органических растворителей 280-300°С.
Допустимый разогрев 650°С, объемная скорость 25000-30000 ч"1.
ПРИМЕР 6.18. Подобрать устройство каталитической очистки газо-
вых выбросов для технологической установки, имеющей следующую тех-
ническую характеристику: количество газовых выбросов в атмосферу
£=1500 м3/ч, их температура t- 120°С, концентрация паров толуола в вы-
бросах - Сн = 8000 мг/м3, требуемая конечная концентрация вредности в
очищенных газах - Ск = 200 мг/м3, энергоноситель - электроэнергия.
Решение. Находим характеристику вредности, содержащейся в газо-
вых выбросах. Толуол, химическая формула С7Н8, нижний предел взры-
ваемости в смеси с воздухом Св=49 г/м3, низшая теплотворная способность
(?н = 41000 кДж/кг, стехиометрическое количество воздуха, потребное для
сжигания 1 кг толуола £с = 11,3 м3 /кг.
Запишем реакцию процесса обезвреживания паров толуола методом
каталитического дожигания
С7Н8 + 9О2 = 7СО2 + 4Н2О.
Определяем необходимую степень очистки газовых выбросов
П =
8000-200
8000
100 = 97,5%.
Выбираем к установке в реактор катализатор типа НИИОГАЗ-ЗД. Со-
гласно его технической характеристике при температуре подогрева газовых
выбросов гк = 350°С обеспечивается степень очистки не менее 98%. Пакет
катализатора прямоугольной формы имеет следующие линейные размеры
610x305x90 мм. Допустимая температура разогрева не выше 650°С, объ-
емная скорость не выше 30000 ч"1.
Приняв к установке 3 пакета катализаторов, находим объемную ско-
рость (Ок и сравниваем ее с рекомендуемой величиной - 30000 ч"1.
L _	1500
Кк 3-(0,61 0,305-0,09)
29880 ч-1< 30000 ч"1
Определяем температуру очищенных газов to и сравниваем ее с допус-
тимой - 650°С
546
Глава VI
z = t + 6а»СнП = 350 + 41000 8000 °,98 = 595„с < 650оС
Ст106	1,3110е
Находим мощность подогревателя загрязненных газов в системе като-
лической очистки по формуле (6.75)
^=150043Ь^50-120) = 1255кВт
360
Далее из каталога по количеству очищаемых газов и мощности выби-
раем тип реактора и подогревателя.
6.7.3. Энергосбережение в системах очистки газовых
выбросов при объединении с энерготехнологией
При разработке систем очистки вентиляционных выбросов задача со-
стоит не только в охране окружающей среды, но и в достижении постав-
ленной цели с минимальными затратами и с получением экономического
эффекта [16, 17]. Последнее достигается, когда вредные вещества не только
обезвреживаются, но и превращаются в полезный продукт. Рассмотрим
возможности экономии природного газа и электроэнергии на технологиче-
ские нужды при использовании способов термического и каталитического
дожигания вредностей газовых выбросов.
Известно, что недостатком способа термического дожигания является
значительный расход топлива для подогрева газовых выбросов до темпера-
тур реакции окисления. Устранить указанный недостаток возможно путем
использования вентиляционных выбросов для процесса горения техноло-
гического топлива в котлах, топках, печах [12]. При содержании в выбро-
сах кислорода выше 17% и горючих компонентов менее 50% от нижнего
предела взрываемости они обеспечат полноту сжигания технологического
топлива и выполнение требований норм безопасности.
Использование для сжигания топлива вентиляционных выбросов, со-
держащих горючие компоненты и имеющих повышенную температуру,
влечет за собой изменение режимов горения. Изменяется и тепловой баланс
технологического оборудования, что влечет за собой уменьшение расхода
топлива 5р. Расчетный расход топлива 5Р, который учитывает физическое
тепло выбросов, находят по формуле
йр = вг Lcr(f-tn)t	(6.76)
Vh
где tn - температура воздуха в помещении.
Действительный расход топлива 5Д, который учитывает химическое
тепло выбросов, находят из выражения
547
где бн.в ~ низшая теплотворная способность горючих компонентов газо-
вых выбросов;
G — количество горючих компонентов, которое содержится в воздухе,
используемом на сжигание единицы объема или массы топлива,
G = Сна£°г;	(6.78)
G = ^,	(6.79)
а - коэффициент избытка воздуха;
L° - теоретическое количество воздуха для сжигания 1 м3 или 1 кг то-
плива.
Выбор оптимальной энерготехнологической схемы оборудования с
применением очистных устройств в каждом конкретном случае определя-
ют путем сравнения количества воздуха, потребного для сжигания топлива,
расходов топлива на технологические нужды и очистку газов. Рассмотрим
варианты этих соотношений.
Если количество воздуха, необходимое для сжигания технологическо-
го топлива LT и его расход Вт превышает количество газовых выбросов L и
расход топлива на его очистку методом термического дожигания Во (Вт > Во
и Lr> L), то в этом случае очистное устройство не применяется, а вместо
пего используется технологическое нагревательное устройство в тепловом
режиме его работы.
Количество воздуха, необходимого для сжигания топлива, находят из
выражения
Lr=aL°BT.	(6.80)
Возможная энерготехнологическая схема оборудования, предназна-
ченного для расплавления и полимеризации порошковых покрытий на из-
делиях, при использовании топки для попутной термической очистки газо-
вых выбросов представлена на рисунке 6.5. Газовые выбросы, содержащие
продукты испарения и термического распада покрытия изделий, отсасыва-
ются по линии 7 вентилятором 8 и подаются в горелку 10 топки И, где ис-
пользуются в качестве первичного и вторичного воздуха для сжигания тех-
нологического топлива. Продукты сжигания топлива и вредных веществ,
проходя через регулирующее устройство 12, отсасываются по линии 13
дымососом 15 и подаются на обогрев теплообменников, в частности, тер-
морадиационных панелей 6, установленных непосредственно в рабочей
зоне технологического оборудования 3. Часть очищенных газов по линии
14 возвращается в систему обогрева оборудования, а оставшееся количест-
во проходит через теплообменник 4, где подогревается воздух, поступаю-
щий на технологические нужды и по линии 1 удаляется в атмосферу.
При использовании воздуха, содержащего горючие компоненты для
сжигания топлива, в тепловой баланс оборудования поступает физическая
и химическая теплота газовых выбросов. Это приводит к уменьшению рас-
548
Глава VI
хода топлива на обогрев технологического оборудования. Минимальный
расход топлива на термическое дожигание вредных веществ составляет
В=ВО, а выброс в атмосферу определяется количеством образующихся при
этом продуктов сгорания.
Рис. 6.5. Принципиальная схема обогрева и вентиляции технологического
оборудования с использованием топливосжигающего устройства для попутной
термической очистки газовых выбросов
1 - линия выброса очищенных газов в атмосферу; 2 - воздушный фильтр; 3 - линия
подачи атмосферного воздуха на технологические нужды; 4 - теплообменник; 5 -
технологическое теплоиспользующее оборудование; 6 - панельный теплообменник;
7 - линия забора загрязненных газов; 8 - вентилятор; 9 - газопровод; 10 - горелка;
11 - топка; 12 - заслонка; 13 - линия подачи продуктов сжигания на обогрев техно-
логического оборудования; 14 - линия возврата очищенных газов на рециркуляцию;
15 - дымосос
Если By > Во, a Lr < L нагревательное устройство (топка) ликвидиру-
ется и вместо него устанавливается устройство термического дожигания
вредных веществ, которое одновременно выполняет функции по очистке
газовых выбросов и обогреву технологического оборудования. Причем
мощность очистного устройства выбирается по расходу топлива, необхо-
димого на технологические нужды. Энерготехнологическая схема обору-
дования с использованием устройства термической очистки выбросов
вместо топки представлена на рис. 6.6. Из схемы видно, что устройство
термического дожигания вредностей в отличие от топочного устройства,
представленного на рис. 6.5 имеет теплообменник 12 для подогрева за-
грязненных газов очищенными. Необходимость предварительного подог-
рева загрязненных газов обуславливается не только экономией топлива,
но и качественным дожиганием вредных веществ, содержащихся в вы-
бросах. Если состав газовых выбросов допускает применение каталитиче-
ского метода дожигания вредных веществ, то взамен топки можно уста-
новить каталитические аппараты.
Принципиальная схема энергоиспользования при этом сохраняется,
что и приводит к сокращению расхода топлива на технологические нужды.
549
Минимальный расход топлива при этом не должен быть меньше по-
требного для работы очистного устройства В > Во.
Если Вт < Во и L > Д, взамен топки рационально использовать нагрева-
тельно-очистное устройство с комбинированным термокаталитическим до-
Рис. 6.6. Принципиальная схема обогрева и вентиляции технологического обору-
дования с использованием устройства термической очистки газовых выбросов
1... 10 - то же, что на рисунке 6.5; 11 - устройство термической очистки газовых
выбросов; 12 - подогреватель загрязняющих газов; 13 - заслонка; 14 — линия воз-
врата очищенных газов на циркуляцию; 15 - дымосос
жиганием вредных веществ. Работа устройства термокаталитической очи-
стки выбросов понятна из рис. 6.7. Загрязненные газы отсасываются из тех-
нологического оборудования 5 по линии 7 вентилятором 8 и затем разде-
ляются на два потока. Часть из них, численно равная количеству воздуха,
необходимого для сжигания технологического топлива, поступает на тер-
мическую очистку в топку 11. Избыточное количество газов поступает в
теплообменник 75, где подогревается до температур начала реакции ката-
литического окисления вредных веществ 300—400°С и затем направляется в
реактор 12 на очистку. Очищенные каталитическим способом газы могут
удаляться в атмосферу или использоваться в смеси с очищенными терми-
ческим способом для обогрева технологического оборудования. Топка вы-
бирается по расходу топлива на технологический процесс. Газы, идущие на
каталитическую очистку, подогреваются до температур начала реакции
окисления за счет тепла от дожигания горючих компонентов выбросов
термическим способом.
Если в рассматриваемом варианте для очистки выбросов применять
только устройство термического дожигания, то расход топлива определяет-
ся в нем по расходу его на процесс очистки. Так как Во > Вт и имеется из-
быток теплоты, то химическое и физическая теплота самих газовых выбро-
сов на нужды технологии не может быть утилизировано полностью. В этом
случае количество выбросов в атмосферу соответствует технологическим
выбросам.
550
Глава VI
Рис. 6.7. Принципиальная схема обогрева и вентиляции технологического
оборудования с использованием устройства комбинированной термической
и каталитической очистки газовых выбросов
1... 11 - то же, что на рисунке 6.5; 12 - реактор с катализатором; 13 - заслонка;
14 - линия отсоса газовых выбросов, очищенных каталитическим дожиганием;
15 - подогреватель выбросов, идущих на каталитическую очистку; 16 - линия
отсоса газовых выбросов, очищенных термически; 17 - линия возврата очищен-
ных газов на рециркуляцию; 18 - дымосос
ПРИМЕР 6.19. Для технологической установки по данным примера
6.17 разработать систему вентиляции и обогрева при условии объединения
топочного и очистного устройства в единый агрегат и произвести расчет
расхода топлива при условии, что в топочном устройстве расходуется газ в
количестве £т = 70 м3 7ч с коэффициентом избытка воздуха а= 1,7 при годо-
вом фонде времени работы оборудования тг=4000 ч. Увеличение расхода
топлива на технологические нужды не допускается.
Решение. Оборудование технологической установки автономной
системы очистки, как рассмотрено в примере 6.17, не имеет функциональ-
ной связи с системой обогрева оборудования и общий расход топлива Вс
будет равен сумме
Вс = В, + Во = 70+19,5 = 89,5 м3/ч.
Для выполнения задания по разработке системы попутной термиче-
ской очистки газовых выбросов определяем количество воздуха, необхо-
димого для сжигания технологического топлива,
Lr=aL°Br = 1,7-9,4-70 = 1119 м3/ч;
Lr =1119>£ = 1000 м3/ч.
На основании сравнения приходим к выводу, что все количество газо-
вых выбросов можно обезвредить в топочном устройстве в режиме его тех-
нологической эксплуатации.
551
Находим расчетный расход топлива Вр в топочно-очистном устройстве
с учетом того, что воздух, идущий на горение, обладает физическим теплом
D LCy(t~tn)_ 1000-1,26(150-20)
gT-----------------70	—------------65,1 м/ч.
Определяем количество паров ксилола, содержащегося в выбросах,
идущих на сжигание одного кубометра природного газа
CHL
Вр-106
10000 1000
6.51-106
= 0,154 кг/м3.
Действительный расход топлива Вл на технологические нужды с уче-
том химического тепла газовых выбросов
^2-0,154]65,1 = 52,7 м3/с.
Экономия природного газа при совмещении с технологической схемой
обогрева системы термической очистки по сравнению с автономной составит
э= Дс~Вд 100 = 89,р~52,7 100 = 41%.
йс	89,5
Находим экономию топлива за год на технологический процесс и очи-
стку выбросов при использовании способа попутной термической очистки
Вг =(ВС-ва')тг = (89,5 - 52,7)-4000 = 147000 нм3/год.
На основе совмещения системы каталитического дожигания со схемой
обогрева технологического оборудования можно не только снизить допол-
нительные затраты, но и получить экономический эффект путем превраще-
ния горючих компонентов газовых выбросов в источник дополнительной
тепловой энергии.
Рассмотрим особенности расчета систем каталитической очистки, совме-
щенных с энергетической схемой обогрева технологического оборудования.
Мощность системы каталитической очистки - No сравнивают с мощно-
стью, необходимой на технологический процесс - NT и в зависимости от
результатов сравнения принимают решение о выборе схемы обогрева тех-
нологической установки. При этом имеют место два варианта: No < NT или
М>> N?- В первом случае, когда мощность потребления для системы очист-
ки меньше, чем на технологические нужды, последнюю уменьшают и на-
ходят как разность Ntx>=Nt; - No. Одна из схем обогрева технологической
установки при условии No < NT представлена на рисунке 6.8.
В случае, когда No > NT нагревательное устройство в системе обогрева
технологической установки ликвидируется, а его функции выполняет аппа-
рат каталитической очистки газовых выбросов. Принципиальная схема
обогрева технологической установки с использованием системы каталити-
ческого дожигания взамен электрокалорифера представлена на рисунке 6.9.
552
Глава VI
Рис. 6.8. Принципиальная схема обогрева и вентиляции технологической
установки с каталитической очисткой газовых выбросов
1 - технологическое теплоиспользующее оборудование; 2 - панельный теплооб-
менник; 3 - линия подачи теплоносителя в рабочую камеру; 4 - калорифер; 5 -
вентилятор; 6 - линия возврата очищенных газов в рабочую камеру; 7 — реактор с
катализатором; 8 - подогреватель загрязняющих газов; 9 - вентилятор системы
очистки; 10 - линия забора загрязненных газов на очистку; 11 - линия отсоса
отработанного теплоносителя на рецеркуляцию; 12 - линия выброса очищенных
газов в атмосферу; 13 - теплообменник; 14 - линия забора атмосферного воздуха;
15 - воздушный фильтр
12	13 14 15
Рис. 6.9. Принципиальная схема обогрева и вентиляции технологической
установки с использованием аппарата каталитической очистки выбросов
1... 15 - то же, что на рис.6.8; 16 - теплообменник системы каталитической
очистки выбросов
553
Из анализа схем обогрева технологических установок, представленных
на рис. 6.8 и рис. 6.9 видно, что часть очищенных газов возвращается в сис-
тему рециркуляции и, следовательно, используется для разбавления кон-
центрации вредных веществ до заданной величины взамен атмосферного
воздуха. За счет уменьшения количества выбросов в атмосферу установ-
ленная мощность NT в системе обогрева технологической установки может
быть снижена на величину которую находят из выражения
г = Г 1лъ
ф 3600^ Lo>
(6.81)
где /в - температура очищенных газов, удаляемых в атмосферу, °C.
Так как тепло от дожигания горючих компонентов поступает в схему
обогрева технологической установки, мощность, потребляемая в стацио-
нарном режиме работы, может быть уменьшена. Количество тепла от до-
жигания вредностей Nx, содержащихся в газовых выбросах, находят по
формуле
(6.82)
Если 7Vt + 77ф < 7VT - No система каталитической очистки выполняется
по упрощенной схеме, т.е. газы проходят последовательно через подогре-
ватель, реактор, где установлен катализатор, поступают в технологическую
установку (рис. 6.8). Во всех остальных случаях систему каталитической
очистки целесообразно выполнять для предварительного подогрева
(рис. 6.9). Минимальное количество воздуха, которое должно подаваться в
технологическую установку £к, определяется количеством окислителя, по-
требным для дожигания самих вредных веществ, паров растворителя, и
находят из выражения
LK=aKL°MH,	(6.83)
где ак - коэффициент избытка воздуха при каталитическом дожигании
(3+4);
L°r - теоретическое количество воздуха, потребное для сжигания 1 кг
вредных веществ.
При этом гарантируемый подсрс воздуха в технологическую установ-
ку не должен быть меньше величины, обеспечивающей концентрацию го-
рючих компонентов не выше 50% от нижнего предела взрываемости в сме-
си их с воздухом.
Совмещение систем обогрева и очистки газовых выбросов технологи-
ческого оборудования от горючих компонентов позволяет получать эконо-
мический эффект по сравнению с оборудованием, оснащенным автоном-
ными системами обезвреживания выбросов. Он достигается за счет сниже-
ния расхода топлива и электроэнергии на технологический процесс и
уменьшения капитальных затрат на сооружение автономных очистных уст-
ройств.
554
Глава VI
ПРИМЕР 6.20. Для технологической установки (пример 6.18) имею-
щей мощность для обогрева /4 = 300 кВт, разработать систему каталитиче-
ской очистки газовых выбросов при условии, что увеличение установлен-
ной мощности недопустимо.
Решение. При условии выполнения системы каталитической очистки
автономной, т.е. независимой от схемы обогрева технологического обору-
дования, общая установленная мощность
Wt=7Vt + A;=3OO+ 125,5=425,5 кВт,
что недопустимо, согласно условию задачи.
Сравниваем установленную мощность, необходимую на технологиче-
ский процесс - 300 кВт, с установленной мощностью системы каталитиче-
ской очистки - 125,5 кВт. Так как NT > No, то мощность технологического
электрокалорифера уменьшаем на величину мощности подогревателя сис-
темы очистки
Nт.о = NT - No = 300 - 125,5 = 174,5 кВт.
Энерготехнологическую схему обогрева сушильной установки выби-
раем согласно рис. 6.8.
Находим количество теплоты на технологический процесс, выделяе-
мое при дожигании паров толуола и используемое в стационарном режиме
работы
N =QL£CliLsn 41000-8000-1500-0,98 ш
1 3600-106	3600 ю6
Определяем количество толуола, которое поступает в рабочую камеру -
Мн и количество воздуха, необходимое для его дожигания
Л/н =СнАо10^ =8000 1500-10-6 =12 кг/ч;
£к=акКМи =4-113-12 = 542 м3/ч.
Находим количество воздуха, которое следует подавать в рабочую ка-
меру, чтобы гарантировать в ней содержание паров толуола не выше 50%
от нижнего предела взрываемости
м
м,
0,5 С.
12000
03-49
= 490 м3/ч.
Значения величин LK и LM сравниваем и по большему из них устанав-
ливаем выброс в атмосферу очищенных газов. Следовательно, каталитиче-
ской очистке подвергнем 1500 м3/ч, а удаляем в атмосферу только 542 м3/ч.
Определяем величину дополнительного снижения установленной
мощности электрокалорифера в системе подогрева сушильного агента за
счет сокращения количества газовых выбросов в атмосферу. Температуру,
с которой очищенные газы удаляются в атмосферу принимаем - 200°С
555
Л^ф =
LOC, Г
3600
1500 1,31 Л20
3600 \
542-200А
1500 J
= 26 кВт.
Находим действительную мощность - Nn электрокалорифера, установ-
ленного в системе подогрева сушильного агента и мощность, потребляе-
мую им в стационарном режиме работы сушильной установки - Nc
= NT о - 7Уф = 174,5 - 26 = 148,5 кВт;
х =148,5-134 = 14,5 кВт;
Так как условие - Nx + Уф = 160 кВт < NT - No= 174,5 кВт соблюдается,
то выполнение системы каталитической очистки по упрощенной схеме яв-
ляется оптимальным вариантом.
Подсчитаем экономию электроэнергии на сушильной установке с ис-
пользованием аппарата каталитической очистки для целей се обогрева по
сравнению с аналогичной установкой без очистки газовых выбросов при
двухсменной работе, годовой фонд времени примем тг=4000 ч
УО=(УХ + Уф)тг=(134 + 26)-4000 = 640000 кВт-ч/год.
В том случае, когда очистка вентиляционных выбросов производится
путем улавливания вредных веществ, например, в циклонах, скрубберах,
рукавных фильтрах и т.д., необходимо давать предложения по использова-
нию полученного продукта в народном хозяйстве. Например, если уловле-
ны отходы переработки зерновых культур, пищевых продуктов, то они
могут быть после переработки и гранулирования предложены на корм
скоту. Неорганические отходы, шлам необходимо рассмотреть с точки
зрения возможности их использования в промышленности строительных
материалов.
При разработке систем очистки выбросов конденсационным, адсорб-
ционным и абсорбционным методами необходимо обосновывать предло-
жения по использованию продукта, полученного в процессе регенерации.
Например, если при углеадсорбционном способе уловлены спирты, раство-
рители и т.п., то после конденсации и отделения от воды они могут быть
повторно использованы на технологические нужды. Возможны варианты
полезного использования самого адсорбента насыщенного веществами,
загрязняющими вентиляционные выбросы. Например, если для улавлива-
ния примесей в рециркуляционном воздухе животноводческих сооружений
использовать торф, то после его насыщения азотистыми и другими соеди-
нениями ценность его в качестве удобрения повышается.
Учитывая многообразие технологических процессов, на проектируе-
мых объектах студенту представляются широкие возможности для само-
стоятельной творческой работы по использованию уловленных отходов в
качестве сырья и энергоресурсов.
556
Глава VI
В качестве реализации подобных возможностей приводим решение
примера 6.19 другим способом при условии, что расход топлива на техно-
логические нужды не позволяет использовать топку для дожигания вредно-
стей в энергосберегающем режиме.
ПРИМЕР 6.21. Для технологической установки по данным примеров
6.17 и 6.19 разработать энергосберегающую систему очистки газовых вы-
бросов, совмещенную со схемой обоцэева при условии, что расход природ-
ного газа на технологические нужды Вт- 30 м3/ч.
Решение. Расчет системы термической очистки в автономном испол-
нении не производим, так как он совпадает с расчетными данными примера
6.17. Расход топлива на очистку составляет Во— 19,5м3/ч. При этом суммар-
ный расход природного газа на технологические нужды и очистку выбро-
сов составит
/?с=30+ 19,5=49,5 м3/ч.
Находим расход воздуха, потребного для сжигания технологического
топлива при заданном коэффициенте избытка воздуха - 1,7 и сравниваем
его с количеством газовых выбросов аналогично как в примере 6.19.
Д = 1,7-9,4-30=479 м’/ч;
£, =479 <£, = 1000 м3/ч.
На основании сравнения приходим к выводу, что в топочном устройстве
в режиме сжигания технологического топлив можно очистить лишь часть
газовых выбросов, а для оставшегося количества - 1000-479 = 521 м3/ч не-
обходимо дополнительное решение. Например, выполнить принципиаль-
ную схему обогрева и вентиляции технологического оборудования, как
показано на рис. 6.7. В таком варианте дополнительно появляется система
каталитического дожита с реактором. Но есть и альтернативный вариант
избежать дополнительных капитальных затрат. Возможно убрать техноло-
гическую топку, а вместо нее установить устройство термической очистки,
как показано на рисунке 6.6 и использовать его также и для обогрева тех-
нологического теплоиспользующего оборудования. Однако, в этом вариан-
те выбор устройства термического дожигания выбросов будет осуществ-
ляться не по расходу топлива на очистку - 19,5 м3/ч, а по его потребности
на технологические нужды, т.е. обогрев оборудования - 30 м3/ч.
Определяем расход природного газа в стационарном режиме работы
устройства термической очистки с учетом физической теплоты выбросов
„	_ 479-1,26 (150-20)	„ 3/
В. = 30------„	= 27,7 м3/ч.
р	33500
Находим количество паров ксилола, содержащихся в выбросах, иду-
щих на сжигание одного кубометра природного газа:
557
104 1000
27,7 IO6
= 0,361 кг/м3.
Действительный расход топлива на технологические нужды с учетом
использования химической теплоты газовых выбросов составляет:
^=11-5^-°’361|-27’7 = 15’4м3/ч-
При этом минимальный расход природного газа должен определяться
исходя из режима обеспечения очистки газовых выбросов до установленных
норм и не может быть менее расчетного на очистку, а именно - 19,5 м3/ч.
Экономия природного газа при использовании устройства термиче-
ской очистки дополнительно в качестве оборудования для обогрева техно-
логической установки составит
до 5-19 5
Э =	-100 = 60,6%.
1	5
Определяем экономию природного газа за год
Вг = (49,5 -19,5) • 4000 = 120000 м3/год.
При расчете экономической эффективности от применения систем
очистки, совмещенных с системой обогрева технологического оборудова-
ния, следует дополнительно учитывать и уменьшение капитальных затрат
за счет многофункционального использования очистного оборудования.
Литература
1.	Беспамятное Г.П., Кротов Ю.А. Предельно допустимые концентрации химиче-
ских веществ в окружающей среде. Справочник - Л.: Химия, 1985. - 528 с.
2.	ГОСТ 17.2.3.02-78. Охрана природы. Атмосфера. Правила установления допус-
тимых выбросов вредных веществ промышленных предприятий. - М.: Государ-
ственный комитет по стандартам. 1987. - 13 с.
3.	Инструкция о порядке рассмотрения, согласования и экспертизы воздухоохран-
ных мероприятий и выдачи разрешений на выброс загрязняющих веществ по
проектным решениям. ОНД 1-84. -М.: Гидрометеоиздат, 1984.— 23 с.
4.	Инженерная экология. Учебник для ВТУЗ. Под ред. В.Т.Медведева. - М.: Гар-
дарики, 2002.
5.	Курсовое и дипломное проектирование по вентиляции гражданских и промыш-
ленных зданий. / Б.П. Титов, Э.В. Сазонов, Ю.С. Краснов и др./ - М.: Стройиз-
дат, 1985.-208 с.
6.	Мазур И.И., Молодованов О.И. Курс инженерной экологии. Учебник для ВТУЗ.
- М.: Высшая школа, 1999.
7.	Методика расчета концентраций в тмосферном воздухе вредных веществ, со-
держащихся в выбросах предприятий. ОНД-86. - Л.: Гидрометеоиздат, 1987.
-93 с.
558
Глава VI
8,	Еремкин А.И., Квашнин И.М., Юнкеров Ю.И. Нормирование выбросов загряз-
няющих веществ в атмосферу. Учебное пособие. - М.: изд. АСВ, 2000. - 176 с.
9.	Сазонов Э.В. Теоретические основы расчета вентиляции. - Воронеж: Воронеж-
ский университет, 1985.-С. 108-140.
10.	Санитарные нормы проектирования промышленных предприятий. СН 245-71.:
Стройиздат, 1972. - 95 с.
11.	Сборник методик по расчету выбросов в атмосферу загрязняющих веществ раз-
личными производствами. - Л.: Гидрометеоиздат, 1986. - 183 с.
12.	Сенькевич Э.В., Курпан М.И. Термическая очистка газовых выбросов сушиль-
ных установок. - Мн.: Вышэйшая школа, 1980. - 127 с.
13.	Справочник по пыле- и золоулавливанию /М.И. Биргер, П.Ю. Вальдберг,
Б.И. Мягков и др./ под общей редакцией А.А. Русанова. - М.: Энергоатомиздат,
1983.-312 с.
14.	Челноков А.А., Ющенко Л.Ф. Основы промышленной экологии. Учебное посо-
бие. - Мн.: Высшая школа, 2001. - 343 с.
15.	Штокман Е.А. Очистка воздуха. - М.: изд. АСВ, 1999. - 320 с.
16.	Энергосбережение в системах теплоснабжения, вентиляции и кондиционирова-
ния воздуха: Справочное пособие /Л.Д. Богуславский, В.И. Ливчак, В.П. Титов и
др./ под ред. Л.Д. Богуславского и В.И. Ливчака. - М.: Стройиздат, 1990. - 624 с.
17.	Пахомова Н.В., Рихтер К.К. Экономика природопользования и охраны окру-
жающей среды. Учебное пособие. C-Петербургский университет, 2001. - 220 с.
559
Приложение 6.1.
Г енплан
Спецификация
объектов
генплана
План-схема
проектируемого объекта
Характеристика
отопительно-вентиляционных систем
(рассчитанных)
Штамп
Приложение 6.2
Краткое содержание дисциплины «Инженерная экология»
Тема 1. Введение в инженерную экологию
Содержание, цели, задачи и основные понятия предмета. Историче-
ское и современное содержание охраны природы. Особенности охраны
окружающей среды в XXI веке. Место дисциплины «Инженерная эколо-
гия» в подготовке инженера по специальности «Теплогазоснабжение, вен-
тиляция и охрана воздушного бассейна» на современном этапе научно-
технического прогресса.
Тема 2. Нормирование качества окружающей среды
Санитарно-гигиенические и физико-химические свойства загрязните-
лей окружающей среды. Их классификация по токсичности. Вещества, об-
ладающие суммацией вредного воздействия. Пожаро- и взрывоопасность
вредных компонентов в выбросах и отходах.
Критерии качества окружающей среды. Предельно допустимые концен-
трации (ПДК). ПДК загрязняющих веществ в воздухе рабочей зоны, промп-
лощадок, населенных мест. Принципы установления ПДК. Роль ПДК в охра-
не окружающей среды. Приведенные ПДК и массовый выброс для веществ,
обладающих суммацией вредного воздействия. Определение доминирующей
вредности по нормативным параметрам из ряда различных компонентов.
Предельно допустимый выброс (ПДВ) загрязняющих веществ в атмо-
сферу. Правила разработки норм ПДВ. Порядок введения норм ПДВ в дей-
560
Глава VI
ствие. Временно согласованный выброс (ВСВ). Расчет допустимых кон-
центраций вредных веществ в технологических выбросах. Расчет категории
опасности предприятия (КОП). Расчет и обоснование санитарно-защитной
зоны (СЗЗ) предприятия. Критерии качества потребляемой воды. Критерии
загрязнения сточных вод. Комплексный анализ состояния окружающей
среды. Понятие предельно допустимой экологической нагрузки (ПДЭН) и
принципы ее формирования.
Тема 3. Инженерные методы расчетов качественного и
количественного состава выбросов от промышленных
объектов в окружающую среду
Основные антропогенные источники загрязнения окружающей среды:
промышленность, транспорт, отопительно-производственные котельные,
сельское хозяйство, бытовая сфера.
Классификация источников и характеристики их выбросов: организо-
ванные и неорганизованные, точечные и линейные, непрерывные, периоди-
ческие, мгновенные. Особенности технологических процессов различных
производств с точки зрения выделений вредных веществ в окружающую
среду. Методы расчета выброса вредностей технологическим оборудовани-
ем промышленных предприятий по удельным показателям и расчетными
методами. Расчеты выбросов загрязняющих веществ в атмосферу при сжи-
гании топлива и от транспортных средств. Расчеты выделений вредностей
по укрупненным показателям.
Тема 4. Методы определения уровня загрязнения атмосферного
воздуха вредными компонентами газовых выбросов
Распространение загрязнителей в атмосфере. Влияние климатических,
рельефных условий и архитектурно-планировочных решений на распро-
странение загрязнителей. Диффузия загрязнителей в атмосфере. Методы
исследований. Распространение загрязняющих веществ в воздухе от ста-
ционарных источников. Инженерные методы расчета полей концентраций
загрязняющих веществ. Расчет оптимальной высоты выброса. Использова-
ние ЭВМ для оценки загрязнения атмосферы технологическими и вентиля-
ционными выбросами.
Тема 5. Экологические экспертиза, паспортизация и
сертификация промышленных объектов
Общие положения экологической экспертизы промышленных объек-
тов. Цель и объекты экологической экспертизы. Субъекты экспертизы.
Принципы и требования к экологической экспертизе. Состав экспертного
заключения. Организация экологической экспертизы в нашей стране и за
рубежом. Экологический паспорт промышленного предприятия. Структура
и содержание. Порядок составления и утверждения экологического паспор-
та промышленного объекта.
Цели, задачи и место сертификации в инженерной экологии.
561
Тема 6. Анализ риска технологий и основы пожаро- и
взрывобезопасности при очистке и утилизации газовых
выбросов
Анализ риска производства как современное направление в экологи-
ческой экспертизе. Оценка риска технологий и управления риском. Пре-
делы взрываемости горючих компонентов в смеси с воздухом. Расчет
взрывобезопасных концентраций вреднестей в газовых выбросах. Инже-
нерные методы обеспечения взрывобезопасности оборудования при очи-
стке вентиляционных выбросов. Флегматизация взрывчатых смесей. От-
ложения горючих компонентов в системах вентиляции и методы борьбы с
ними. Самовозгорание отложений в системах вентиляции. Огнепрегради-
тели и их применение в системах очистки газовых выбросов. Взрывные
клапаны в системах очистки газовых выбросов. Методология выбора мест
их установки и расчета. Стадии управления и действий в чрезвычайных
ситуациях.
Тема 7. Инженерные методы создания экологически чистых
производств
Пути снижения загрязнений окружающей среды промышленными вы-
бросами. Технологические мероприятия. Санитарно-технические меро-
приятия. Архитектурно-планировочные мероприятия. Методы и средства
очистки газовых выбросов в атмосферу от пылей и газов. Утилизация теп-
лоты вентиляционных и технологических газовых выбросов. Анализ тра-
диционных технических решений. Понятия малоотходного и безотходного
производства. Оценка безотходности производства. Основные принципы
создания безотходных производств. Практические примеры осуществления
малоотходных энергосберегающих производств в системах теплогазоснаб-
жения и вентиляции. Методы их расчета. Особенности изобретательской
работы в области охраны окружающей среды.
Тема 8. Экологический контроль и мониторинг природно-
технических геосистем
Методы определения концентраций твердых примесей в воздухе. От-
бор проб в газоходах и атмосфере. Определение содержания в воздухе за-
грязняющих паров и газов. Отбор проб. Методы анализа. Расчет концен-
траций определяемых веществ. Контроль загрязнения атмосферы. Правила
выбора контрольных точек. Периодичность отбора проб контролируемых
ингридиенгов. Контроль метеоусловий. Контроль фактических выбросов
загрязняющих веществ в атмосферу. Выбор места отбора проб для анализа.
Периодичность отбора проб. Контролируемые параметры и их измерения.
Паспортизация пыле- и газоулавливающих установок. Контроль за загряз-
нением водоемов. Контроль за эффективностью очистки сточных вод. Мо-
ниторинг природнотехнических геосистем. Цели, структура и задачи на-
циональной и глобальной системы мониторинга окружающей среды.
562
Глава VI
Тема 9. Экономическая оценка ущерба, наносимого загрязнением
окружающей среды
Понятие ущерба от загрязнения и методы его оценки. Ущерб, наноси-
мый выбросами промышленных предприятий. Ущерб, наносимый при
строительстве и эксплуатации топливо-сжигающих установок, газо- и теп-
лопроводов. Определение экономической эффективности природоохран-
ных мероприятий. Законодательные и нормативные документы.
Примерный перечень практических занятий
1.	Сбор и анализ данных по санитарно-гигиеническим, физико-хими-
ческим свойствам компонентов, загрязняющих окружающую среду, с ис-
пользованием нормативных документов.
2.	Определение качественного и количественного состава вредных ве-
ществ в выбросах промышленных объектов, например, механических, сва-
рочных, кузнечных, термических, окрасочных, гальванических, деревооб-
рабатывающих и других цехах.
3.	Расчет выбросов вредных веществ при сжигании топлива и от
транспорта.
4.	Определение доминирующей вредности при расчетах воздействия
промышленного объекта на окружающую среду.
5.	Расчет концентрации доминирующего вещества в заданных точках
по методике расчетов рассеивания вредностей в атмосфере и на ЭВМ.
6.	Определение коэффициента опасности промышленного объекта и
расчет санитарно-защитной зоны с учетом розы ветров.
7.	Расчет экономического ущерба от загрязнения окружающей среды,
величин налогов и штрафов.
8.	Расчет экономического эффекта от природоохранных мероприятий.
9.	Составление экологического паспорта промышленного объекта с
анализом составных его частей.
10.	Расчет систем вентиляции и очистки газовых выбросов по услови-
ям взрывобезопасности.
11.	Анализ и оценка экологической безопасности промышленного объ-
екта по риску техногенных катастроф.
563
Приложение 6.3
Предельно допустимые концентрации (ПДК) вредных веществ в воздуха
рабочей зоны и атмосферном воздухе населенных пунктов
Наименование вещества	пдкрз мг/м3	пдкмр мг/м3	пдксс мг/м3	Класс опас- ности	Особенно- сти дейст- вия на ор- ганизм
1. Азот диоксид	2	0,085	0,04	2	
2. Акролеин	0,2	0,03	0,03	2	О
3. Аммиак	20	0,2	0,04	4	
4. Ацетон	200	0,35	0,35	4	
5. Бензол*	15	1,5	0,1	2	К
6. Ксилол	50	0,2	0,2	3	
7. Озон	0,1	0,16	0,03	1	О
8. Ртуть металлическая	0,01	0,0003	0,0003	1	
9. Свинец и его соединения	0,01		0,0003	1	
10. Серная кислота*	1	0,3	0,1	2	
11. Сернистый ангидрид*	10	0,5	0,05	3	*
12. Сероводород*	10	0,008	0,008	2	
13. Сероуглерод	1	0,03	0,005	2	о
14. Спирт метиловый*	5	1	0,5	3	
15. Стирол	30	0,04	0,002	2	
16. Толуол	50	0,6	0,6	3	
17. Углерода оксид*	20	5	3	4	
18. Уксусная кислота*	5	0,2	0,06	3	о
19. Фенол*	0,3	0,01	0,003	2	
20. Формальдегид*	0,5	0,035	0,003	2	О,А
21. Хлор*	1	0,1	0,03	2	О
22. Хром шестивалентный	0,01	0,0015	0,0015	1	А,К
23. Циклогексан	80	1,4	1,4	4	
24. Этиловый спирт	1000	5	5	4	
Примечание. Условные обозначения:
* - требуется специальная защита кожи и глаз;
О - вещества с остронаправленным механизмом действия, требующие автоматиче-
ского контроля за их содержанием в воздухе;
А - вещества, способные вызывать аллергические заболевания в производственных
условиях;
К - канцерогены.
564	Глава VI
Приложение 6.4
Группы веществ, обладающие эффектом суммации [8]
1.	Аммиак, сероводород.
2.	Аммиак, сероводород, формальдегид.
3.	Аммиак, формальдегид.
4.	Азота диоксид и оксид, мазутная зола, серы диоксид.
5.	Азота диоксид, гексан, углерода оксид, формальдегид.
6.	Азота диоксид, гексан, серы диоксид, углерода оксид.
7.	Азота диоксид, серы диоксид.
8.	Азота диоксид, серы диоксид, углерода оксид, фенол.
9.	Ацетон, акролеин, фталевый ангидрид.
10.	Ацетон, трикрезол, фенол.
11.	Ацетон и фенол.
12.	Ацетон и ацетофенон.
13.	Ацетон, фурфурол, формальдегид и фенол.
14.	Аэрозоли пятиокиси ванадия и сернистый ангидрид.
15.	Аэрозоли пятиокиси ванадия и трехокиси хрома.
16.	Бензол и ацетофенон.
17.	Свинца оксид, серы диоксид.
18.	Сероводород, формальдегид.
19.	Сернокислые медь, кобальт, никель и серы диоксид.
20.	Серы диоксид, окись углерода, фенол и пыль конверторного производства.
21.	Серы диоксид и фенол.
22.	Серы диоксид и фтористый водород.
23.	Серы диоксид, трехокись серы, аммиак и окислы азота.
24.	Серы диоксид и кислоты серная.
25.	Серы диоксид и никель металлический.
26.	Серы диоксид и сероводород.
27.	Сероводород и динил.
28.	Сильные минеральные кислоты (Серная, соляная и азотная).
29.	Углерода оксид и пыль цементного производства.
30.	Уксусная кислота и уксусный ангидрид.
31.	Фенол и ацетофенон.
32.	Фурфурол, метиловый и этиловый спирты.
33.	Циклогексан и бензол.
34.	Этилен, пропилен, бутилен и амилен.
565
Приложение 6.5
Коэффициенты местных сопротивлений циклонов диаметров
500 мм и оптимальные скорости движения воздуха
Марка циклона	Скорость движения воздуха, м/с		Значение циклонов				
			с выбросом в атмосферу		с улиткой на выхлопной трубе		при групповой установке
		W		4	4ц	4	4ц
ЦН-11	3,5	—	250	6,1	235	5,2	215
ЦН-15	3,5	—	163	7,8	150	6,7	140
ЦН-15у	3,5	—	170	8,2	158	7,5	148
ЦН-24	4,5	—	80	10,9	73	12,5	70
СДК-ЦН-33	2	—	600	20,3	500	31,3	—
СК-ЦН-34м	2	—•	2000	 —	—	30,3	—
СК-ЦН-34	1,7	—	1150	24,9	—	30,3	 •
СИОТ	—	12-15		6	—	4,2	—
ЛИОТ	—	12-15	—	4,2	—	3,7	—
вцнииот	—	12-18	—	10,5	—	10,4	1 '
Приложение 6.6
Зависимости температуры и давления от расстояния
до поверхности Земли
-100 -80 -60 -40 -20 0 +20
566
Глава VI
Приложение 6.7
Примерное планирование защиты атмосферы
Раздел и стадия планирования	Подразделение	Продолжи- тельность
Прогнозирование загрязнений (долгосрочный примерный прогноз загрязнения атмосферы)	определенный регион, группа стран	20...30 лет
Создание концепции загрязнения атмосферы (основная концепция, базирующаяся на долго- временных, постоянных условиях, т.е. топлив- ных и сырьевых ресурсах, международных соглашениях и т.д., на обобщенном подходе к долговременному планированию развития)	определенный регион, группа стран	10...15 лет
Программа ограничения и контроля выбросов:		до 5 лет
• стратегия защиты атмосферы (разработанные концепции защиты атмосферы в виде пяти- летних планов в рамках планирования охра- ны окружающей среды - планы средней про- должительности)	определенный регион, группа стран	5 лет
• тактика ограничения выбросов (оперативные программы и системы - краткосрочное пла- нирование)	в выбранных областях	
• зональная (районная и местная) тактика сни- жения выбросов в районах воздействия (пре- двыборные экологические программы) и т.д.	город, область, район	от 1 года до нескольких лет
• временная тактика подавления выбросов при неблагоприятных метеорологических ситуа- циях (аварийные системы, т.е. прогнозные и сигнальные системы в районах воздействия, сочетающиеся с системами регулирования от наиболее'важных источников)	город, область, район	несколько суток
567
Приложение 6.8
Классификация токсичных веществ
Группа	Вредные вещества	Признаки отравления
1	Нервные - углеводороды, анилин, серо- водород, аммиак, фосфорорганические вещества и др.	Расстройство функций нерв- ной системы, мышечные су- дороги, паралич
2	Раздражающие - хлор, аммиак, двуокись серы, туманы кислот, окислы азота, аро- матические углеводороды и др.	Поражение верхних и глу- боких дыхательных путей
3	Прижигающие и раздражающие кожу и слизистые оболочки — неорганические кислоты, щелочи, ангидриды и др.	Поражает кожные покровы с образованием нарывов
4	Ферментные — синильная кислота и ее со- ли, мышьяк, соли ртути (сулема), фос- форорганические соединения и др.	Нарушают структуру фер- ментов
5	Печеночные — хлорированные углеводо- роды, бромбензол, фосфор, селен и др.	Вызывают структурные из- менения в печени
6	Кровяные - окись углерода, свинец и его соединения и др.	Взаимодействуют с гемо- глобином
7	Мутагены - соединения свинца, хрома, ртути и др.	Воздействуют на генетиче- ский аппарат клетки
8	Аллергены - соединения никеля, пыльца и др.	Вызывают изменения в ре- активной способности ор- ганизма
9	Канцерогены - каменноугольная смола, 3,4 - бензопирен, бензол, формальдегид, хлороформ и др.	Вызывают образование зло- качественных опухолей
568
ГЛАВА VII. Теплотехнический расчет наружных
ограждающих конструкций отапливаемых
зданий
7.1.	Основные положения теплотехнического
проектирования наружных ограждающих конструкций
При проектировании наружных ограждающих конструкций зданий и
сооружений необходимо соблюдать требования строительных норм [1].
Наружные ограждающие конструкции совместно с системами инже-
нерного оборудования (отопление, вентиляция и кондиционирование воз-
духа) должны обеспечивать нормируемые параметры микроклимата поме-
щений при минимальном энергопотреблении.
При проектировании наружных ограждающих конструкций следует
учитывать взаимовлияние их и систем инженерного оборудования.
С целью значительного повышения теплозащитных качеств наружных
ограждающих конструкций их следует конструировать, как правило, мно-
гослойными, разделяя между составляющими их слоями прочностные и
теплофизические функции. При этом отдельные слои конструкции могут
частично совмещать вышеуказанные функции.
При размещении слоев в многослойной наружной ограждающей кон-
струкции следует соблюдать следующее:
— материалы с более высокими коэффициентами теплопроводности и
теплоусвоения и более низким коэффициентом паропроницаемости целе-
сообразно располагать в конструкции со стороны помещения, что обеспе-
чивает более высокую температуру внутренней поверхности в местах теп-
лопроводных включений и узлах сопряжения ограждающих конструкций
(стен между собой, стен и перекрытий и др.), повышает теплоустойчивость
ограждающих конструкций и помещений при колебаниях температуры на-
ружного воздуха и теплоотдачи отопительных приборов в системах ото-
пления периодического действия, а также улучшает влажностный режим
материалов в конструкции. При этом наружный слой должен отвечать тре-
бованиям действующих нормативных документов по огнестойкости и мо-
розостойкости.
При выполнении наружного слоя ограждающей конструкции из мате-
риала с более высоким коэффициентом теплопроводности и более низким
коэффициентом паропроницаемости, чем у материала внутреннего слоя
конструкции, целесообразно предусматривать устройство воздушной про-
слойки, вентилируемой наружным воздухом и располагаемой между на-
ружным слоем конструкции и основными ее слоями.
Толщина вентилируемой воздушной прослойки в покрытиях должна
быть не менее 150 мм, в наружных стенах - в пределах 50-100 мм.
При конструировании наружных ограждающих конструкций с замкну-
тыми воздушными прослойками следует иметь ввиду:
569
-	располагать воздушные прослойки рекомендуется ближе к наружной
стороне ограждающей конструкции;
-	целесообразно создавать несколько воздушных прослоек меньшей
толщины, чем одну суммарной толщины;
-	замкнутые воздушные прослойки должны иметь высоту не более
высоты этажа или не более 3,6 м;
-	толщину замкнутых воздушных прослоек рекомендуется предусмат-
ривать в пределах 15-30 мм;
-	в наружных стенах зданий с мокрым и влажным режимом устраивать
замкнутые воздушные прослойки не следует.
При проектировании крупнопанельных или объемно-блочных зданий
необходимо стремиться к тому, чтобы сопротивление теплопередаче сты-
ков панелей или блок-комнат по возможности было не ниже сопротивления
теплопередаче наружной стеновой панели (наружной стены блок-комнаты).
При конструировании ограждающих конструкций необходимо преду-
сматривать мероприятия по предотвращению увлажнения материалов в
конструкции за счет воздействия атмосферной и грунтовой влаги, влаги
производственных и хозяйственно-бытовых процессов и проникания
внутрь ограждения водяного пара.
7.2.	Расчетные условия
Расчетные значения параметров внутреннего и наружного воздуха для
теплотехнических расчетов ограждающих конструкций определяют сле-
дующим образом.
Расчетные температуру и относительную влажность внутреннего воз-
духа принимают по табл. 4.1 [1] для помещений жилых, общественных, ад-
министративных и бытовых зданий и сооружений. Расчетные температуру и
относительную влажность внутреннего воздуха для помещений производст-
венных и вспомогательных зданий промышленных предприятий, а также
сельскохозяйственных и складских помещений и сооружений определяют
по нормам технологического проектирования соответствующих зданий.
Расчетную зимнюю температуру наружного воздуха предварительно
принимают по табл. 4.3 [1] с учетом тепловой инерции ограждающей кон-
струкции по табл. 5.2. При этом величину тепловой инерции рассчитывают
по формуле (7.1), исходя из значения нормативного сопротивления тепло-
передаче соответствующей конструкции по табл. 5.1 [1]:
D — R\S\ + 7?2‘^2	>	(У- 1)
где R2, ..., RH- термические сопротивления отдельных слоев конструк-
ции, определяемые по [1, (5.5)];
Si,	S2, ..., SH - расчетные коэффициенты теплоусвоения материала сло-
ев конструкции в условиях эксплуатации согласно данных [1, табл.
4.2], принимаемые по [1, табл.А.1].
570
Глава VII
После расчета сопротивления теплопередаче ограждающей конструк-
ции уточняют ее тепловую инерцию и при необходимости уточняют значе-
ние расчетной зимней температуры наружного воздуха и сопротивления
теплопередаче ограждающей конструкции.
Влажностный режим помещений и условия эксплуатации ограждаю-
щих конструкций зданий и сооружений в зимний период принимают по [1,
табл. 4.2] в зависимости от температуры и относительной влажности внут-
реннего воздуха.
Среднюю температуру наружного воздуха за отопительный период и
его продолжительность принимают по [1, табл. 4.4], а среднюю относи-
тельную влажность наружного воздуха по месяцам - по [1, табл. 4.7].
Наибольшую из средних скоростей ветра по румбам с повторяемостью
16% и более по месяцам зимнего периода определяют по [1, табл. 4.5].
Пример расчета 7.2.
Определить расчетную зимнюю температуру наружного воздуха для
нахождения требуемого сопротивления теплопередаче наружной стены
крупнопанельного жилого дома (КПД) с трехслойными железобетонными
панелями с утеплителем из полистирольного пенопласта плотностью 25
кг/м3 и бетонными слоями из тяжелого бетона плотностью 2400 кг/м3 для
Могилевской области.
Расчетная температура внутреннего воздуха 18°С, относительная
влажность - 55% [1, табл. 4.1].
Режим помещений - нормальный, условия эксплуатации ограждаю-
щих конструкций - Б [1, табл. 4.2].
Определяем тепловую инерцию конструкции, исходя из значения нор-
мативного сопротивления теплопередаче, которое в соответствии с табл.
5.1 [1] для наружных стен КПД составляет 2,5м2-°С/Вт.
Термическое сопротивление отдельных слоев панели составляет:
- для бетонных слоев [1, (5.5)]:
я, =^±81,	(7.2)
где 81 и 82 ~ толщина внутреннего и наружного бетонных слоев, соответ-
ственно 0,08 м и 0,06 м;
Aq - коэффициент теплопроводности тяжелого бетона равный 1,86
Вт/(м °С), [1,табл. АЛ];
Л, = °>08 + 0'06 = 0,075
1>86	м2оС/Вт,
-для утеплителя [1, (5.6)]:
Лг=Яти»ри-Г-;-+77- + Л|.	(7-3)
кав ан J
571
где Лгнорм - нормативное сопротивление теплопередаче, м2-°С/Вт [1, табл.
5.1];
ав и ан - коэффициенты теплоотдачи внутренней и наружной поверх-
ностей, соответственно 8,7 и 23 Вт/м2-°С [1, табл. 5.7].
*т=2,5-
—+—
8,7 2,3
+ 0,075 = 2,267 м2 оС/Вт,
Тепловая инерция по формуле (7.1):
D = ад + R2S2 = 0,075 • 17,88 + 2,267 • 0,39 = 2,225,
где 51 и S2 - коэффициенты теплоусвоения бетона и пенополистирола, со-
ответственно 17,88 и 0,39 Вт/(м2оС), [1, табл. А.1].
В соответствии с [1, табл. 5.2] при тепловой инерции ограждающей
конструкции в пределах 1,5-4,0 в качестве расчетной зимней температуры
наружного воздуха принимается температура наиболее холодных суток обес-
печенностью 0,92, которая для Могилевской области составляет tK =-29°С
[1, табл. 4.3].
После расчета сопротивления теплопередаче наружной стены уточня-
ют ее тепловую инерцию по (7.1) и, если она выйдет из пределов от 1,5 до
4,0, принимают расчетную зимнюю температуру наружного воздуха, соот-
ветствующую новому значению тепловой инерции и повторно рассчиты-
вают сопротивление теплопередаче.
7.3.	Сопротивление теплопередаче наружных
ограждающих конструкций
Ограждающие конструкции зданий должны иметь определенное зна-
чение сопротивления теплопередаче, от которого зависят затраты на экс-
плуатацию зданий и санитарно-гигиенические условия помещений.
Наружные ограждающие конструкции, за исключением заполнения
проемов (окон, фонарей, витрин, дверей, ворот) и ограждающих конструк-
ций помещений, в которых имеются избытки явной теплоты, должны иметь
сопротивление теплопередаче RT, м2-°С/Вт, равное экономически целесооб-
разному, но не менее требуемого сопротивления теплопередаче, опреде-
ляющего санитарно-гигиенические условия, и не менее нормативного со-
противления теплопередаче, установленного [1].
Расчет сопротивления теплопередаче производят следующим образом.
Вначале определяют требуемое сопротивление теплопередаче, /?тгр,
м2-°С/Вт, по формуле (7.3). Затем с учетом тепловой инерции D, соответст-
вующей^, определяют требуемое сопротивление теплопередаче:
7^ =	(7.4)
F ав • Д/в
где п - коэффициент, учитывающий положение наружной поверхности
512
Глава VII
ограждающей конструкции по отношению к наружному воздуху по [1,
табл. 5.3];
4 и tK - расчетные температуры,°C, внутреннего и наружного воздуха,
определяемые в соответствии с разделом 1.2;
ав — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-°С), внутренней поверхности
ограждающей поверхности ограждающей конструкции по [1, табл. 5.4];
&4 - расчетный перепад, °C, между температурой внутреннего воздуха
и температурой внутренней поверхности ограждающей конструкции
по [1, табл. 5.5].
Определяют экономически целесообразное сопротивление теплопере-
даче 7?тэк, м2-°С/Вт по [1, (5.1)]:
5,4Ю
D — Л 5 . D I ________
'УТЭК	• Лт т
(7.5)
где Стэ — стоимость тепловой энергии, руб/ГДж;
Z0T - продолжительность отопительного периода, сут., по [1, п. 4.1];
4 от - средняя за отопительный период температура, °C, наружного
воздуха по [1, п. 4.4];
См - стоимость, руб/м3, материала однослойной или теплоизоляцион-
ного слоя многослойной ограждающей конструкции по действующим
ценам;
к - коэффициент теплопроводности, Вт/(м-°С), материала однослой-
ной или теплоизоляционного слоя многослойной ограждающей конст-
рукции в условиях эксплуатации [1, табл. А.1] в зависимости от рас-
четной температуры и относительной влажности внутреннего воздуха;
5,4 -10“4 - множитель, включающий в себя численные значения норма-
тивного срока окупаемости - 12,5 лет, переводного коэффициента для
пересчета продолжительности отопительного периода из суток в се-
кунды - 24x3600, стоимости тепловой энергии из руб/ГДж в руб/Дж -
10-9, коэффициента 0,5 - для определения сопротивления теплопере-
дачи, соответствующего минимуму приведенных затрат.
При наличии в теплоизоляционном слое ограждающей конструкции
сквозных включений из материалов с большим, чем у материала этого слоя,
коэффициентом теплопроводности для определения экономически целесо-
образного сопротивления теплопередаче принимают приведенный коэффи-
циент теплопроводности слоя:
(7.6)
где и Fi - коэффициент теплопроводности и площадь участка, занимае-
мая теплоизоляционным материалом;
Х2 и F2 - коэффициент теплопроводности и площадь участка, занимае-
мая материалом включений.
573
Нормативное значение сопротивления теплопередаче наружных огра-
ждающих конструкций, Rr норм, м2 оС/Вт, приведено в [1, табл. 5.1].
Расчет наружной ограждающей конструкции производят по большему
из трех определенных значений сопротивлений теплопередаче.
Сопротивление теплопередаче наружных ограждающих конструкций
(кроме заполнений проемов) помещений с избытками явной теплоты долж-
но быть не менее требуемого сопротивления теплопередаче по санитарно-
гигиеническим условиям, определяемого по [1, (5.2)].
Сопротивление теплопередаче наружных дверей и ворот должно быть
не менее 0,6 значения требуемого сопротивления теплопередаче наружных
стен, определенного по формуле (1.4) при расчетной зимней температуре
наружного воздуха, равной средней температуре наиболее холодной пяти-
дневки обеспеченностью 0,92.
Сопротивление теплопередаче заполнений наружных световых про-
емов должно быть не менее требуемого сопротивления теплопередаче,
приведенного в [1, табл. 5.6]. При этом заполнения наружных световых
проемов (кроме помещений с избытками явной теплоты) должны иметь
сопротивление теплопередаче не менее нормативного /?тнорм = 0,6 м2 °С/Вт
[1, табл. 5.1].
Внутренние ограждающие конструкции между помещениями с норми-
руемой температурой воздуха при разности температур воздуха в них более
6°С должны иметь сопротивление теплопередаче не менее требуемого по
санитарно-гигиеническим условиям, определяемого по формуле (7.4). При
расчете требуемого сопротивления теплопередаче вместо расчетной зимней
температуры наружного воздуха принимают расчетную температуру внут-
реннего воздуха более холодного помещения, а коэффициент, учитываю-
щий положение наружной поверхности, принимают равным 1.
Сопротивление теплопередаче Rr, м2 оС/Вт, ограждающей конструк-
ции (кроме заполнений световых проемов) определяют:
Ят= — + ЯК+—,	(7.7)
ая	ан
и	п
где RK — термическое сопротивление, м2-°С/Вт, ограждающей конструкции;
ан - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2оС), наружной поверхности ог-
раждающей конструкции для зимних условий, принимаемый по [1,
табл. 5.7].
При определении сопротивления теплопередаче внутренних ограж-
дающих конструкций вместо ан принимают ав помещения с более низкой
температурой внутреннего воздуха.
Термическое сопротивление однослойной однородной ограждающей
конструкции, а также однородного слоя многослойной конструкции опре-
деляют по формуле (7.2):
574
Глава VII
где 5 - толщина однослойной однородной конструкции или слоя много-
слойной конструкции, м.
Термическое сопротивление многослойной ограждающей конструкции
с однородными слоями определяют:
7? = jRj + Т?2 + ••• +(7-8)
где Ri, R2> Rn- термическое сопротивление отдельных слоев конструк-
ции, определяемые по формуле (1.2), и замкнутых воздушных просло-
ек, принимаемых по [1, табл. БД].
Слои конструкции, расположенные между воздушной прослойкой,
вентилируемой наружным воздухом, и наружной поверхностью огражда-
ющей конструкции, в расчете не учитываются.
Термическое сопротивление неоднородной ограждающей конструкции
(например, кирпичной стены колодцевой кладки с теплоизоляционными
вкладышами и т.п.) определяют следующим образом.
Плоскостями, параллельными направлению теплового потока, ограж-
дающую конструкцию (или часть ее) условно разрезают на участки, из ко-
торых одни могут быть однородными - из одного материала, а другие -
неоднородными - из слоев различных материалов, и определяют термиче-
ское сопротивление конструкции R& м2оС/Вт:
(7.9)
где F2, ...,Fn- площади отдельных участков конструкции, м ;
R\,R2, ..., Rn- термические сопротивления отдельных участков конст-
рукции, определяемые по формуле (7.2) для однородных участков и по
формуле (7.9) - для неоднородных участков.
Плоскостями, перпендикулярными направлению теплового потока, ог-
раждающую конструкцию (или часть ее, принятую для определения /?а)
условно разрезают на слои, из которых одни могут быть однородными - из
одного материала, а другие - неоднородными - из однослойных участков
разных материалов.
Определяют термическое сопротивление однородных слоев по форму-
ле (7.2), неоднородных слоев - по формуле (7.9) и затем термическое со-
противление R6 конструкции - по формуле (7.8) как сумму термических
сопротивлений отдельных однородных и неоднородных слоев.
Если величина Ra не превышает величину jRg более, чем на 25%, опре-
деляют термическое сопротивление ограждающей конструкции:
_ R3+ R6
R*—~
(7.10)
575
Если величина Ra превышает величину R6 более чем на 25%, или ог-
раждающая конструкция не является плоской, то термическое сопротив-
ление такой конструкции определяют на основании расчета температур-
ного поля.
При расчетных значениях температуры внутреннего tB и наружного /н
воздуха определяют среднюю температуру, °C, внутренней tan и наружной
ZHn поверхностей ограждающей конструкции и вычисляют величину тепло-
вого потока через конструкцию q, Вт/м2:
Q ~	* (^в ~	— ан (£нл .	(7.11)
Термическое сопротивление ограждающей конструкции определяют:
(7.12)
ч
Если наружная ограждающая конструкция имеет теплопроводные
включения, то температура ее внутренней поверхности в местах таких
включений должна быть не ниже температуры точки росы внутреннего
воздуха при расчетных значениях его температуры и относительной
влажности и расчетной зимней температуре наружного воздуха.
Пример расчета 7.3.
Требуется рассчитать сопротивление теплопередаче и толщину тепло-
изоляционного слоя кирпичной стены жилого дома с теплоизоляционным
слоем из торкрет-полистиролбетона для климатических условий Минской
области.
Конструктивное решение стены приведено на
рис. 7.1.
Рис. 7.1. Наружная стена жилого здания
1	- известково-песчаная штукатурка, 5 = 20 мм;
2	- кирпичная кладка, 5 = 380 мм;
3	- торкрет-полистиролбетон, 5 = 150 мм
Стена выполнена из керамического кирпича, толщина кладки -
380 мм, плотность в сухом состоянии - 1600 кг/м3.
С наружной стороны стены выполнен теплоизоляционный слой из
торкрет-полистиролбетона плотностью 500 кг/м3.
С внутренней стороны стена оштукатурена известково-песчаным рас-
твором толщиной 20 мм, плотностью 1600 кг/м3.
Согласно [1, табл. 4.1] расчетная температура внутреннего воздуха 4 —
= 18°С, относительная влажность <рв = 55%.
576
Глава VII
Влажностный режим помещений - нормальный, условия эксплуатации
ограждающих конструкций - «Б» [1, табл. 4.2].
Расчетные значения коэффициентов теплопроводности А, и теплоус-
воения S материалов принимаем по [1, табл. А.1]для условий эксплуатации
ограждений «Б»:
- известково-песчаного раствора
М=0,81 Вт/(м-°С);
5, =9,76 Вт/(м2оС).
—	полистиролбетона
Х2=0,11 Вт/(м-°С);
S2 = 2,06 Вт/(м2оС);
-	кирпичной кладки
Х3=0,78 Вт/(м°С);
S3 = 8,48 Вт/(м2-°С);
Нормативное сопротивление теплопередаче для наружных стен из
штучных материалов согласно [1, табл. 5.1] равно 2,0 м2-°С/Вт.
Для определения тепловой инерции стены находим термические со-
противления отдельных слоев конструкции:
-	известково-песчаной штукатурки
й'=7^Т = 0>024 м2 °С®т;
-	кирпичной кладки
Л, =	= 0,487 м2 °С/Вт;
0,78
—	полистиролбетонного слоя
R3=2,0 - (0,115 + 0,024 + 0,487 + 0,043) = 1,331 м2оС/Вт.
Определяем тепловую инерцию стены по (7.1):
D = 0,024 • 9,76 + 0,487 • 8,48 + 1,331 • 2,06 = 7,106.
Согласно [1, табл. 5.2] для ограждающей конструкции с тепловой инер-
цией свыше 7 за расчетную зимнюю температуру наружного воздуха следует
принимать среднюю температуру наиболее холодной пятидневки обеспечен-
ностью 0,92, которая для Минской области составляет /Н=-24°С [1, табл. 4.3].
Находим требуемое сопротивление теплопередаче стены по (7.4):
Я =	= Ь(*^,+ -24) =0,805 м2°С/Вт;
ая • ДХВ 8,7 • 6
где п = 1 [1, табл. 5.8];
ав=8,7 Вт/(м2-°С) [1, табл. 5.4];
/	В = 6°С [1, табл. 5.5].
5Т1
Определяем экономически целесообразное сопротивление теплопере-
даче по (7.5):
п р 5,4-10 • Стэ -Z0T -(/в — /нот)
^тэк ~	* -**т тр "*	1 Р	’
См " А/ • лт jp
где Со = 14 руб/Гкал = 3,34 руб/ГДж; (здесь и далее в примерах расчетов в
ценах 1991 года);
ZOT = 202 суток [1, табл. 4.4];
tn от=-1,6°С [1, табл. 4.4];
См = 72 руб/м3;
1 = 0,11 Вт/(м°С).
Тогда
Лтэк = 0,5 • 0,805 +	'1 °"4'	• 202/18 +1,6) = м2.ос/вт;
72-0,11 0,805
Таким образом, в соответствии с [1, п. 5.1] сопротивление теплопере-
даче рассчитываемой конструкции стены должно быть не менее норматив-
ного, равного 2,0 м2 °С/Вт [1, табл. 5.1] и уточнять расчетную зимнюю тем-
пературу наружного воздуха не требуется.
Толщина теплоизоляционного слоя из торкрет-полистиролбетона при
этом должна быть равна:
5 = Х /?з = 0,11-1,331 =0,147 м.
Пример расчета 7.3.1.
Требуется определить сопротивление теплопередаче и толщину тепло-
изоляционного слоя наружной стены жилого здания из штучных материа-
лов для климатических условий Брестской области.
Конструктивное решение стены приведено на рис. 7.2.
Несущий слой стены выполнен из мелкоштучных стеновых газоси-
ликатных блоков, толщина кладки - 300 мм, плотность в сухом состоянии
600 кг/м3.
Теплоизоляционный слой стены выполнен из полистирольного пено-
пласта плотностью 25 кг/м3.
С наружной стороны стена облицована керамическим кирпичом, тол-
щина кладки - 120 мм, плотность 1400 кг/м3. Облицовочный слой связан с
несущим слоем, шаг ребер связей --1,5 м.
С внутренней стороны стена оштукатурена известково-песчаным рас-
твором толщиной 20 мм, плотностью 1600 кг/м3.
Расчетная температура внутреннего воздуха /В=18°С, относительная
влажность срв= 55% [1, табл. 4.1].
Влажностный режим помещений - нормальный, условия эксплуатации
ограждающих конструкций - «Б» [1, табл. 4.2].
578
Глава VII
Рис. 7.2. Наружная стена жилого здания
1 - известково-песчаная штукатурка, 5=20 мм; 2 - газосиликатный блок,
5 = 300 мм; 3 - пенополистирол, 5=50 мм; 4 - кирпичная кладка, 5 = 120 мм
Расчетные значения коэффициентов теплопроводности X и теплоусво-
ения S материалов принимаем по [1, табл. А. 1] для условий эксплуатации «Б»:
-	для известково-песчаного раствора
Х!=0,81 Вт/(м°С);
Si=9,76Bt/(m2oC).
-	для газосиликатных блоков
Х2=0,26Вт/(м°С);
52 = 3,91 Вт/(м2-°С);
-	для пенополистирола
Х3=0,052 Вт/(м°С);
53=0,39 Вт/(м2оС);
-	для кирпичной кладки
Х4=0,69 Вт/(м-°С);
54 = 7,58 Вт/(м2-°С);
Нормативное сопротивление теплопередаче для наружных стен из
штучных материалов равно 2,0 м2-°С/Вт [1, табл. 5.1].
Для расчета тепловой инерции стены определим термические сопро-
тивления отдельных слоев ее:
-	для слоя штукатурки
й,='о1т=0,024 м2 °с/Вт;
-	для слоя из газосиликатных блоков;
й2=т^=1-154м2°с/Вт;
0,2о
579
-	для слоя кирпичной кладки
Я4 =77777 = У74 м2'°С/Вт;
0,69
—	для теплоизоляционного слоя
Я,=2,0 - 1,154 - 0,174 - 0,024 - 0,115 - 0,043 = 0,49 м2 °С/Вт.
Тепловая инерция стены:
D = 1,154-3,91 + 0,174-7,58 + 0,024-9,76 + 0,49-0,39 = 6,26.
Согласно табл. [1, табл. 5.2] для ограждающей конструкции с тепловой
инерцией свыше 4 до 7 за расчетную зимнюю температуру наружного воз-
духа следует принимать среднюю температуру наиболее холодных трех
суток, которая в соответствии с [1, п. 4.3] определяется как среднее ариф-
метическое из температур наиболее холодных суток и наиболее холодной
пятидневки обеспеченностью 0,92.
Для Брестской области [1, табл. 4.3]:
-25-21
/н =.. \ Z1=-23°C;
и 2
Требуемое сопротивление теплопередаче по формуле (7.4):
ят„ = 1(^+23)= 0,785 м2-°С/Вт.
Так как теплоизоляционный слой содержит включения материала с
большим коэффициентом теплопроводности, то для расчета экономически
целесообразного сопротивления теплопередаче определяем приведенный
коэффициент теплопроводности теплоизоляционного слоя по (7.6):
= 1’38'0;0,5о2+а:1о2 0,6~=°«103 вт/(м-°с).
1,38 + 0,12
Экономически целесообразное сопротивление теплопередаче находим
по (7.5):
Я™ = 0,5 • 0,785 + 5,4'1о_^	= 1,44 м2 оС/Вт;
70,6-0,103-0,785
где	3,34 руб/ГДж;
ZOT=187 суток [1, табл. 4.4];
t нот=0,2°С [1, табл. 4.4];
См= 70,6 руб/м3;
Х = кпр = 0,103 Вт/(м-°С).
Таким образом, в соответствии с [1, п. 5.1] сопротивление теплопере-
даче рассчитываемой конструкции наружной стены должны быть не менее
нормативного, равного 2,0 м2-°С/Вт [1, табл. 5.1], и уточнять расчетную
зимнюю температуру наружного воздуха не требуется.
580
Глава VII
Производим расчет сопротивления теплопередаче конструкции стены
в соответствии с [1, п. 5.11] как неоднородной ограждающей конструкции,
задавшись значением толщины теплоизоляционного слоя 0,05 м.
Условно разрезаем рассчитываемую конструкцию стены плоскостями,
параллельными направлению теплового потока и определяем термическое
сопротивление Ra конструкции по [1, (5.8)]:
«а = f'l+ Р2 ,	(7-13)
£1.+£2.
7?! R2
где Fi и Ri~ соответственно площадь и термическое сопротивление участ-
ка стены с теплоизоляционным слоем из пенополистирола;
F2 и R2 - соответственно площадь и термическое сопротивление участ-
ка стены без теплоизоляционного слоя.
Расчет производим для фрагмента стены высотой 1 м.
= (1,5 - 0,12) • 1,0 = 1,38 м2
_ 0,02	0,3	0,05	0,12
1 0,81	0,26	0,052 0,69
= 2,313 м2-°С/Вт;
=0,12-1,0=0,12 м2
„ _ 0,02 0,22 0,25
/к 2 —	г । ” 737
«а
„ 	, • „	= 1,232 м2 оС/Вт;
0,81 0,26 0,69
= ,1;3Р8 + 0;1?- =2,161 м2-°С/Вт;
1,38	0,12
2,313 + 1,232
Условно разрезаем рассчитываемую конструкцию плоскостями, пер-
пендикулярными направлению теплового потока, на слои, три из которых
являются однородными и два - неоднородными, и определяем их термиче-
ские сопротивления и термическое сопротивление ограждающей конструк-
ции по формулам (7.2), (7.9) и (7.8):
й1=08Т=0,24 м2’°с/Вт;
R =	= 0,846 м2°С/Вт;
0,26
1,38+°/1.2,---=°>272 м2 ос/Вт;
3^0,26 + -^И-0,69
0,08	0,08
R* = ш 1,38=°’485 м2-°с/Вт;
0,052+ -^4*0,69
0,05	0,05
581
л5=7г^ = 0’174 м2°с/Вт;
Я6 = 0,024 + 0,846 + 0,272 + 0,485 + 0,174= 1,801 м2°С/Вт.
7.4. Сопротивление паропроницанию наружных
ограждающих конструкций
Для обеспечения расчетных значений сопротивления теплопередаче
при эксплуатации ограждающих конструкций последние должны нахо-
диться в соответствующих температурновлажностных условиях, что опре-
деляется параметрами воздушной среды внутри и снаружи помещения и
сопротивлением паропроницанию ограждающей конструкции.
Сопротивление паропроницанию части ограждающей конструкции в
пределах от внутренней поверхности до плоскости возможной конденсации
должно быть не менее требуемого сопротивления паропроницанию /?птр,
м2- ч-Па/мг, определяемого по [1, (9.1)] :
п тр “ПН р
-‘-'к н от
(714)
где /?пн - сопротивление паропроницанию, м2-ч-Па/мг, части ограждаю-
щей конструкции в пределах от плоскости возможной конденсации до
наружной поверхности ограждающей конструкции;
ев — парциальное давление водяного пара внутреннего воздуха, Па, при
расчетных температуре и относительной влажности этого воздуха, оп-
ределяемое по формуле:
ев = 0,01-фв -Ев,
(7.15)
где фв - расчетная относительная влажность, %, внутреннего воздуха,
принимаемая по [1, табл. 4.4];
Е3 - максимальное парциальное давление водяного пара внутреннего
воздуха, Па, при расчетной температуре этого воздуха, принимаемое
по [1, табл. Ж.1];
Ек - максимальное парциальное давление водяного пара, Па, в плоско-
сти возможной конденсации, принимаемое по [1, табл. Ж.1] при тем-
пературе ZK, °C, определяемой по формуле:
(7.16)
где 4 - расчетная температура внутреннего воздуха, °C, по [1, табл. 4.1];
/ног - расчетная температура наружного воздуха для определения со-
противления паропроницанию, в качестве которой принимается сред-
няя температура наружного воздуха за отопительный период, °C, по [1,
табл. 4.4];
582
Глава VII
ав - коэффициент теплоотдачи внутренней поверхности ограждающей
конструкции, Вт/(м2оС), принимаемый по [1, табл. 5.4];
Ry - сопротивление теплопередаче ограждающей конструкции,
м2-°С/Вт, определяемое по (7.7) без учета теплопроводных включений;
RTi - термические сопротивления, м2-°С/Вт, слоев многослойной огра-
ждающей конструкции или части однослойной конструкции, опреде-
ляемые по (7.8), и замкнутых воздушных прослоек, определяемые по
[1, табл. БД], расположенных в пределах от внутренней поверхности
конструкции до плоскости возможной конденсации;
енот - парциальное давление водяного пара наружного воздуха, Па, при
средней температуре /нот наружного воздуха за отопительный период
по формуле:
«нот =0>01-<рпот-Еа„,	(7.17)
где фн от - средняя относительная влажность, %, наружного воздуха за ото-
пительный период, принимаемая по [1, табл. 4.4];
Ен от - максимальное парциальное давление водяного пара наружного
воздуха, Па, при средней температуре 1ят за отопительный период,
принимаемое по [1, табл. Ж.1].
Плоскость возможной конденсации - сечение ограждающей конструк-
ции, перпендикулярное направлению теплового и влажностного потоков, в
котором при расчетных значениях температуры и относительной влажности
внутреннего и наружного воздуха имеет место наибольшее превышение рас-
четного парциального давления водяного пара над максимальным парциаль-
ным давлением, соответствующим температуре ограждения в данном сечении.
Для расчета требуемого сопротивления паропроницанию ограждаю-
щей конструкции принимают, что плоскость возможной конденсации в
однородной (однослойной) конструкции располагается на расстоянии рав-
ном 0,66 толщины конструкции от ее внутренней поверхности, а в много-
слойной конструкции совпадает с поверхностью теплоизоляционного слоя,
ближайшей к наружной поверхности ограждающей конструкции.
Сопротивление паропроницанию Rn, м2 ч-Па/мг, слоя ограждающей
конструкции определяют по формуле:
= Ш	(7.18)
где 5 - толщина слоя, м;
ц - расчетный коэффициент паропроницаемости материала слоя огра-
ждающей конструкции, м2/(м-ч-Па), принимаемый по [1, табл. А.1].
Сопротивление паропроницанию части многослойной конструкции (от
внутренней поверхности конструкции до плоскости возможной конденса-
ции или от плоскости возможной конденсации до наружной поверхности
конструкции) определяют как сумму сопротивлений паропроницанию со-
ставляющих данную часть конструкции слоев:
583
-ЯП1+Яп2+... + Япи,	(7.19)
где /?пь Rn2, Rlvt - сопротивление паропроницанию отдельных слоев
многослойной конструкции.
Сопротивление паропроницанию воздушных прослоек в ограждающих
конструкциях принимают равным нулю независимо от толщины и распо-
ложения этих прослоек.
Сопротивление паропроницанию некоторых листовых материалов и
тонких слоев пароизоляции принимают по [1, табл. И.1].
Не требуется определять сопротивление паропроницанию следующих
наружных ограждающих конструкций помещений с сухим или нормаль-
ным режимом:
-	однородных (однослойных);
-	двухслойных при выполнении условия:
Ь-<Ин-%	(7.20)
Лв Ан
где цв и Хв — соответственно коэффициенты паропроницаемости и тепло-
проводности материала внутреннего слоя ограждающей конструкции в
условиях эксплуатации;
Цн и Хн - то же материала наружного слоя ограждающей конструкции.
Пример расчета 7.4.
Требуется рассчитать сопротивление паропроницанию наружной сте-
ны жилого здания из мелкоштучных газосиликатных блоков, конструкция
которой приведена на рис. 7.3, для климатических условий Могилевской
области.
Расчетная температура внутреннего воздуха -
18°С, относительная влажность - 55% [1, табл. 4.1].
Рис. 7.3. Наружная стена жилого дома
1	- известково-песчаная штукатурка, 5 = 20 мм;
2	- газосиликатный блок, 5 = 400 мм;
3	- кирпичная кладка, 5= 120 мм
Влажностный режим помещений - нормаль-
ный, условия эксплуатации ограждающих конструкций - «Б» [1, табл. 4.2].
Расчетные значения коэффициентов теплопроводности X и паропро-
ницаемости ц материалов стены принимаем по [1, табл. А.1] для условий
эксплуатации «Б»:
584
Глава VII
-	для известково-песчаного раствора
А.! = 0,81 Вт/(м°С);
Pi =0,12 мг/(м-ч-Па);
—	для газосиликатных блоков
Х2 = 0,205 Вт/(м °С);
ц2 = 0,2 мг/(м-ч-Па);
-	для кирпичной кладки
А3=0,81 Вт/(м°С);
Рз = 0,11 мг/(мч-Па);
Расчетные параметры наружного воздуха для расчета сопротивления
паропроницанию - средние значения температуры и относительной влаж-
ности за отопительный период.
Для Могилевской области средняя температура наружного воздуха за ото-
пительный период /НОТ=-1,9°С [1, табл. 4.4], средняя относительная влаж-
ность наружного воздуха за отопительный период (рн от = 84% [1, табл. 4.4].
Парциальное давление водяного пара внутреннего и наружного возду-
ха при расчетных значениях температуры и относительной влажности со-
ставляют:
ев= 1135 Па;
ен=439 Па.
Положение плоскости возможной конденсации в данной конструкции
стены находится на границе слоя газосиликатной и кирпичной кладок.
Определяем температуру в плоскости возможной конденсации при
расчетных температурах внутреннего и наружного воздуха:
/к =18
(18 +1,9) • (0,115+|
4	\	0,81 0,205)
°’115 + 7777 + 77777+7777 + °>043
0,81 0,205 0,81
Максимальное парциальное давление водяного пара в плоскости воз-
можной конденсации при 4=-0,2°С составляет:
£к=601 Па [1, табл. Ж.1].
Сопротивление паропроницанию от плоскости возможной конденса-
ции до наружной поверхности стены составляет:
й"“= о1Т=1’09 м2 ч Па/мг-
Определяем требуемое сопротивление паропроницанию стены от ее
внутренней поверхности до плоскости возможной конденсации:
585
л^=1’09'^ГЙ9=3’59 м2-ч'Па'
Сопротивление паропроницанию рассчитываемой конструкции стены
в пределах от ее внутренней поверхности до плоскости возможной конден-
сации составляет:
D	0,02 0,4	2 п ,
Япв +	= м ч-Па/мг.
пв 0,12 0,2
Данная конструкция наружной стены не отвечает требованиям [1] по
сопротивлению паропроницанию, так как Лпв < Rllip.
Превышение Rn над Rn в составляет:
/?п тр - Rn в = 3,59 - 2,16 = 1,43 м2ч-Па/мг.
Устройство в данной конструкции стены пароизоляционного слоя из
применяющихся для этого материалов практически невозможно, поэтому
целесообразно изменить конструктивное решение, устроив между газоси-
ликатными блоками и кирпичной кладкой воздушную прослойку, вентили-
руемую наружным воздухом. При этом по влажностному режиму основной
слой стены будет соответствовать однородным стенам помещений с нор-
мальным режимом, сопротивление паропроницанию которых определять
не требуется [1].
Толщина вентилируемой воздушной прослойки должна быть в преде-
лах 50-100 мм.
При этом необходимо уточнить ее сопротивление теплопередаче, так
как в соответствии с [1] слои конструкции, расположенные между воздуш-
ной прослойкой, вентилируемой наружным воздухом, и наружной поверх-
ностью ограждающей конструкции, при расчете сопротивления теплопере-
даче не учитывается.
Тогда сопротивление теплопередаче измененной конструкции стены
будет равно:
/?., = 0,115 +	+0,043 = 2,13 м2 оС/Вт,
1	0,81 0,205
что выше /?гнорм = 2,0 м2-°С/Вт и отвечает требованиям [1].
7.5.	Сопротивление воздухопроницанию
ограждающих конструкций
Сопротивление воздухопроницанию ограждающих конструкций зда-
ний и сооружений рассчитывают следующим образом.
Определяют требуемое сопротивление воздухопроницанию Лвтр,
м2-ч-Па/кг:
- для ограждающих конструкций, за исключением заполнений свето-
вых проемов, по формуле:
586
Глава VII
Л,
(7.21)
норм
- для заполнений световых проемов (окон и балконных дверей жилых
и общественных зданий, окон и фонарей производственных зданий) - по
формуле:
D
Лвтр
0,216Др2/3
'-7норм
(7.22)
где Др - расчетная разность давлений воздуха, Па, на наружной и внут-
ренней поверхностях ограждающей конструкции, определяемая по
формуле:
Др = Я ? (р„ -рв)+О,5рнУ*(СЮ -С^К,.	(7.23)
где Н — расчетная высота, м, от центра рассчитываемого заполнения све-
тового проема до устья вытяжной шахты при расчете воздухопрони-
цаемости заполнений световых проемов;
рн, рв - плотность, кг/м3, соответственно наружного и внутреннего
воздуха, определяемая по формуле:
353
р =	,	(7.24)
к 273 + f
где t - температура воздуха, °C, внутреннего - согласно [1, табл. 4.1], на-
ружного - равная средней температуре наиболее холодной пяти днев-
ки обеспеченностью 0,92 по [1, табл. 4.3];
Кер - максимальная из средних скоростей ветра по румбам за январь,
повторяемость которых составляет 16% и более, принимаемая по [1,
табл. 4.5]. Для типовых проектов следует принимать равной 5 м/с;
<7норм ~ нормативная воздухопроницаемость, кг/(м2-ч), ограждающих
конструкций, принимаемая по [1, табл. 8.1];
Сан и Сар - аэродинамические коэффициенты соответственно навет-
ренной и подветренной поверхностей ограждений зданий, принимае-
мые по [2];
Ki - коэффициент учета изменения скоростного давления ветра в зави-
, симости от высоты здания, принимаемый по [2].
Сопротивление воздухопроницанию 7?в конструкций кроме заполнений
световых проемов должно быть не менее требуемого /?в тр.
В соответствии с изменением №2 [1] сопротивление воздухопроница-
нию окон и балконных дверей жилых и общественных зданий, а также окон
и фонарей производственных зданий должно быть равно требуемому со-
противлению воздухопроницанию для обеспечения работы естественной
вентиляции помещений с целью выполнения требований сангигиены и
взрыво-пожарной безопасности.
При этом допускается отклонение сопротивления воздухопроницанию
заполнения светового проема от требуемого не более плюс 20%.
587
Сопротивление воздухопроницанию заполнении световых проемов
зданий и сооружений в зависимости от конструктивного решения прини-
мают по [1, табл. Д.1].
Пример расчета 7.5.
Расчет сопротивления воздухопроницанию ограждающих конструк-
ций.
Требуется рассчитать сопротивление воздухопроницанию заполнения
световых проемов жилого здания для климатических условий Минской
области.
Здание - крупнопанельное, пятиэтажное.
Заполнение световых проемов - тройное в раздельно-спаренных пере-
плетах. Размещение окон на фасаде здания и необходимые для расчета раз-
меры приведены на рисунке 7.4.
Рис. 7.4.
Расчетные температуры: внутреннего воздуха - 18°С, наружного -
минус 24°С по [1, табл. 4.1 и табл. 4.3].
В соответствии с изменением №2 [1] сопротивление воздухопроница-
нию окон жилых зданий должно быть равно требуемому сопротивлению
воздухопроницанию, определяемому по формуле (7.22):
_ 0,216Лр2/3
*тп	—,
норм
588
Глава VII
где Сиорм =10 кг/(м2 ч) - нормативная воздухопроницаемость по [ 1, табл. 8.1];
Др - расчетная разность давлений, определяемая по формуле (7.23):
Др = Hg(p« -Рв)+О,5р„Г4(Сан-CV)K„
где Н - расчетная высота, м, от центра рассчитываемого светового проема
до устья вытяжной шахты, равная 13,1 м - для первого этажа, 10,3 м -
для второго этажа, 7,5 м - для третьего этажа, 4,7 м - для четвертого
этажа и 1,9 м для пятого этажа здания;
рн и рв - плотность, кг/м3, соответственно наружного и внутреннего
воздуха, определяемая по формуле (7.24):
Рн
353
273+ /н
353
273-24
= 1,42 кг/м3;
Рв
353
273+ tB
353
273 + 18
= 1,21 кг/м3;
^ср-4,0 м/с - максимальная из средних скоростей ветра по румбам за
январь, повторяемость которых составляет 16% и более по [1, табл. 4.5];
Qh = 0,8 и Сар=-0,6 - аэродинамические коэффициенты соответствен-
но наветренной и подветренной поверхностей ограждений зданий по [2];
/<=0,65 - коэффициент учета изменения скоростного давления в за-
висимости от высоты здания по [2].
Расчетная разность давлений составит:
- для первого этажа
Д^?1 = 13,1 * 9,8(1,42 —1,21) + 0,5 * 1,42 • 4,02 (0,8 + 0,6) • 0,65 = 36,7 Па;
- аналогично для второго и последующих этажей
Др2=31,0 Па;
Лр3 = 25,4 Па;
Др4= 19,8 Па;
Др5 = 14,2 Па.
Требуемое сопротивление воздухопроницанию составляет:
- для первого этажа
D	0,216-36,72/3 пО/1 2 ™ ,
#втр1 = ~---jy2----= 0,24м -ч-Па/кг;
- аналогично для второго и последующих этажей
/?втр2 = 0,21 м2-ч-Па/кг;
/?втрз = 0,19 м2-ч-Па/кг;
/^втрд —0,16 м2 ч-Па/кг;
/?втр5=0,13 м2-ч-Па/кг.
589
С учетом допускаемого изменением №2 [1] допуска +20% сопротивле-
ния воздухопроницанию заполнений световых проемов данного жилого
дома должны быть в пределах:
ЯВтр1 = (0,24+0,29) м2-ч-Па/кг;
/?в1р2 = (0,21+0,25) м2-ч-Па/кг;
7?Втрз = (0,19<0,23) м2-ч-Па/кг;
ЛВтр4 = (0,164-0,19) м2ч-Па/кг;
/?в тр5 - (0,13+0,16) м2-ч-Па/кг.
Для обеспечения воздухопроницаемости зданий конструкции окон
принимаем по [1, табл. Д.1] для первого, второго и третьего этажей уплот-
нение двух притворов, а для четвертого и пятого этажей - уплотнение од-
ного притвора прокладками из губчатой резины.
7.6.	Теплоустойчивость помещений
Помещения, оборудованные системой отопления периодического дей-
ствия, рассчитывают на теплоустойчивость в отопительный период года.
При расчете теплоустойчивости определяют амплитуду колебаний
температуры внутреннего воздуха в течение суток и минимальную темпе-
ратуру внутренней поверхности наружных ограждающих конструкций.
Вначале определяют коэффициенты теплоусвоения внутренних по-
верхностей всех ограждающих конструкций рассчитываемого помещения.
Коэффициент теплоусвоения Ув, Вт/(м2-°С), внутренней поверхности
однородной наружной ограждающей конструкции принимают равным ко-
эффициенту теплоусвоения материала конструкции S, Вт/(м2оС), по [1,
табл. А.1].
Коэффициент теплоусвоения внутренней поверхности многослойной
наружной ограждающей конструкции определяют в зависимости от тепло-
вой инерции слоев конструкции.
Если тепловая инерция первого от внутренней поверхности слоя мно-
гослойной наружной ограждающей конструкции Dx < 1, то коэффициент
теплоусвоения внутренней поверхности конструкции принимают равным
коэффициенту теплоусвоения материала ее первого слоя.
Если тепловая инерция первого слоя многослойной наружной ограж-
дающей конструкции Di < 1, а тепловая инерция первого и второго слоев
конструкции £>! +	> 1, то коэффициент теплоусвоения внутренней по-
верхности конструкции определяют по [1, (6.4)]:
А3! +5~2
_ TJ2
в	1 + 7^2 ’
(7.25)
где Ri - термическое сопротивление первого слоя конструкции, м2-°СУВт;
у j и 52 - коэффициенты теплоусвоения материалов соответственно
первого и второго слоев конструкции, Вт/(м2-°С).
590
Глава VII
Если тепловая инерция первых двух слоев многослойной наружной
ограждающей конструкции + D2 < 1, а тепловая инерция первых трех
слоев + D2 + D3 > 1, то вначале определяют коэффициент теплоусвоения
поверхности второго слоя конструкции по формуле:
R2s2 +s3
1 + 7?2s3
(7-26)
Затем находят коэффициент теплоусвоения внутренней поверхности
ограждающей конструкции по [1, (6.5)]:
у ...
’ 1 + ед
(7.27)
Если тепловая инерция первых п слоев (где п - 3, 4, 5,...) многослой-
ной ограждающей конструкции + D2 + ....+ Dn< 1, а тепловая инерция
первых п + 1 слоев D\ + D2 + ... + Dn + Dn+^ > 1, то вначале определяют ко-
эффициент теплоусвоения поверхности w-ого слоя по формуле:
Yn =
2
R»sn
1 + Rn$n+i
(7.28)
Затем последовательно вычисляют коэффициенты теплоусвоения по-
верхностей предыдущих слоев конструкции по формуле:
Y __ ^и-15и-1 +
”"1 1 + ^
(7.29)
Теплоусвоение внутренней поверхности многослойной наружной ог-
раждающей конструкции находят по [1, (6.5)] после определения коэффи-
циента теплоусвоения поверхности второго слоя конструкции.
Если какой-то слой ограждающей конструкции является неоднород-
ным (состоящим из участков разных материалов), то рассчитывается сред-
ний коэффициент теплоусвоения материалов этого слоя 5ср, Вт/(м2-°С) по
[1, (6-7)]:
1 2
Л+^2-
и и
(7.30)
и
где s 1, s 2, ..., sn - коэффициенты теплоусвоения материалов участков слоя,
Вт/(м2°С);
Ft, F2,F„ — площади участков разных материалов слоя, м .
Коэффициент теплоусвоения поверхности внутренних однородных ог-
раждающих конструкций определяют по [1, (6.8)]:
Ув=0,5Я?,	(7.31)
где R - термическое сопротивление ограждающей конструкции, м2 оС/Вт;
5 - коэффициент теплоусвоения материала конструкции, Вт/(м2-°С).
591
Коэффициент теплоусвоения поверхности внутренней многослойной
ограждающей конструкции определяют, приняв, что в условной середине
конструкции S = 0.
Условная середина симметричной ограждающей конструкции нахо-
дится в ее средней плоскости, перпендикулярной направлению теплового
потока, а условная середина несимметричной конструкции находится в
плоскости, для которой показатель тепловой инерции равен половине теп-
ловой инерции всей конструкции.
Коэффициент теплопоглощения В, Вт/(м2оС) внутренних поверхно-
стей ограждающих конструкций помещения рассчитывают по [1, (6.2)]:
й = -|-Ц-,	(732)
—+ —
ав К
В	В
где ав - коэффициент теплоотдачи внутренней поверхности ограждающей
конструкции.
Коэффициент теплопоглощения для заполнения световых проемов оп-
ределяют по [1, (6.3)]:
1,087^ ’
(7.33)
где RT - сопротивление теплопередаче заполнения светового проема,
м2 оС/Вт, принимаемое по [1, табл. Г.1)].
Теплопотери помещения через наружные ограждающие конструкции и
расход теплоты на подогрев вентиляционного воздуха данного помещения
определяют при расчетных температурах внутреннего и наружного воздуха
для расчета отопления.
Теплопотери Qorp, Вт, через наружные ограждающие конструкции на-
ходят по формуле:
Охр	,	(734)
где 4 и tH - расчетные температуры внутреннего и наружного воздуха, °C,
для расчета отопления, принимаемые по [1];
F- площадь ограждающей конструкции, м2;
RT - сопротивление теплопередаче ограждающей конструкции, м2-°С/Вт.
Расход теплоты на подогрев вентиляционного воздуха, £?вент, Вт, по-
мещения определяют из расчета объема воздухообмена 3 м3/ч на 1 м2 пло-
щади помещения при расчетных температурах внутреннего и наружного
воздуха для расчета теплопотерь через наружные ограждающие конструк-
ции по формуле:
вент
*н)^воздР возд
3,6
(735)
592
Глава VII
где Fn ~ площадь помещения, м2;
Свозд ~ 1,008 кДж/(кг-°С) - удельная теплоемкость воздуха;
рвозд —1,2 кг/м3 - плотность воздуха.
Амплитуду колебаний температуры внутреннего воздуха Ав, °C, нахо-
дят по [1, (6.1)]:
0,7£>ти
(7.36)
где Q - суммарные теплопотери помещения через наружные ограждаю-
щие конструкции и расход теплоты на подогрев вентиляционного
воздуха, Вт;
т - коэффициент неравномерности теплоотдачи системы отопления,
принимаемый по [1, табл. 6.1]
В}, В2, Вп - коэффициенты теплопоглощения внутренних поверхно-
стей ограждающих конструкций помещения, Вт/(м2оС), определяемые
по (7.32) или (7.33);
Fb F2,..., Fn - площади ограждающих конструкций помещения, м2.
Амплитуда колебаний температуры внутреннего воздуха не должна
превышать +3°С.
Минимальную температуру внутренней поверхности 4 п пип, °C, опре-
деляют по [1, (6.9)]:
1 т
п min в
(7.37)
Минимальная температура внутренней поверхности наружных ограж-
дающих конструкций не должна быть ниже температуры точки росы при
расчетных значениях температуры и относительной влажности внутренне-
го воздуха.
Пример расчета 7.6.
Требуется рассчитать теплоустойчивость ограждающих конструкций и
помещений крупнопанельного жилого дома с поквартирным водяным ото-
плением периодического действия.
Для проверки теплоустойчивости произведем расчет жилой угловой
комнаты, расположенной на последнем этаже, как наиболее неблагоприятной
из-за наличия большой площади наружных ограждающих конструкций.
План комнаты приведен на рис. 7.5.
Исходные данные для расчета:
•	расчетная зимняя температура наружного воздуха 4 ~ -24°С;
•	расчетная температура внутреннего воздуха для расчета ограждающих
конструкций 41 = 18°С;
•	расчетная температура внутреннего воздуха для расчета отопления
42 = 20°С.
593
1
2
Рис. 7.5. План жилой комнаты
1,3- железобетон; 2 - пенополистирол; 4 - тяжелый бетон
Наружные стены - трехслойные панели толщиной 300 мм с теплоизо-
ляционным слоем из пенополистирола толщиной 160 мм. Внутренний слой-
из тяжелого бетона толщиной 80 мм, наружный - из тяжелого бетона тол-
щиной 60 мм.
Сопротивление теплопередаче панели с окном - 2,5 м2 °С/Вт, панели
без проема - 3,0 м2 оС/Вт.
Оконное заполнение - тройное остекление в деревянных раздельно-
спаренных переплетах. Сопротивление теплопередаче — 0,6 м2 °С/Вт.
Внутренние стены - панели из тяжелого бетона толщиной 120 мм.
Чердак - холодный. Чердачное перекрытие - керамзитобетонная пли-
та толщиной 160 мм с теплоизоляционным слоем из монолитного поли-
594
Глава VII
стиролбетона толщиной 250 мм и цементно-песчаной стяжкой толщиной
20 мм.
Междуэтажное перекрытие - керамзитобетонная плита толщиной
160 мм с покрытием из паркетной доски толщиной 15 мм.
Теплотехнические характеристики используемых материалов приве-
дены в табл. 7.1.
Таблица 7.1
Наименование материала	Плотность р, кг/м3	Коэффициент теплопроводности X, Вт/(м2-°С)	Коэффициент теплоусвоения S, Вт/(м2 оС)
Железобетон	2500	2,04	19,7
Бетон	2400	1,86	17,88
Цементно-песчаный	1800	0,93	11,09
раствор			
Керамзитобетон	1600	0,79	10,77
Древесина	500	0,18	4,54
Полистиролбетон	230	0,085	1,26
Пенополистирол	25	0,052	0,39
Определяем коэффициенты теплоусвоения и теплопоглощения внут-
ренних поверхностей ограждающих конструкций рассчитываемого поме-
щения.
Наружные стены
Найдем расположение слоя конструкции, для которого тепловая инер-
ция D > 1.
Для первого (считая со стороны помещения) слоя наружной стены
D. =R.s. = ^-s, =^-19,7 = 0,77;
1	" X, 1 2,04
Для двух первых слоев наружной стены:
Д + Д> = Л5, + R2s2 =0,77 +	 0,39 = 1,97;
1	2	1 1	2 2	0,052
1,97 > 1.
Тогда коэффициент теплоусвоения внутренней поверхности наружных
стен
2	^^19,72+0,39
’"=	=21^4о8---------=15’38 Вт/<м2-°с)-
1 + Ял	1 + W».0,39
2,04
595
Коэффициент теплопоглощения внутренней поверхности наружных
стен
Двн=-1- , = j г- = 5,55 Вт/(м2оС).
V + 1538
Чердачное перекрытие
Тепловая инерция первого слоя конструкции
= 0Д6 JQ 77 = 2 18;
0,79
2,18 > 1.
Так как для первого слоя конструкции D > 1, то коэффициент теп-
лоусвоения внутренней поверхности чердачного перекрытия будет ра-
вен коэффициенту теплоусвоения материала первого слоя - керамзито-
бетона:
Пп = 5кер= 10,77 Вт/(м2 оС).
Коэффициент теплопоглощения внутренней поверхности чердачного
перекрытия (потолка помещения)
в„"= 1 1 1 = 1 1 1	=4’81 Вт/<м2°с>-
8J + 10J7
Внутренние стены
Коэффициент теплоусвоения поверхности внутренней стены для одно-
родных конструкций:
7	0 12	7	,
Гав = 0,57^? =0,5 -—17,882 =10,31 Вт/(м2-°С).
1,86
Коэффициент теплопоглощения поверхности внутренней стены:
s, . = J 1 ! =	—-г- = 4,72 Вт/(м2°С).
v + ioji
Междуэтажное перекрытие
Так как междуэтажное перекрытие является многослойной несим-
метричной конструкцией, находим положение ее условной середины, для
которой тепловая инерция равна половине тепловой инерции всей конст-
рукции.
596
Глава VII
Тепловая инерция междуэтажного перекрытия
D = R,s,+R,s, =^^-4,54+-^-10,77 = 2,56.
“	2 2	0,18	0,79
Условная середина междуэтажного перекрытия будет находиться в
слое керамзитобетона на таком расстоянии d от потолка ниже расположен-
ного помещения, для которого тепловая инерция Dt - 0,5Z) = 1,28:
= ф^1,28-0,79
10,77
Коэффициент теплоусвоения верхней поверхности плиты междуэтаж-
ного перекрытия
в м п
°^&0,772 +0
,"’0Л6-б,094 7 =9’69 ВТ/(М2'°С)'
+	0,79
Коэффициент теплоусвоения поверхности пола
0ДН5 4 542+9(69
"’"б 015------= 6’3°
1+¥вмп	69
0,18
Коэффициент теплопоглощения поверхности пола
ва =	=3,65 Вт/(м2-°С).
V «3
Оконное заполнение
Коэффициент теплопоглощения окна
ок
1,087^
1
1,08-0,6
= 1,54 Вт/(м2-°С).
Для определения амплитуды колебаний температуры внутреннего воз-
духа рассчитываем теплопотери через все ограждающие конструкции и
теплопоглощение поверхностей с учетом их площадей. Результаты расчета
приведены в табл. 7.2.
Расход теплоты на подогрев вентиляционного воздуха данного поме-
щения из расчета 3 м3/ч на 1 м2 площади при расчетных температурах
внутреннего и наружного воздуха составят
О =L ср (I -0 = 7^-1008-1,2 (20 + 24) = 598,7 Вт.
*>вент веитбгвхв н/ 3600	’	'	/	’
Итого:	Междуэтажное перекрытие		Внутренние стены		Окно	Чердачное перекрытие	Наружная стена с оконным проемом	Наружная стена без проема	Наименование ограждающей конструкции	
					о 04	3,36	JsJ	о	Сопротивление тепло- передаче Лт, м2- °С/Вт	Расчетные значения параметров теплопотерь
						14,6	04 И—*	13,0	Площадь наружных поверхностей ограждающих конструкций FH, м2	
					£	4^ -Сх	4^		Расчетный перепад между температурой внутреннего и наруж- ного воздуха tB- /н, °C	
687,3					198,0	191,2	107,4	190,7	Расчетные теплопотери Q, Вт	
	6,30		If 01		1	10,77	<_Л UJ оо	15,38	Коэффициент теплоус- воения Ув, Вт/(м2-°С)	Расчетные значения параметров теплопоглощения
	3,65		4,72		1,54	4,81	5,55	5,55	Коэффициент теплопоглощения Вв, Вт/(м2-°С)	
	ЦЭ 7_л		17,0		М	1л	оо	11,2	Площадь внутренних по- верхностей ограждающих конструкций FB, м2	
м оо м	49,28		80,24		4,16	64,94	26,64	62,16	Расчетное теплопогло- щение	Вт/°С	
Таблица 7.2
2.6S
598
Амплитуда колебаний температуры внутреннего воздуха помещения
при однократной топке котла:
0,7Qm	0,7 (687,3 + 598,7)4,5
‘ T.B.F. 287,42	’	’
где т - 1,5 - коэффициент неравномерности теплоотдачи системы отопле-
ния по [1, табл. 6.1].
Таким образом, при однократной топке котла поквартирного водяного
отопления амплитуда колебаний температуры внутреннего воздуха поме-
щения при расчетной температуре наружного воздуха превышает допусти-
мую, равную 3°С.
Определим температуру наружного воздуха /н1, до которой амплитуда
колебаний температуры внутреннего воздуха помещения при однократной
топке котла не будет превышать Лвн = 3°С:
, =/ 4ш(<в-Л) =2о-3 (20 + 24)—8,1°С.
4	4,7
При температуре наружного воздуха ниже минус 8,1 °C следует либо
увеличить продолжительность однократной топки котла, либо производить
топку котла 2 раза в сутки.
Определим минимальные температуры внутренних поверхностей на-
ружных ограждающих конструкций.
Минимальная температура внутренней поверхности наружной стены
—+—f—+-^1(20 + 24)
, _t la. W „ 18,7 15,38jv	-14250c
‘вяпип н ~ ‘el	~	“ 16	V.
Kj1	z., Э
Минимальная температура внутренней поверхности чердачного пере-
крытия
/	= 18
‘вппиппер 10
<8,7
3,36
= 14,67°С.
Таким образом, минимальные температуры внутренних поверхностей
наружных ограждений значительно выше допустимой температуры - тем-
пературы точки росы, которая при /в - 18°С и <рв = 55% равна 8,8°С.
Литература
1. СНБ 2.04.01-97 «Строительная теплотехника». - Мн., 1998.
2. СНиП 2.01.07-85 «Нагрузки и воздействия». - М., 1986.
599
ГЛАВА VIII. Рекомендации по использованию элементов
энергосбережения в зданиях и сооружениях
при выполнении курсовых и дипломных
проектов
8.1. Общие соображения
Потребление энергии в жилищном и коммунальном (общественные и
коммерческие здания) секторе составляет весьма существенную долю в
общем энергопотреблении страны. В странах с рыночной экономикой ком-
мунально-бытовой сектор потребляет больше топливно-энергетических
ресурсов (ТЭР), чем промышленность и сельское хозяйство вместе взятые.
В государствах с плановой экономикой до начала кризисных явлений
и распада социалистического лагеря ситуация была прямо противополож-
ной. Однако в последние годы в этих странах, как правило, наблюдается
перераспределение энергопотребления в сторону возрастания доли комму-
нально-бытового сектора и услуг. В какой-то степени это наблюдается и в
Республике Беларусь: в последние два-три года доля коммунально-быто-
вого сектора составляет около 30% от общего энергопотребления ТЭР.
Указанная тенденция связана не только со спадом производства и, со-
ответственно, уменьшением энергопотребления на основные нужды про-
мышленности и сельского хозяйства, но также и со структурной пере-
стройкой экономики, в результате которой возрастает сфера обслуживания.
Структура потребления ТЭР в коммунально-бытовом секторе Респуб-
лики Беларусь представлена в табл. 8.1.
Таблица 8.1
Структура потребления ТЭР по видам в коммунально-бытовом
секторе Беларуси (1997 г.)
Вид энергоресурсов	Потребление	% от общего потреб- ления в республике данного вида ТЭР	% от общего потреб- ления в коммунально- бытовом секторе
Электроэнергия, млрд. кВт-ч, ПДж	12,0 43,0	34,3	14,8
Тепловая энергия, млн. Гкал, ПДж	31,5 132,0	48,8	45,0
в том числе отопле-			
ние жилых домов, млн. Гкал, ПДж	27,2 114,0	37,4	38,9
Котельно-печное топливо, млн. т у.т., ПДж	4,0 117,9	13,6	40,2
600
Глава VIII
Из приведенных данных видно, что большая часть тепловой энергии,
потребляемой в этом секторе, расходуется на отопление жилых домов.
Энергопотребление (в том числе и теплоты) в жилом доме принято из-
мерять в кВтч/(м2-год). В некоторых странах приняты стандарты или нор-
мы потребления энергии в домах именно в этих единицах при соблюдении
соответствующей температуры внутри жилых помещений (как правило,
она принимается равной 18°С) для так называемого «нормального года» -
для средних за многолетний период метеоусловий. Следует отметить, что в
Беларуси согласно СНБ 4.02.01-03 этот показатель измеряется в других
единицах: Втч/(м2оС-сут.).
Потребление теплоты (отопление + горячая вода) в зданиях в различ-
ных странах показано в табл. 8.2.
Таблица 8.2
Удельное потребление тепла в зданиях в различных странах
Страна	Теплопотребление, кВтч/м2год
Беларусь •	среднее в 1997 г. Германия •	до принятия норм 1982 г. •	нормы 1982г. •	после принятия норм 1982 г. •	существующие нормы Дания •	среднее потребление •	нормы 1993 г. •	новые жилые многоэтажные дома •	нормы 2000 г. Швеция •	нормы 1990 г.	200-290 261,5 220-270 140 140-180 75-100 133 120 85 80 60-70
Представленные данные свидетельствуют о том, что даже в более или
менее сходных климатических условиях (например, в Беларуси и Швеции)
удельное количество тепловой энергии, необходимое для поддержания
нормальных бытовых условий, отличается в несколько раз.
Основными причинами высокого энергопотребления (теплоты и элек-
тричества) в зданиях и сооружениях являются следующие:
-	потери теплоты через ограждающие конструкции, оконные проемы и
системы вентиляции (в том числе «несанкционированная» вентиляция);
-	несовершенство систем отопления, горячего и холодного водоснабжения;
—	неэффективное электрическое освещение и энергоемкие электриче-
ские приборы;
-	низкие (по сравнению с себестоимостью) тарифы на коммунальные
услуги для населения.
601
Рассмотрим различные способы уменьшения потребления энергии при
эксплуатации зданий и сооружений. Известно, например, что в Дании за
счет целенаправленной политики энергосбережения с 1972 по 1991 гг.
удельный расход энергии на отопление 1 м2 жилья сократился на 45%.
8.2.	Установка приборов учета и регуляторов
Практика показывает, что установка приборов квартирного учета по-
требления горячей и холодной воды и оплата за реальное потребление дают
заметную экономию энергоресурсов. Это подтверждается, например, ис-
следованием, проведенным сотрудниками Института проблем энергетики
НАН Беларуси в типовом 120-квартирном пятиэтажном моноблочном доме
серии ОПБ, где в 10 квартирах были установлены квартирные счетчики
холодной и горячей воды типа СКВ-15«ВТР».
Одновременно были установлены приборы группового учета горячей и
холодной воды ВСКМ 16/40 и теплосчетчики СТ-38К. Результаты наблю-
дений с октября 1995 г. по май 1997 г. представлены на рис. 8.1 [1].
Рис. 8.1. Потребление холодной (л) и горячей (б) воды
в типовом многоэтажном доме
1 - с квартирным учетом; 2 - без учета; 3 - нормативы по г. Минску
Характерно, что в данном эксперименте оплата по счетчику произво-
дилась только за холодную воду. В результате потребление ее в квартирах
с индивидуальным учетом снизилось в 2,5 раза по сравнению с остальными
квартирами и почти во столько же раз - по сравнению с нормативом.
За горячую воду все жильцы рассчитывались по нормативу, и, тем не
менее, сказался психологический эффект: там, где потребление горячей
воды контролировалось, оно оказалось меньше в 1,4 раза по сравнению с
остальными квартирами ив 1,17 раза - по сравнению с нормативом.
Установка теплосчетчиков в домах с централизованным теплоснабже-
нием и оплата за реальное потребление теплоты, как правило, дает весьма
значительную экономию средств по сравнению с оплатой по нормативу.
Например, в Минске срок окупаемости установки теплосчетчиков в боль-
ших зданиях и сооружениях составляет примерно половину года. Однако
602
Глава VIII
это не значит, что вся экономия средств при этом идет за счет уменьшения
потребления тепла, хотя, безусловно, учет приводит к снижению теплопо-
требления в самом доме. Дело в том, что в существующих нормативах по-
тери в теплотрассах принимаются значительно ниже действительных: на-
пример, в статической отчетности за 2004 г. потери в теплосетях концерна
«Белэнерго» оцениваются лишь в 10,1%, в целом по республике - 4,9%.
В то же время оценки белорусских и немецких специалистов фирмы
ЕСН, проведенные в рамках международного проекта TACIS, показывают,
что реальные потери тепла в теплотрассах, например, в г. Минске сущест-
венно выше.
Естественно, что разница между реальными и статистическими поте-
рями входит в скрытой форме в норматив оплаты за тепловую энергию.
После установки приборов контроля и учета потребления тепловой
энергии следующим шагом является регулирование теплопотребления.
Опыт Германии показывает, что при этом можно достигнуть следующих
показателей энергосбережения:
-	регулирование температурного режима отопительных уста-
новок в зависимости от погодных условий (температуры
наружного воздуха)...................................до 10%
-	снижение интенсивности отопления в ночное время и вы-
ходные дни в общественных и административных зданиях...10%
—	установка автоматических термостатических клапанов
(кранов) на радиаторах ................................5-10%
-	установка ручных регулирующих кранов на радиаторах...5-7%
Рис. 8.2. Простейший способ
регулирования теплоотдачи от
компактного радиатора
1 - стена; 2 - окно; 3 - трубки
радиатора; 4 - экран; 5 - пово-
ротная заслонка; 6 - подоконник
Вместо регулировочных кранов на
радиаторах можно устанавливать более
простые устройства, изменяющие интен-
сивность теплоотдачи от нагревательных
приборов в помещении.
Известно, что установка экрана (па-
нели) перед компактным радиатором
(конвектором) увеличивает теплоотдачу
за счет возникающей тяги (конвекции) в
пространстве между стеной и панелью.
Если сверху трубок конвектора помес-
тить регулирующую заслонку (рис. 8.2),
то, изменяя ее угол наклона, можно ре-
гулировать теплоотдачу от нагреватель-
ных элементов за счет изменения сопро-
тивления потоку нагретого воздуха. Если
поместить нагреватели в кожух с отвер-
стием в виде рамки, то появляется воз-
можность изменять не только интен-
сивность, но и направление воздушного
потока [2, 3].
603
Индивидуальные средства регулирования тепла в квартирах, авто-
матические или ручные, являются эффективными при наличии регулиро-
вания в распределительных сетях или узлах. В противном случае воз-
можны, например, незапланированные колебания температуры и гидрав-
лических характеристик системы при «несогласованных» действиях
хозяев помещений.
Рис. 8.3. Схема теплового узла с регулятором
1 - запорный клапан; 2 - фильтр; 3 - регулирующий клапан; 4 - насос; 5 - регу-
лятор перепада давления; 6 — блок управления; 7 — датчик температуры наруж-
ного воздуха; 8 — датчик температуры воздуха внутри помещения; 9 - тепловая
сеть; 10 - потребитель; 11 - теплосчетчик
На рис. 8.3 изображена принципиальная схема теплового узла, которая
обеспечивает регулирование расхода теплоносителя в системе отопления в
зависимости от температуры наружного воздуха и внутри помещения.
Наибольший эффект достигается, когда производится пофасадное регули-
рование — разделение потоков на северную и южную части здания. В усло-
виях Беларуси регулирование в распределительных сетях дает снижение
потребления тепла на 15-20%, а в сочетании с индивидуальным регулиро-
ванием - до 20-25%. Имеется пример, когда установка датской системы
автоматического регулирования отопления и горячего водоснабжения
24-квартирного жилого дома в г. Минске позволила получить энергосбе-
регающий эффект около 40% [4].
8.3.	Тепловая изоляция
Другим эффективным методом сбережения тепловой энергии в здани-
ях и сооружениях является теплоизоляция. В табл. 8.3 приведены данные
по тепловым потерям в различных типовых зданиях в Беларуси. Из табли-
цы видно, что наибольшими источниками потерь тепла в ограждающих
604
Глава VIII
конструкциях являются окна, затем стены, потолок и пол. К этому следует
добавить тепловые потери с вентиляцией, которые обычно составляют
примерно 15-20% от общих потерь в зависимости от типа здания.
Таблица 8.3
Потери теплоты через ограждающие конструкции в типовых зданиях
Тип здания	Потери теплоты отдельным элементом, %			
	окна	наружные стены	потолок над верхним этажом	пол нижнего этажа
9-этажный жилой блочный дом	44,1	40,0	7,6	4,3
5-этажный жилой блочный дом	41,0	36,6	13,4	6,7
4-этажная школа	44,6	28,3	17,4	9,7
2-этажный детский сад	50,0	19,3	21,4	9,3
одноэтажный коттедж	39,6	29,1	17,6	13,7
Существуют следующие основные способы снижения потерь теплоты
через окна:
-	уплотнение стыков между стеной и коробкой, коробкой и рамой, ра-
мой и стеклом;
-	установка дополнительного стекла;
-	теплозащитная пленка;
-	теплозащитные шторы;
- стеклопакеты.
Эффективность того или иного способа зависит, прежде всего, от ис-
ходного состояния дома.
Наибольший эффект дает установка стеклопакетов с селективным по-
крытием одного из стекол, препятствующим тепловому излучению наружу,
и заполнением пространства между стеклами инертным газом (аргоном,
криптоном и др.). В этом случае термическое сопротивление оконного про-
ема возрастает в 2-3 раза по сравнению с обычными окнами.
В целом в условиях нашей республики можно сберечь до 30% тепло-
ты, теряемой через окна.
Примерно такой же эффект можно получить за счет теплоизоляции
стен. В табл. 8.4 приведены коэффициенты теплопроводности различных
материалов, применяемых в строительстве, а на рис. 8.4 - термическое со-
противление типовых наружных стен и теплоизоляции в зависимости от
толщины слоя. Нескольких сантиметров теплоизоляции достаточно, чтобы
увеличить термическое сопротивление стен в 2-3 раза.
Рис. 8.4. Термическое сопротивление стен и теплоизоляции
1 - соломенные маты; 2 - полистирол; 3 - стекловата; 4 - полиуретан; 5 - пенополиуретан
605
606
Глава VIII
Таблица 8.4
Теплопроводность материалов стен и изоляционных материалов
Материал	Коэффициент теплопроводности, Вт/м-К
Кирпич	0,9
Силикатный кирпич	1,4
Керамзит	0,45
Железобетон	0,9
Стекловата	0,040-0,055
Полистирол	0,050-0,055
Полиуретан	0,036-0,040
Пенополиуретан	0,017-0,035
Соломенные маты	0,095-0,125
В Германии разработана технология строительства домов с низким
энергопотреблением (ДНЭ), с применением различных типов утеплителей,
в том числе соломенных блоков, стеклопакетов на принципе «светового
диода», которые можно поворачивать на 180° в зависимости от требуемого
направления теплового потока и т.д. Удельное годовое потребление инди-
видуальных и многоквартирных ДНЭ составляет от 30 до 70 кВт-ч/м2.
8.4.	Учет климатических условий при расчете отопления
При анализе эффективности системы отопления зданий и сооружений,
а также потерь теплоты необходимо учитывать температуру как внутри
помещения, так и снаружи [5]. Для этого используется понятие градусо-
дней. Градусо-сутки (ГС) равны разности среднесуточных температур
внутри помещения и снаружи, °C:
ГС = /В-ГН.	(8.1)
Обычно 4 задается нормами и зависит от назначения помещения. Так,
в Беларуси и Дании для жилых помещений принята норма /В-18°С. В
складских и других помещениях эта температура может быть другой (на-
пример, в спортзалах и больницах - от 20 до 22°С).
Количество тепловой энергии, необходимой для отопления, пропор-
ционально числу градусо-суток:
О^С^ГС,	(В-2)
где С - константа, зависящая от типа здания, системы отопления и потерь.
Количество градусо-суток суммируется по неделям, месяцам, сезонам
(в том числе по отопительному сезону) и году. При этом результаты анали-
за сравниваются со средними для данного района наружными условиями
607
через так называемый нормальный год. Распределение градусо-суток в
нормальном году для г. Минска представлено в табл. 8.5.
Таблица 8.5
Количество градусо-суток для нормального года
в г. Минске при /в = 18°С
Месяц	Среднемесячная температура наруж- ного воздуха, °C	Количество дней с отоплением	Число ГС
Январь	-7,3	31	784
Февраль	-6,6	28	689
Март	-2,1	3!	623
Апрель	5,7	30	371
Май	12,5	7	39
Июнь	16,1	0	0
Июль	17,7	0	0
Август	16,6	0	0
Сентябрь	12,0	0	0
Октябрь	6,0	15	181
Ноябрь	0,6	30	522
Декабрь	-4,3	31	690
Итого за год		203	3898
Из таблицы следует, что в среднем (нормальный год) в г. Минске ко-
личество дней отопительного сезона равно 203 за весь сезон и годовое ко-
личество градусо-суток при расчетной среднесуточной температуре внутри
помещения гв = 18°С равно 3898. Эта величина может заметно отличаться от
реального числа градусо-суток. Так, в 1988 г. количество градусо-суток
составило 2628, в 1989 - 2906.
Следует отметить, что ZB - расчетная температура и ее необязательно
поддерживать всегда именно такой. Например, одной из эффективных мер
по энергосбережению в общественных зданиях является снижение внут-
ренней температуры в нерабочие дни. При гв=17°С количество ГС для
нормального года снижается ровно на 203 и составляет 3696. Для сравне-
ния: в Дании число градусо-суток в нормальном году при /в= 18°С равно
3127, при /в= 17°C - 2906. Из этих цифр видно, что число дней с отоплени-
ем в нормальном году в Дании составляет 221.
Количество тепловой энергии (Дж), используемой для отопления,
приведенное к нормальному году, определяется по очевидному соотно-
шению
608
Глава VIII
Практика показывает, что потребление теплоты, связанное с
использованием горячей воды, мало зависит от наружной температуры и от
времени года. Поэтому, если измеряется только общее потребление за
определенный период времени, то соотношение для ^орм принимает
следоощийвцд:	(8.4)
где - потребление теплоты с горячей водой, определяемое расчетным
методом или по приборам в неотапливаемые месяцы и затем экстрапо-
лируемое на весь период, Дж.
ПРИМЕР 8.1 Суммарное потребление теплоты для отопления и горяче-
го водоснабжения в многоквартирном жилом доме в городе Минске площа-
дью 30 000 кв. м составило в год до термореновации 28 ТДж, в этом году
было 3 820 градусо-суток. В год после термореновации потребляемое тепло
уменьшилось вдвое, но при этом в году было 2 680 градусо-суток. На сколь-
ко в действительности снизилось удельное потребление тепла для отопления
в доме, если расход тепла на горячее водоснабжение составил 3,8 ТДж в год?
Решение. Используя формулу (8.4), приводим исходные данные к
нормальному году:
ГСН
= ег - а...=(а,-	•
JL
В год до термореновации
3898
=(28-3,8) —=24.7 ТДж.
В год после термореновации
3898
6“ =(14-3,8)-^- = 14,8 ТДж.
ZOoU
Принимая во внимание, что 1 кВт-ч =3,6 МДж, рассчитываем удель-
ное потребление тепла в здании до термореновации:
24,7 1012	„ кВт ч
?1  -----i------г = 228,7 —5---.
30 103-3,6 106	м2год
После термореновации
14,8 1012	кВтч
92 30 1 03-3,6-106	’ м2год
Таким образом, удельное потребление тепла на отопление после тер-
мореновации сократилось на
<h ~Я\ = 228,7-137^0 1Q0=%
q2 228,7
609
8.5.	Экономия электроэнергии в зданиях и сооружениях
Наибольший расход электроэнергии в зданиях и сооружениях прихо-
дится на освещение (рис. 8.5). Примером этому является распределение
электропотребления в типичной отдельной квартире жилого панельного
дома, изображенное на рис. 8.6. В общественных зданиях на освещение
идет от 30 до 45% всей потребляемой электроэнергии [6].
Рис. 8.5. Потребление энергии в коммунально-бытовом хозяйстве
Холодильник 4%
ТВ + радио
Рис. 8.6. Расход энергии в типовой отдельной квартире
Основными мероприятиями по энергосбережению в системах освеще-
ния являются следующие:
-	замена ламп на более экономичные;
-	установка эффективных рефлекторов;
-	регулирование и автоматизация.
Максимальный эффект экономии энергии на освещение дает замена тра-
диционных ламп накаливания, изобретенных еще в 1873 г. А.Н. Лодыгиным и
имеющих к.п.д. около 5%, на современные люминесцентные светильники.
610
Глава VIII
Достаточно широко применяемые в общественных зданиях лампы
дневного света с дроссельной пускорегулирующей аппаратурой имеют бо-
лее высокий к.п.д., но характеризуются определенной дискомфортностью:
повышенным шумом, «холодным» спектром свечения, стробоскопическим
эффектом (мерцанием).
С начала 80-х гг. стала развиваться электронная пускорегулирующая
аппаратура (ЭПРА). По сравнению с электромагнитной аппаратурой ЭПРА
имеет следующие преимущества:
-	исключается пульсация светового потока и предотвращается стробо-
скопический эффект за счет использования частоты 20—40 кГц;
-	обеспечивается экономичный режим зажигания люминесцентных ламп
без мигания и акустического шума;
-	повышается срок службы люминесцентных ламп до 8000 часов (для
ламп накаливания этот срок не превышает 1000 часов);
-	осуществляется автоматическое отключение люминесцентных ламп в
конце их срока службы, а также дефектных ламп.
В Беларуси современные ЭПРА производятся на НПО «Интеграл», а
комплекты светильников (в том числе компактных и галогенных) с ЭПРА -
на объединении БелОМО и предприятии «Электрет». Эти светильники
обеспечивают уменьшение потребляемой мощности в 4-5 раз при той же
освещенности по сравнению с лампами накаливания.
Установка эффективных рефлекторов с изменением направления свето-
вого потока позволяет получить энергосберегающий эффект от 10 до 30%.
Практика развитых стран (Япония, США и др.) свидетельствует, что
автоматическое регулирование освещения может сэкономить до 50% по-
требляемой электроэнергии.
В общественных зданиях существенный эффект сбережения электро-
энергии дает установка частотных регулируемых приводов на электриче-
ские двигатели различных систем (вентиляции и др.).
Оценка эффективности вышеприведенных мероприятий с учетом
имеющихся возможностей и цен в условиях Беларуси представлена в
табл. 8.6. Наиболее длительными по окупаемости являются установка стек-
лопакетов и теплоизоляция стен.
Таблица 8.6
Эффективность энергосберегающих мероприятий в зданиях и сооружениях [7]
	Мероприятия	Сбере- жение, %	Цена долл./м2, ДОЛЛ./ШТ.	Окупае- мость, лет
1	2	3	4	5
Освещение	Флуоресцентные лампы, 36 Вт	30-50	2,0	2-3
	Электронные таймеры	0,5-8	40	2-5
	Компактные люминес- центные лампы	5-10	12	5-10
611
Продолжение таблицы 8.6
1	2	3	4	5
Окна	Полиэтиленовая пленка	5-10	3-5	1-2
	Специальные шторы	15	15-20	5-7
	Новое окно с тройным остеклением	10-15	60-200	15-50
Автоматизация теплового узла	Регулятор, погодный компенсатор, регулятор давления, циркул. насос	15	4000	1,5
Отопление	Ручные регуляторы на радиаторах	5-10	10 долл, на радиатор	2
Трубы	Теплоизоляция	2-5	10 долл./п.м.	0,5-1
Крыши	Теплоизоляция	4-7	20-30	10-15
Электрические двигатели	Регулируемый привод	1-10	500-3000 долл./кВт	5-10
Стены	Теплоизоляция	20-30	30-70	10-15
8.6.	Нормирование потребления ТЭР
В соответствии с Постановлением Совета Министров Республики Бе-
ларусь от 16.01.2001 № 56 и Положением по нормированию, утвержден-
ным Комитетом по энергоэффективности при Совете Министров Респуб-
лики Беларусь от 19.11.2002, нормированию подлежат котельно-печное
топливо (включая вторичные энергетические ресурсы), электроэнергия вне
зависимости от напряжения, вида тока, объема потребления и источников
энергоснабжения, а также тепловая энергия, включающая расход теплоты,
передаваемой паром, горячей водой и другими теплоносителями.
Разработка норм осуществляется субъектами хозяйствования всех
форм собственности независимо от объема потребления ТЭР периодически
один раз в три года, а также при изменении технологии, структуры и орга-
низации производства и совершенствовании методики нормирования.
Для комплексной оценки эффективности использования ТЭР, наряду с
вышеуказанными, применяются прямые обобщенные удельные энергоза-
траты на основе соответствующих энергетических эквивалентов ТЭР как на
уровне потребления первичной энергии, так и произведенной работы (эко-
номической работоспособности энергоресурсов).
Установлены следующие виды норм:
-	индивидуальные;
-	групповые;
-	технологические;
-	общепроизводственные;
—	текущие (квартальные, годовые);
-	перспективные;
-	прогрессивные (годовые).
612
Глава VIII
Индивидуальная норма определяет расход ТЭР на производство
продукции по однотипным установкам, агрегатам и т.п., является техно-
логической и служит для расчета групповой нормы; групповая - на про-
изводство всего объема одноименной продукции (работы) по объектам
различного уровня (предприятие, объединение, отрасль); технологиче-
ская норма определяет расход ТЭР на основной и вспомогательные тех-
нологические процессы (разогрев и пуск, поддержание в горячем резерве
и т.п.), а также неизбежные технически обоснованные потери; общепро-
изводственная (цеховая, заводская и т.д.) - дополнительно включает
расход ТЭР на вспомогательные нужды и неизбежные потери всего про-
изводства в целом.
Перспективная норма расхода ТЭР используется для перспективного
планирования и прогнозирования потребности в ТЭР в процессе достиже-
ния прогрессивных норм, прогрессивная - это мера потребления ТЭР на
единицу продукции (работы, услуги) определенного качества в результате
внедрения в производство новейших технических, технологических и орга-
низационных энергоэффективных достижений и энергосберегающих меро-
приятий. Прогрессивные нормы устанавливаются для организаций и инди-
видуальных предпринимателей при суммарном годовом потреблении более
44 ТДж (1,5 тыс. т у.т.).
Состав норм расхода ТЭР (перечень статей расхода) устанавливается
ведомственными (отраслевыми) инструкциями с учетом особенностей про-
изводства (работы), далее на каждом предприятии определяется конкрет-
ный состав норм и разрабатываются их количественные показатели. Нормы
утверждаются соответствующими республиканскими органами государст-
венного управления, объединениями, подчиненными Правительству Респуб-
лики Беларусь, местными исполнительными и распорядительными органами.
Для субъектов хозяйствования (организаций и индивидуальных пред-
принимателей) с суммарным годовым потреблением ТЭР в объеме 29,33
ТДж (1 тыс. т у.т.) и выше и для котельных производительностью 0,58 МВт
(0,5 Гкал/час) и выше нормы предварительно согласовываются с Департа-
ментом по энергоэффективности Комитета по стандартизации, метрологии
и сертификации при Совете Министров Республики Беларусь (областными,
Минским городским управлениями по надзору за рациональным использо-
ванием топливно-энергетических ресурсов).
Для организаций и индивидуальных предпринимателей, не выпус-
кающих продукцию и не оказывающих услуг по производству продукции к
нормам расхода приравниваются предельные уровни потребления - мак-
симально допустимое потребление ТЭР, необходимое на планируемый пе-
риод. Нормы расхода топлива и энергии включаются в технологические
карты, технические паспорта, ремонтные карты, инструкции по эксплуата-
ции всех видов энергопотребляющей продукции.
При разработке норм расхода топлива и энергии показатели рассчиты-
ваются следующим образом:
613
энергоемкость продукции
_ ЛТЭр
~
(8-5)
где ЛТЭр - прямые обобщенные энергозатраты, Дж;
П — количество произведенной продукции (работы) в соответствующих
единицах;
е.и.п. - единица измерения продукции.
В свою очередь, прямые обобщенные затраты определяются как сумма
затрат топлива В, тепловой Q и электрической энергии Э:
ЛТЭр = В + кэЭ + KqQ,	(8.6)
где кэ и кч - топливные эквиваленты, выражающие количество топлива в
условных единицах, необходимое для производства и доставки к месту
потребления (т.е. включая потери) единицы электрической и, соответ-
ственно, тепловой энергии.
Для Республики Беларусь принято
кэ = 0,28 т у.т./МВт-ч,
ка = 0,17 т у.т./Гкал.
Нормы расхода устанавливаются не только по обобщенному показате-
лю (8.5), но и по отдельным его составляющим, представленным в формуле
(8.6). При этом Положением о нормировании регламентировано рассчиты-
вать котельно-печное топливо в кг у.т., электроэнергию — в кВт ч, тепловую
энергию - в Мкал.
Для анализа энергоэффективности производства используются также
такие показатели, как энерговооруженность^ у.т./чел.:
А<=4г’	(8'7)
м
где М - среднесписочная численность промышленно-производствен-ного
персонала за рассматриваемый период, а также, по аналогии с (8.7),
электровооруженность труда Эм в тыс. кВт-ч/чел, электровооружен-
ность труда по мощности в тыс. кВт/чел, коэффициент электрифика-
ции, тыс. кВт-ч/т у.т.
Ээ=^-;	(8.8)
ЛТЭР
теплоэлектрический коэффициент, Гкал/тыс. кВт-ч
&	(8.9)
-J
и электротопливный коэффициент, тыс. кВт-ч/т у.т.
614
Глава VIII
(8.Ю)
Индивидуальная технологическая норма (Дж/е.и.п.) по расходу z-ro
энергоресурса на технологические нужды И7, определяется как
(8.Н)
Общепроизводственная цеховая норма по расходу z-ro энергоресурса,
(Дж/е.и.п.)
(8.12)
где 1Гвспи- - расход z-ro вида энергоресурсов на вспомогательные нужды;
потери z-ro вида энергоресурсов в цеховых сетях и преобразова-
тельных установках.
Общепроизводственная заводская норма по расходу z-ro вида энерго-
ресурсов, (Дж/е.и.п.)

(8.13)
где Wyг - расход z-ro вида энергоресурса на технологические нужды произ-
водства у-го типа продукции на предприятии;
W3 ij - соответственно общезаводские расходы и потери в общезавод-
ских сетях и преобразовательных установках z-ro типа энергоресурсов
при производствеу-го продукта.
Групповая отраслевая (межотраслевая) норма (Дж/е.и.п.) расхода z-ro
вида ТЭР на производство у-го вида продукции расчитывается как средне-
взвешенная величина по формуле
2L (^ у х )
(8.14)
где Нпз, у - общепроизводственная заводская норма расхода z-ro вида ТЭР
n-ой организации (индивидуального предпринимателя) на производст-
во у-го вида продукции (работ, услуг);
nnj - объем производства у-го вида продукции за рассматриваемый пе-
риод;
т — количество организаций, индивидуальных предпринимателей, вы-
пускающих у-й вид продукции за рассматриваемый период.
Прогрессивная норма (Дж/е.и.п.) расхода z-ro вида ТЭР на производст-
во у-го вида продукции (работ, услуг) определяется по формуле
615
На,у=Н^у~(8.15)
“У
где Hfaij - общепроизводственная годовая технически обоснованная норма
расхода z-ro вида ТЭР на производство j-го вида продукции (работ, ус-
луг) в базовом году;
АИ^ - величина резерва экономии z-ro вида ТЭР на производство у-го
вида продукции, выявленная в результате энергетического обследова-
ния (аудита);
Il&j - годовой объем производстваj-го вида продукции в базовом году.
За базовый год принимается год энергетического обследования.
Значение прогрессивного предельного уровня потребления z-ro вида
ТЭР (Дж/е.и.п.) вычисляется по формуле
Пп1 = Пы-ЛП„	(8.16)
где Па - текущий технически обоснованный годовой предельный уровень
потребления z-ro вида ТЭР в базовом году;
ATT, - величина резерва экономии z-ro вида ТЭР, выявленная в резуль-
тате энергетического обследования (аудита).
Постановлением Совета Министров Республики Беларусь от 2.06.1997 г.
№819 установлены следующие санкции к субъектам хозяйствования:
-	за использование энергоресурсов без утвержденных в установленном
порядке норм их расхода - в размере 5% стоимости израсходованных
за период потребления ТЭР;
-	за перерасход - в размере двукратной стоимости израсходованных сверх
установленных норм (предельных уровней потребления) ТЭР за отчет-
ный квартал, предшествующий дате обнаружения этого перерасхода.
Литература
1.	Черноусов С.В., Ильюхин Ю.Д., Новаш Л.В. Что дает квартирный учет воды //
Энергоэффективность, 1998. - № 6. - С. 7-9.
2.	Михалевич А.А., Авхимович З.С., Володин В.И. и др. Конвектор. А.с. № 1161797,
1985.
3.	Михалевич А.А., Авхимович З.С., Володин В.И. и др. Отопительный прибор. А.с.
№ 1134851,1984.
4.	Войтехович В.Н. Эффект внедрения автоматического регулирования теплопо-
требления жилого дома // Энергоэффективность, 1998. - № 12. - С. 10-12.
5.	Михалевич А.А. Введение в энергоэффективные технологии и энергетический
менеджмент. - Мн.: БИТУ, 2002 - 267 с.
6.	Целуйко В.И. Энергоэффективное освещение // Энергоэффективность, 1998. -№ 2.
-С. 14-15.
7.	Энергосбережение в общественных зданиях. Бюллетень ГКЭЭ, вып. 3,1997. -4 с.
616
ГЛАВА IX. Методические указания и примеры расчетов
для курсового проекта «Газоснабжение города»
9.1.	Исходные данные для проектирования,
содержание и объем курсового проекта
В курсовом проекте разрабатывается двухступенчатая система газо-
снабжения среднего города природным газом.
В проекте решаются следующие вопросы: определение свойств газа; рас-
чет количества сетевых ГРП и выявление зон их действия; определение рас-
четных расходов газа бытовыми и мелкими коммунальными потребителями
(нагрузок ГРП), сосредоточенными потребителями (больница, хлебозавод,
банно-прачечный комбинат), котельными (две районные и одна квартальная);
выбор схемы газоснабжения города; гидравлический расчет кольцевой сети
среднего (высокого) давления для трех режимов эксплуатации сети; выбор
схемы газоснабжения квартала и расчет квартальных сетей низкого давления;
разработка внутридомовой системы газоснабжения секции жилого дома и ее
расчет; расчет газовой горелки для котла квартальной котельной; подбор обо-
рудования для газорегуляторной установки квартальной котельной.
Исходными данными для выполнения курсового проекта являются:
генпланы города и квартала; план секции первого этажа жилого дома; ме-
сторасположение города (область); этажность застройки кварталов города и
рассматриваемого жилого дома; состав газа; расход газа промышленным
предприятием; давление газа на выходе из ГРС; располагаемое давление
для расчета квартальной сети низкого давления; тип котла для квартальной
котельной и горелки для котельной установки.
Курсовой проект состоит из расчетно-пояснительной записки объемом
40...50 страниц и графической части, включающей два листа формата А1
(594x841 мм).
Пояснительная записка должна содержать следующие разделы: исход-
ные данные; характеристика города и потребителей газа; определение
свойств газа (плотность, теплота сгорания, пределы воспламенения, количе-
ство воздуха, необходимого для сжигания газа, выход продуктов сгорания);
расчет количества сетевых ГРП; определение количества жителей; расчет
нагрузок потребителей газа; определение количества котлов в квартальной
котельной; описание системы газоснабжения города; расчет кольцевой сети
среднего (высокого) давления для двух аварийных и нормального режимов;
расчет квартальной сети низкого давления; подбор газовых приборов, счет-
чиков и расчет внутридомовых газопроводов; расчет газовой горелки; описа-
ние схемы обвязки котла квартальной котельной; подбор оборудования ГРУ.
Все расчеты в записке должны сопровождаться соответствующими по-
яснениями, ссылками на источники.
В записке должны быть представлены расчетные схемы квартальной и
внутридомовой систем газоснабжения, схема обвязки котла квартальной
котельной.
617
На чертежах приводятся: генплан города с газовыми сетями среднего
(высокого) давления с нанесением ГРС, ГРП и всех сосредоточенных по-
требителей (М 1:10000); расчетные схемы газопроводов среднего (высоко-
го) давления для двух аварийных и нормального режимов эксплуатации
сети, на которых показывают узлы ответвлений газопроводов, расходы газа
на участках, длины участков, диаметры газопроводов; генплан квартала с
нанесением газопроводов низкого давления, колодцев, контрольных трубок
и проводников, пикетов (М 1:1000); план первого этажа секции жилого до-
ма с нанесением газопроводов, стояков, газовых приборов, счетчиков, от-
ключающих устройств, гильз, футляров, вентиляционных и дымовых кана-
лов, с указанием высоты и объема кухонь (М 1:50); аксонометрическая
схема внутридомовой сети, на которой приводятся обозначение и диаметр
газопроводов, отключающие устройства, гильзы, отметки пола, земли и
горизонтальных участков газопроводов (М 1:50 по вертикали, без масштаба
по горизонтали); газовая горелка с указанием конструктивных размеров
отдельных элементов (М 1:5; 1:10); схема ГРУ квартальной котельной (М
1:20), к которой прилагается спецификация оборудования установки.
При оформлении чертежей и схем, а также пояснительной записки не-
обходимо руководствоваться требованиями ГОСТов и ЕСКД [27, 28].
9.2.	Характеристика объекта проектирования и
потребителей газа
Приводится общая строительная характеристика города, указывается
климатическая зона [5], в которой расположен город. Условно разделяют
город на районы с различной градостроительной ценностью территории (вы-
сокая, средняя, низкая). Указывается число жилых кварталов, этажность за-
стройки, численность населения. Приводится расчетная температура наруж-
ного воздуха для проектирования отопления, преобладающее направление
ветра в зимний период, продолжительность отопительного периода [4, 5].
Указываются основные потребители газа: бытовой сектор (жилые до-
ма), предприятия общественного питания (столовые, кафе, рестораны),
мелкие предприятия бытового обслуживания населения, предприятия ком-
мунального хозяйства (банно-прачечный комбинат, больница, хлебозавод,
районные и квартальные котельные), промышленные объекты.
Выбирается месторасположение сосредоточенных потребителей, ука-
зывается степень охвата населения газоснабжением. Принимают, что в жи-
лых домах до пяти этажей включительно устанавливают газовые плиты и
проточные водонагреватели, и газ расходуется на приготовление пищи и
горячей воды; в 6...9-ти этажных домах устанавливают только газовые пли-
ты и газ используется лишь для приготовления пищи (в этих зданиях пре-
дусматривается централизованное горячее водоснабжение от котельных).
Приводят характеристику источника газоснабжения, считая, что город
будет получать природный газ от магистрального газопровода. Намечают
месторасположение ГРС.
618
Глава IX
9.3.	Определение свойств газообразного топлива
При известном составе газообразного топлива теплофизические характе-
ристики его определяются по свойствам простых газов - компонентов смеси.
Плотность газового топлива в нормальных условиях росм, кг/м3, нахо-
дится по формуле [7, 9]
п
Роем = 0,01 £Ро, Л,	(9-D
1=1
где у, - объемное процентное содержание /-го компонента в газовой сме-
си, %;
ро/ - плотность z-ro компонента смеси при нормальных условиях, кг/м3,
принимаемая по справочным данным [7, 9] или определяемая из выра-
жения
_М<
Ро« у ’
где Mt - молекулярная масса z-ro компонента смеси, кг/кмоль, [7, 9];
VM. ~ объем одного киломоля z-ro компонента, м3/кмоль, [7, 9].
Низшая объемная теплота сгорания сложных газов (2НСМ, кДж/м3, рас-
считывается по составу газообразного топлива и теплоте сгорания компо-
нентов [7, 9]
л
асм=о,о1£Л.е„,-,	(9.2)
1=1
где QHi - объемная низшая теплота сгорания z-ro компонента, входящего в
смесь, кДж/м3, [7, 9].
Концентрационные пределы воспламенения для смесей горючих газов,
не содержащих балластных примесей, определяются по правилу аддитив-
ности по формуле Ле Шателье [7, 9]
где Асм - нижний или верхний предел воспламенения смеси горючих г^зов
в газовоздушной среде, об.%;
Li - нижний или верхний предел воспламенения z-ro компонента в га-
зовоздушной смеси, об.%, [7, 9].
При наличии в газе балластных примесей пределы воспламенения мо-
гут быть определены по формуле [7, 9]
\ ,	(94)
100+24,.-^-
1 — £>
619
Цп+^ C„H„ + 1,5H2S ,	(9.5)
где £см - нижний или верхний предел воспламенения смеси с балластными
примесями, об. %;
Лем - нижний или верхний предел воспламенения горючей части сме-
си, об. %;
Б - содержание балластных примесей (СО2 и N2) в газообразном топ-
ливе, доли единицы.
Теоретическое количество сухого воздуха, необходимого для полного
сгорания 1 м3 природного газа, Го, м3/м3, составляет [7, 9]
Ко =0,0476
где С„Нт - объемное процентное содержание углеводородов, входящих в
состав газовой смеси, %;
п и т - соответственно число атомов углерода и водорода в каждом
углеводороде;
H2S - объемное процентное содержание сероводорода в газовом топ-
ливе, %.
Теоретический расход влажного воздуха V™, м3/м3, больше подсчи-
танного по выражению (9.5) на объем содержащихся в нем водяных паров
Ковл = Ко +0,001244Л,	(9-6)
где da - влагосодержание воздуха, г/м3;
0,00124 - объем 1 г водяного пара, м3/г.
Вследствие несовершенства смешения горючих компонентов с окис-
лителем в процессе горения топочные процессы ведутся с некоторым из-
бытком воздуха (для исключения химической неполноты сгорания), поэто-
му действительное количество воздуха Ид, м3/м3, необходимого для сжига-
ния газа, составит [7, 9]
^=aroM,	(9.7)
где a - коэффициент избытка воздуха. Его величина зависит от условий
смесеобразования газа и воздуха и обычно принимается в пределах
1,05... 1,2.
В состав продуктов сгорания входят углекислый газ, водяные пары,
азот, кислород, а иногда и сернистый ангидрид.
Количество углекислого газа, образующегося при сгорании 1 м3 газо-
образного топлива Рсо2, м3/м3, зависит от содержания углерода в компо-
нентах смеси и в балласте топлива [7, 9]
Гсо2=0.01(ЕяС»Ни+С02).	(9.8)
где СО2 - объемное процентное содержание углекислого газа в составе
смеси, %.
620
Глава [X
При наличии в газовом топливе сероводорода в состав продуктов сго-
рания входит сернистый ангидрид KSO2, м3/м3, [7, 9]
rSO2 = 0,01H2S,	(9.9)
где H2S - объемное процентное содержание сероводорода в газовой сме-
си, %.
Количество образующихся водяных паров КНгО, м3/м3, слагается из
объема паров, получающихся в результате сгорания водорода, входящего в
состав углеводородов и других соединений, водяных паров, содержащихся
в газовом топливе в виде балласта и поступивших с воздухом [7, 9]:
»н2о=0,01 SyC„H„+H2S + 0,00124« + aaBro) ,
(9.10)
где dv - влагосодержание газа, г/м3.
Количество кислорода в продуктах сгорания Kq2, м3/м3, определяется
коэффициентом избытка воздуха, при котором ведется процесс горения [7, 9]:
КОг = 0,21(а-1)Ио.	(9.11)
Содержание азота в продуктах сгорания FN2, м3/м3, также зависит от
коэффициента избытка воздуха и наличия азота в балласте топлива [7, 9]:
^2 = 0,79aKo + 0,01N2,	(9.12)
где N2 - объемное процентное содержание азота в составе смеси, %.
Полный объем продуктов сгорания 1 м3 газообразного топлива Ипрсг,
м3/м3, составит
Kip.cr - ^со2 + ^so2 + ^н2о + >о2 +	•	(9-13)
Основные характеристики некоторых простых газов, входящих в со-
став природных газов, которые необходимы при определении свойств газо-
вой смеси, приведены в табл. 9.1.
ПРИМЕР 9.1. Определить тепло физические характеристики сухого
природного газа следующего состава:
СН4 - 93,0%; С2Н6 - 4,0%; С3Н8 - 0,9%; н - С4Н10 - 0,4%;
С5Н12 - 0,3%; СО2 - 0,1 %; N2 - 1,3%.
Решение. Для определения плотности газовой смеси ро см, кг/м3, на-
ходим по таблице 9.1 значения плотности отдельных компонентов и под-
ставляем их в формулу (9.1):
рОсм = 0,01(0,717-93,0 + 1,356-4,0 + 2,004-0,9ч- 2,702-0,4 +
+ 3,457 • 0,3+1,977  0,1 + 1,251 1,3) = 0,78 кг/м3.
Таблица 9.1
Основные характеристики газов, входящих в состав природных газов
Показатель	Метан	Этан	Пропан	н-Бутан	Пентан	Углекислый газ	Азот	Серово- дород
Химическая формула	СН4	с2н6	с3н8	СдНю	с5н12	СО2	n2	H2S
Молекулярная масса М, кг/кмоль	16,043	30,068	44,097	58,124	72,146	44,011	28,043	34,082
Молекулярный объем VM, м3/кмоль	22,38	22,174	21,997	21,50	20,87	22,268	22,395	22,14
Плотность при нормальных условиях р0, кг/м3	0,717	1,356	2,004	2,702	3,457	1,977	1,251	1,540
Теплота сгорания, кДж/м3: высшая QB низшая QH	39930 35760	69690 63650	99170 91140	128500 118530	158000 146180		—	25460 23490
Пределы воспламенения в смеси с воздухом, об.%: нижний верхний	5,0 15,0	3,0 12,5	2,0 9,5	1,7 8,5	1,35 8,0	—		4,3 45,5
ьэ
622
Глава IX
Низшая теплота сгорания газообразного топлива по выражению (9.2)
равняется
£^ = 0,01(35760-93 + 63650-4 + 91140-0,9 +
+118530 - 0,4 +146180-0,3) = 37536 кДж/м3.
Для определения пределов воспламенения находим состав горючей
части газа без балластных примесей по формуле
У1
100-Я
•100:
Хен =----.	-100 = 94,32 об.%;
-хсн4 100-(0,1+ 1,3)
Ус,н. =;~100 = 4,05 об.%;
^н‘=ё100=0’91об%;
+.ню =-^100 = 0,41об.%;
л,н,2=^юо=о,зюб.%;
Ху1 =94,32 + 4,05 + 0,91 + 0,41 + 0,31 = 100 об.%.
Используя данные табл. 9.1, находим нижний и верхний пределы вос-
пламенения горючей части газа по формуле (9.3):
£<="« = 94,32 4,05 0,91 0,41 0,31 = 4,73 °б%’
5,0 + 3,0 + 2,0 + 1,7 + 1.35
= 94,32	4,05	0,91	0,41	0,31	= 14,7 °б%’
---’--1__’--1__2 +  + _2 
15,0	12,5	9,5	8,5	8,0
Нижний и верхний пределы воспламенения газа с учетом балластных
примесей по формуле (9.4) равняются
0,014
1-0,014
ь =4 73-
смн ’	0 014
100+4,73- ’
’	1-0,014
= 4,79 об.%;
сми
= 14,7-
Л 0,014 'I
V 1-0,014J
100
100 + 14,7-
0,014
1-0,014
= 14,88 об.%.
623
Теоретическое количество сухого воздуха, необходимого для сжига-
ния газа, определяем по формуле (9.5)
Го =0,0476(2-93,0 + 3,5-4,0 + 5-0,9 + 6,5-0,4 + 8-0,3) = 9,97 м3/м3.
Содержание водяных паров в воздухе при /в = 20°С и (р = 60% состав-
ляет dB = 17,3 • 0,6 ~ 10 г/м3.
Тогда теоретический расход влажного воздуха по формуле (9.6) равняется
V™ = 9,97+0,00124-10-9,97 = 10,09 м3/м3.
Действительное количество влажного воздуха, необходимого для сжи-
гания газа, при коэффициенте избытка воздуха а = 1,1 составит
Гд =1,1-10,09 = 11,1 м3/м3.
Объем углекислого газа, образующегося при сжигании 1 м3 рассмат-
риваемого газа, определяем по формуле (9.8):
КСо2 =0,01(1-93,0+2-4,0 + 3-0,9 + 4 0,4 + 5 0,3 + 0,1) = 1,07 м3/м3.
Объем водяных паров в продуктах сгорания по выражению (9.10) со-
ставит
Гн2о =0,01 [2-93,0+3-4,0 + 4-0,9+5.0,4+6-0,3 +
+ 0,00124(0+1,1 -10-9,97)] = 2,06 м3/м3.
Количество кислорода в продуктах сгорания определяем по формуле
(9.11):
Ко2 = 0,21 (1,1 -1)9,97 = 0,21 м’/м3.
Количество азота в продуктах сгорания по формуле (9.12)
= 0,79-1,1-9,97+0,01-1,3 = 8,67 м3/м3.
Полный объем продуктов сгорания 1 м3 рассматриваемого газа составит
^госг =1,07 + 2,06 + 0,21 + 8,67=12,01 м3/м3.
9.4. Определение количества сетевых ГРП
Количество ГРП п, питающих сети низкого давления, может быть оп-
ределено по формуле [7]:
где F- газифицируемая площадь, включая площадь проездов, м2;
Яоит - оптимальный радиус действия ГРП, м. Аоит= 600.. .800 м.
Газифицируемая площадь равняется общей площади города, опреде-
ляемой по генплану последнего, за вычетом территорий парков, скверов,
площадей и кварталов, где размещаются больница, хлебозавод, промыш-
ленное предприятие и районные котельные.
624
Глава IX
Полученное по формуле (9.14) количество ГРП, их местоположение
уточняются по местным условиям, исходя из планировки города и распо-
ложения отдельных районов.
Если селитебная территория представляет собой большой массив, не
расчлененный на отдельные районы, необходимо стремиться, чтобы зоны
действия каждого ГРП приближались к квадрату. В этом случае протяжен-
ность сети от ГРП до самого дальнего потребителя и расходы газа по пути
будут наименьшими, а сеть оптимальной.
Каждый ГРП должен размещаться в центре зоны его действия и как
можно ближе к центру нагрузки данной зоны. Перечисляются кварталы,
которые обслуживает каждый ГРП, и указывается численность населения в
зоне его действия.
9.5. Определение расходов газа потребителями города
Годовое потребление газа городом является основой для составления
проекта газоснабжения. Расчет годового потребления производят по сред-
ним нормам, разработанным на основе многолетнего опыта [1, 16]. Для
расчета необходимо определить количество жителей в городе (в от-
дельных кварталах и в целом). Количество жителей N, чел., находится по
формуле [3]:
N = F Р,	(9.15)
где F - площадь квартала в красных линиях застройки, га;
Р - расчетная плотность населения, чел./га.
Размеры квартала определяются по генплану города. Плотность насе-
ления принимается в зависимости от зоны различной степени градострои-
тельной ценности территории и климатического подрайона, в котором рас-
положен город. Для жилых районов она определяется по табл. 1, а для мик-
рорайонов - по табл. 2 приложения 4 [3] или по табл. 9.2.
Таблица 9.2
Расчетная нормативная плотность населения
территории микрорайона
Зона различной степени градо- строительной ценности территории	Плотность населения, чел./га, для климатических подрайонов		
	1Б и часть IA, 1Г, 1Д и ПА севернее 58° с. ш.	IB, ПБ, ПВ севернее 50° с. ш. и часть IA, 1Г, 1Д и ПА южнее 58° с. ш.	южнее 58° с. ш., кроме части IA, 1Г, 1Д и ПА, входящих в данную зону
Высокая	440	420	400
Средняя	370	350	330
Низкая	220	200	180
625
Показатели плотности населения приведены при расчетной жилищ-
ной обеспеченности 18 м2/чел. При другой жилищной обеспеченности
расчетную нормативную плотность населения следует определять по
формуле
18
(9-16)
где Pis - показатель плотности населения при расчетной жилищной обес-
печенности 18 м2/чел.;
f - действительная жилищная обеспеченность, м2/чел.
Расчет количества жителей в городе сводим в табл. 9.3.
Таблица 9.3
Расчет количества жителей в городе
№ квартала	Размеры квартала, м		Площадь квартала F, га	Расчетная плот- ность населения Р, чел./га	Количество жителей N, чел.
	длина	ширина			
1	2	3	4	5	6
		Зона ГРП 1			
•. •	»•.	•  •	«• •	• • •	. • •
♦ • •	*«•	• • •	 • •	• • •	• • •
					52^ГРП1
		Зона ГРП 2			
• • •	•«•	• * •	• •.	...	• • •
» . -	* • •	• ♦ •	• г .	-..	 • •
					£Мт»П2
• • •	•. •	• ♦ •	• » •	• • •	• - -
				Всего в городе	
Годовой расход таза Ггод, м3/год, на хозяйственно-бытовые и комму-
нальные нужды равномерно распределенными потребителями определяет-
ся по выражению [7]:
Vrm = Nnx(9.17)
где N- численность населения, чел.;
л - число расчетных потребителей на 1 тыс. жителей [3, 7];
л - степень охвата газоснабжением в долях единицы;
£)Гед - нормативный расход газа в тепловых единицах на хозяйственно-
бытовые и коммунальные нужды, кДж/год [1, 16];
Qa - низшая теплота сгорания газа, кДж/м3.
626
Глава IX
Расчетный расход газа Кр, м3/ч, определяется как доля годового расхо-
да [1, 16]:
^р = ^-^год,	(9*18)
где Кт - коэффициент часового максимума [1].
Расход газа сосредоточенными потребителями (больница, банно-
прачечный комбинат, хлебозавод) также находится по формулам (9.17) и
(9.18). Число единиц потребления для них принимается по [3, 7] и приведе-
но в табл. 9.4, а значения коэффициента Кт принимаются по [1, 16].
Таблица 9.4
Нормативные показатели для определения числа единиц
потребления некоторых объектов
Наименование объектов	Число единиц потребления	Расчетные показатели для определения количества стираемого белья
Жилые дома	Все жители	75 кг в год при стирке в прачечной
Столовые	40 мест на 1000 жителей при охвате обслуживанием населения 25...30%	0,01 кг на 1 обед (завтрак, ужин)
Детские ясли	Число детей ясельного возраста 8... 10% всех жителей; охват обслуживанием яслями 85%	0,48 т в год на 1 ребенка
Детские сады	Число детей в возрасте от 4 до 7 лет - 10% всех жителей; охват обслуживанием садами - 85%	0,36 т в год на 1 ребенка
Поликлиники	От 26 до 35 посещений в день на 1000 жителей	0,125 кг на 1 посещение
Больницы	12... 13,5 койки на 1000 жителей (или определяется в задании на про- ектирование местными органами здравоохранения)	0,48 т в год на 1 койку
Бани	52 помывки в год на 1 человека	0,075 кг на 1 посещение
Г остиницы	6 мест на 1000 жителей	0,3 т в год на 1 место
Хлебозаводы	219 т хлебобулочных изделий и 36,5 т кондитерских изделий на 1000 жителей в год	
627
При определении нагрузки ГРП больницы необходимо учесть расход
газа на ее отопление и вентиляцию (при выполнении курсового проекта
следует предусмотреть на территории больницы собственную котельную).
Расчетный расход газа на отопление Ио, м3/ч, и вентиляцию Гв, м3/ч, боль-
ницы определяется по формулам [8]:
3,6-l,l-flo-Гн(^в-fo)(l + g)pf
_ 3;6 • (?в ‘ ^н(^в ^о)
п-2н
(9.19)
(9.20)
где 1,1 - коэффициент, учитывающий дополнительные потери теплоты в
системе отопления;
7о, Яъ ~ соответственно удельные отопительная и вентиляционная ха-
рактеристики здания, Вт/(м3-°С); для больниц qo= 0,33...0,46 Вт/(м3оС)
и qB- 0,25...0,32 Вт/( м3-°С) [8];
Гн - объем здания больницы по наружному обмеру, м3; для больницы
удельная кубатура принимается 160.. .240 м3 на одну койку;
fB, ~ соответственно расчетные температуры внутреннего воздуха в
помещении и наружного, °C [4, 5, 8];
б - коэффициент, учитывающий затраты теплоты на подогрев ин-
фильтрационного воздуха, е = 0,1... 0,2 (в зданиях с приточной венти-
ляцией е = 0) [8];
ц - к.п.д. котельной установки, принимаемый 0,75.. .0,80;
- температурный коэффициент, определяемый по формуле [8]:
р, «1 + 0,6^2-.	(9.21)
*В to
Расход газа котельными определяется по выявленным затратам тепло-
ты, кВт, на отопление жилых и общественных зданий Qc, вентиляцию об-
щественных зданий QB и горячее водоснабжение жилых и общественных
зданий Огв- Расходы теплоты находятся по укрупненным показателям
(табл. 9.5) по формулам (4.1), (4.4) и (4.5).
Общая площадь жилых зданий Л, м2, определяется по формуле
A = N-f,
где f - норма общей площади на 1 человека,/ =18 м2/чел. [3];
/V - количество жителей в обслуживаемой котельной зоне.
Расход газа котельными Гкот, м3/ч, находится по формуле
У __ 3600((?о + £?в + бгв)
*КОТ	„	’
(9.22)
(9.23)
628
Глава IX
где т]к - к.п.д. котельной установки. Для котельных малой и средней мощ-
ности принимается т]к = 0,75...0,8; для котельных большой мощности
Лк = 0,85...0,9.
Количество котлов в квартальной котельной п
п=^,	(9.24)
'к
где Ккк - расход газа квартальной котельной, м3/ч;
Таблица 9.5
а)	Укрупненные показатели максимального теплового потока на отопление
жилых зданий на 1 м2 общей площади qm Вт
Этажность жилой постройки	Расчетная температура наружного воздуха для проектирования отопления /0, °C							
	-5	-10	-15	-20	-25	-30	-35	-40
1-2	145	152	159	166	173	177	180	187
3-^	74	80	86	91	97	101	103	109
5 и более	65	67	70	73	81	87	91	95
б)	Укрупненные показатели среднечасового расхода теплоты на горячее
водоснабжение фгв в Вт на одного человека [6]
Средние за отопительный период нормы расхода воды на горячее водоснабжение в литрах на одного человека в сутки при tr = 55°С а, л/(сут. чел.)	дгв, Вт/чел.	
	с централизо- ванным горячим водоснабжением	без горячего водоснабжения
85	320	73
90	332	73
105	376	73
115	407	73
Примечание. Значения qn приведены с учетом потребления в общественных
зданиях.
- расход газа одним котлом, м3/ч, определяемый по формуле
к
3,6FK-?K
Лк ’С?н
(9.25)
где FK - площадь поверхности нагрева, м2, [9... 13];
qK — теплосъем с 1 м2 поверхности нагрева котла, Вт/м2 [9... 13].
Технические характеристики некоторых отопительных котлов приве-
дены в табл. 9.6 (* - сняты'с производства).
629
Технические характеристики секционных
отопительных котлов малой мощности
Таблица 9.6
Тип котла	Площадь поверхности 2 нагрева, м	Рекоменду- емый тепло- съем, кВт/м2	Размеры котла, м		
			длина	ширина	высота
Универсал-6*	41,8 46,2	14,0	2,48 2,74	1,97 1,97	2,03 2,03
	24,2		1,71	2,06	2,47
Универсал-бМ*	33,0	14,0	2,25	2,06	2,47
	41,8		2,78	2,06	2,47
	29		1,71	2,19	2,55
Тула-3*	40,6	14,0	2,25	2,19	2,55
	53,0		2,78	2,19	2,55
	30,4		2,24	2,32	2,81
Минск-1*	40,0	18,6	2,80	2,32	2,81
	46,5		3,22	2,32	2,81
Факел	36,0	26,0	3,46	1,10	2,20
	45,0		3,98	1,10	2,20
Братск *	59,5	16,8	4,00	2,16	2,21
Братск-1Г	59	16,9	3,22	1,25	2,30
	29,6		1,52	2,46	2,39
КЧ-3	42,0	12,0	2,06	2,46	2,39
	54,4		2,60	2,46	2,39
	32,0		1,78	2,71	2,61
Отопитель-1	46,0	12,0	2,35	2,71	2,61
	60,2		2,91	2,71	2,61
	27,9		1,69	2,46	2,39
Энергия-6	40,3	14,0	2,22	2,46	2,39
	52,7		2,75	2,46	2,39
	38,4		1,87	2,63	2,48
МГ-2Т	52,8	14,0	2,40	2,63	2,48
	72		2,94	2,63	2,48
ПРИМЕР 9.2. Определить нагрузку сетевого ГРП, который обслужи-
вает жилой район, застроенный 5-, 7- и 9-этажными зданиями. В зоне 5-
этажной застройки проживает 10800 человек, 7-9-этажной - 14500 чело-
век. В квартирах 5-этажных жилых домов установлены газовые плиты и
проточные газовые водонагреватели, в квартирах 7-9-этажных зданий -
газовые плиты. В районе имеются столовые, которые получают газ из сетей
низкого давления. Используется природный газ с QH = 35600 кДж/м3.
Решение. Годовой расход газа в жилых домах и на предприятиях об-
щественного питания определяем по выражению (9.17), а расчетный - по
выражению (9.18). Расчет расходов газа сводим в табл. 9.7.
Таблица 9.7
Расчет расхода газа равномерно распределенными потребителями
№ п/п	Назначение расходуемого газа	Пока- затель потреб- ления газа	Охват газоснаб- жением, %	Число единиц потреб- ления N	Годовая норма расхода газа		Годовой расход газа Игод, м3/год	Коэффи- циент часового максимума кт	Расчетный расход газа Кр, м3/ч
					(2 ГОД 5 кДж/год	м3/год			
Зона пятиэтажной застройки									
1	Приготовление пищи и горячей воды в квартирах при наличии газовой плиты и газового водона- гревателя	1 чел.	100	10800	8,0-106	224,72	2426966	1/2350	1032,75
Зона семи- девятиэтажкой застройки									
2	Приготовление пищи в квартирах при наличии газовой плиты и центра- лизованном горячем во- доснабжении	1 чел.	100	14500	2,8-10б	78,65	1140449	1/2350*	485,30
221518,05									
Столовые, рестораны, кафе									
3	Приготовление завтраков (ужинов)	1 з., у.	100	2277000	2,1-103	0,059	134317	1/2000	67,16
4	Приготовление обедов	1 обед	100	2277000	4,2-103	0,118	268635	1/2000	134,32
5	Мелкие предприятия бытового обслуживания		(5% от расхода на жилые дома)						75,9
Е1795.4									
630	Глава IX
631
Расход газа на приготовление пищи и санитарно-гигиенические нужды
рассчитывается при полном охвате газоснабжением жилой застройки
(100%, графа 4). В графе 6 проставляем нормативный расход газа в тепло-
вых единицах на 1 чел. в год 01ОД, кДж/год [1, табл. 2], при этом учитывает-
ся расход теплоты на стирку белья в домашних условиях; в графе 7 — годо-
вая норма расхода газа £?Год/£?н, м3/год; в графе 8 - годовой расход, вычис-
ленный по формуле (9.17).
Величина коэффициента часового максимума зависит от общего чис-
ла жителей, снабжаемых газом в зоне действия ГРП [1, табл. 4], для N =
= 25300 чел. Кт = 1/2350. Значение расчетного расхода газа в м3/ч про-
ставляем в графе 10.
При расчете расхода газа на приготовление пищи на предприятиях об-
щественного питания число единиц потребления в столовых района (количе-
ство завтраков, обедов и ужинов) находим в соответствии с нормативными
показателями (табл. 9.4) и из условия, что столовые работают в две смены. С
учетом средней загрузки предприятий общественного питания принимаем
охват обслуживанием населенияу = 0,25...0,3 общей численности населения,
считая, что каждый человек, регулярно пользующийся столовыми и рестора-
нами, потребляет в день примерно 1 обед и 1 ужин (или завтрак).
Тогда общее число единиц потребления газа предприятиями общест-
венного питания составит 360-у-x-N [3]. Для рассматриваемого района с
числом жителей (10800 + 14500) = 25300 чел. число единиц потребления
(обедов, завтраков и ужинов) составит 360-0,25-1-25300 = 2277000 ед.
Степень охвата газоснабжением столовых в данном случае х = 1
(100%); 360 - число дней работы предприятий общественного питания за
год. Этот расчет приводим в графе 5.
По нормативным расходам газа [1, 16] определяем годовой и расчет-
ный расходы газа столовыми. Значение Кт принимаем по [1, табл. 5]. Ре-
зультаты расчета заносим в соответствующие графы табл. 9.7.
Дополнительно учитываем расход газа на нужды предприятий бытово-
го обслуживания населения, принимая его в размере 5% от суммарного
расхода газа в жилых домах [1]. Нагрузка ГРП определяется как сумма рас-
четных расходов газа по всем видам потребления: ИГРП = 1795,4 м3/ч.
ПРИМЕР 9.3. Определить расчетный расход газа для сосредоточен-
ных потребителей: больницы, хлебозавода, банно-прачечного комбината,
расположенных в городе с населением 75000 человек. Город находится в
Гомельской области. Используется газ с QH = 35600 кДж/м3.
Решение. Расчет расходов газа сосредоточенными потребителями
сводим в табл. 9.8.
В больнице газ расходуется на приготовление пищи, приготовление го-
рячей воды для хозяйственно-бытовых нужд и на лечебные процедуры, на
стирку белья в механизированной прачечной, а также для покрытия расходов
теплоты на отопление и вентиляцию больницы (при выполнении курсового
проекта необходимо предусмотреть на территории больницы котельную).
Расчет расхода газа сосредоточенными потребителями
Таблица 9.8
№ п/п	Назначение расходуемого газа	Пока- затель потреб- ления газа	Охват газоснаб- жением, %	Число единиц потреб- ления N	Годовая норма расхода газа		Годовой расход газа Ггод, м3/год	Коэф- фициент часового макси- мума/^	Расчет- ный расход газа Кр, м3/ч
					Сгод> кДж/год	м3/год			
1	2	'	3	4	5	6	7	8	9	10
Больница									
1	Приготовление пищи	1 койка в год	100	1? 75000 1000 = 900	3,2-106	89,9	80899	1/1800	45
2	Приготовление горячей воды для хозяйственно- бытовых нужд и лечебных процедур (без стирки белья)	1 койка в год	100	900	9,2-106	258,4	232584	1/1800	129
3	Стирка белья в механизиро- ванной прачечной, включая сушку и глаженье	1т сухого белья	100	0,48-900 = = 432	18,8-10б	528,1	228135	1/2900	79
4	Отопление и вентиляция больницы	470+285 (см. расчет)							755
Нагрузка ГРП больницы									£1008
Хлебозавод									
1	Выпечка хлеба формового	1 т изде- лий		0,2-219х 75000 _ 1000 ‘ = 3285	2,5-106	70,2	230688	1/6000	38,4
632	Глава IX
Окончание таблицы 9.8
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
2	Выпечка хлеба подового, батонов, булок, сдобы	1 т изде- лий		0,8-219х 75000 _ х 1000 ' = 13140	5,45-10б	153,09	2011601	1/6000	335,3
3	Выпечка кондитерских из- делий	1 т изде- лий		36,5х 75000 _ х 1000 ‘ = 2737,5	7,75-106	217,7	595944	1/6000	99,3
Нагрузка ГРП хлебозавода									£473
Банно-прачечный комбинат									
1	Мытье в бане без ванн	1 по- мывка	5	52-0,05х х75000 = = 195000	40-Ю3	1,12	219101	1/2700	81,15
2	Мытье в бане в ваннах	1 по- мывка	5	195000	50-Ю3	1,4	273876	1/2700	101,44
3	Стирка белья в механизиро- ванной прачечной, включая сушку и глаженье белья	1 т сухого белья	50	7942 (см. рас- чет)	18,8-106	528,09	4194090	1/2900	1446,24
Нагрузка ГРП БПК									£1629
633
634
Глава IX
Число мест в больнице определяется органами здравоохранения [3].
По существующим рекомендациям [7] в городе с населением 75000 человек
больница должна иметь 0,012-N= 0,012-75000 = 900 коек (см. табл. 9.4).
Заполняем табл. 9.8, графу 5. При определении расчетных расходов га-
за на приготовление пищи и горячей воды значение Кт принимаем для чис-
ла коек до 1000: Кт = 1/1800 [1, табл. 4].
Количество стираемого белья в механизированной прачечной больни-
цы находим из условия стирки 0,48 тонн белья в год на 1 койку (табл. 9.4),
т.е. G = 0,48  900 = 432,0 т/год (графа 5).
Нормативные значения расходов газа [1, 16] заносим в графы 6 и 7 и
определяем по формулам 9.17 и 9.18 годовые и расчетные расходы газа для
больницы (графы 8, 10). Значение Кт для прачечной больницы принимаем
по [1, табл. 5]. Кт - 1/2900.
Расчетный расход газа на отопление и вентиляцию больницы находим
по формулам (9.19)...(9.21). Принимая расчетную температуру внутреннего
воздуха для больницы Гн=20°С [8] и наружного для Гомельской области
/о = -24°С [4, 5], определим температурный коэффициент
о 1 Л г 30—24 . ЛО
В/ — 1 + 0,6	— 1,08.
20 + 24
Приняв средние значения удельных отопительной и вентиляционной
характеристик здания [8] (<?о= 0,395 Вт/(м3-°С) и <?в = 0,285 Вт/(м3-°С)),
среднюю удельную кубатуру 200 м3 на одну койку (табл. 9.4), количество
коек 900 и к.п.д. котельной установки ц = 0,8, получим
у	3,6 1,1  0,395 • 900 • 200(20 + 24) • (1 + 0) • 1,08
0	0,8-35600
470м3/ч;
3,6-0,285-900-200(20 + 24)	3/
К = —-----------л ------------ = 285 м/ч.
в	0,8-35600
Расход газа для больницы
Кб = 45 + 129 + 79 + 470 + 285 = 1008 м3/ч.
Эта величина и составляет нагрузку ГРП больницы.
На хлебозаводе газ используется для выпечки хлебобулочных и конди-
терских изделий. Производительность хлебозавода определяем из условия
выпечки в сутки на 1000 жителей 0,6.. .0,8 тонн [7], т.е. в год на 1000 жите-
лей 219 т хлебобулочных изделий и 36,5 т кондитерских изделий
(табл. 9.4). Нормативный расход газа на выпечку 1 т изделия зависит от
вида изделия [1, 16]. Принимаем, что выпечка хлеба формового составляет
20%, подового - 30%, батонов, булок, сдобы - 50% от общего количества
хлебобулочных изделий. Расчет количества выпекаемых хлебобулочных
изделий и кондитерских изделий приводим в графе 5. Коэффициент часо-
вого максимума для хлебозавода К„, - 1/6000 [1, табл. 5]. Нагрузка ГРП
(ШРП) хлебозавода Ихз = 473 м3/ч.
635
В банно-прачечном комбинате газ расходуется на приготовление го-
рячей воды для мытья в бане (в ваннах и без ванн) и для стирки белья в
механизированной прачечной. Количество помывок в бане (графа 5) опре-
деляем из расчета 52 помывки в год одним человеком (табл. 9.4).
Считаем, что баней пользуются 10% от общего числа жителей города,
причем для половины из них учитываем расход газа на мытье без ванн, для
остальных - мытье в ваннах. Значение Кт для бани принимаем по [1,
табл. 5]. Кт = 1/2700.
В прачечную белье для стирки поступает от жителей города, от пред-
приятий общественного питания, поликлиник, бани, гостиницы, детских уч-
реждений (в больнице имеется собственная прачечная). Расчетные показате-
ли для определения количества стираемого белья приведены в (табл. 9.4).
Принимаем, что 50% от общего числа жителей сдают белье в прачеч-
ную. При норме 75 кг на одного человека в год количество белья, посту-
пающего от населения, составит
G, =	0,5-75000 = 2812,5 т/год.
Количество белья, сдаваемого в прачечную предприятиями общест-
венного питания, зависит от числа единиц потребления в столовых (от ко-
личества обедов, завтраков, ужинов). При норме 0,01 кг на один обед, зав-
трак или ужин (табл. 9.4 и пример 9.2)
G2 =	• (360 • 0,25 • 1 • 75000) -2 = 135 т/год.
Множитель 2 учитывает количество завтраков (или ужинов) и обедов
на 1 человека.
Количество белья, поступающего в прачечную из поликлиник, бани и
гостиницы, соответственно равно
0,125
1000
ОЛ 75000	Q /
зоЧооо“'31О=87’2 т'год;
G4 =0,075-390000 = 29,25 т/год;
п А 75000	_	.
Gs =o,3'6*1boo"=135 т'год'
В этих выражениях 0,125 кг; 0,075 кг; 0,3 т - расчетные показатели
стираемого белья на одно посещение поликлиники, бани и на одно место в
гостинице; 30 - количество посещений поликлиники в день, приходящееся
на 1000 жителей; 310 - число дней работы поликлиники в году; 6 - количе-
ство мест в гостинице на 1000 жителей; 390000 — число помывок в бане в
год (графа 5, табл. 9.8).
При расчете количества белья, поступающего в прачечную из детских
учреждений, принимаем, что число детей ясельного возраста составляет
8%, в возрасте от 4 до 7 лет - 10% от общего числа жителей, а охват об-
636
Глава IX
служиванием детскими учреждениями 85%. При норме 0,48 тонн белья в
год на одного ребенка в яслях и 0,36 тонн в детских садах количество сда-
ваемого белья соответственно равно
(76 = 0,48 • 0,08 • 0,85 • 75000 = 2448 т/год;
G7 =0,36 0,10-0,85-75000 = 2295 т/год;
Суммарное количество белья, стираемого в прачечной, составит
£(7 = 7942 т/год;
Эту цифру проставляем в графу 5 табл. 9.8 (в расчетно-пояснительной
записке курсового проекта приводится подробный расчет количества сти-
раемого белья).
Нагрузку ГРП банно-прачечного комбината определяем как сумму
расчетных расходов на баню и прачечную КБПк - 1629 м3/ч.
ПРИМЕР 9.4. Определить расчетный расход газа районной котельной,
обслуживающей район города с населением 45000 чел. Город расположен в
Гомельской области и застроен 5, 7, 9-этажными домами. В зоне 5-этажной
застройки проживают 15000 чел.; 7-этажной застройки - 10000 чел.; 9-
этажной - 20000 чел. В квартирах 5-этажных жилых домов установлены
проточные газовые водонагреватели. В зоне 5-этажной застройки преду-
сматривается квартальная котельная, обслуживающая квартал с населением
2100 человек. На территории больницы расположена отдельная котельная,
покрывающая все ее расходы теплоты на горячее водоснабжение, отопле-
ние и вентиляцию. Используется природный газ с QH = 35600кДж/м3.
Решение. Для определения расходов газа котельными находим рас-
ходы теплоты на отопление жилых и общественных зданий, вентиляцию
общественных зданий и горячее водоснабжение жилых и общественных
зданий по формулам (4.1), (4.4) и (4.5).
Вначале находим тепловые нагрузки для районной котельной. Приняв
<7О= 79,4 Вт/м2 при /о = -24°С (табл. 9.5), получим
Q, =79,4-18-45000(1 + 0,25)10'3 =80392,5 кВт;
QB = 0,25 0,6-79,4-18-45000-Ю”3 =9647,1 кВт.
Приняв норму расхода горячей воды на 1 человека а = 105 л/(сут. чел.),
находим qn = 376 Вт/чел. (табл. 9.5).
Тогда для жилых и общественных зданий в зоне 7-ми и 9-ти этажной
застройки
Q™ =376 -30000-10”3 = 11280 кВт.
Для зоны с 5-этажной застройкой расход теплоты на горячее водо-
снабжение учитываем только для общественных зданий (в кухнях квартир
жилых домов установлены газовые водонагреватели):
637
О' = 73 -15000-10-3 = 1095 кВт.
D
Для выявленного теплопотребления района города расход газа котель-
ными найдем по формуле (9.23):
г. 3600(80392,5 + 9647,1 +11280 +1095) _ tо. 0 . 3.
кот	0,85-35600
Нагрузку квартальной котельной определяем аналогичным путем. Рас-
ходы теплоты на отопление, вентиляцию и горячее водоснабжение жилых
и общественных зданий квартала соответственно равны:
& = 79,4 -18 • 2100(1 + 0,25) = 3751650 Вт = 3752 кВт;
0В = 0,25 • 0,6 • 79,4 • 18 - 2100 = 450198 Вт = 450 кВт;
Qn =0,073 -2100 = 153 кВт.
Расход газа на квартальную котельную равен:
= 3600(3752 + 450 + 153) =	,
кк 0,8-35600
Уточняем расход газа для квартальной котельной. Для этого опреде-
лим число устанавливаемых котлов в котельной. К установке приняты кот-
лы «Факел» с поверхностью нагрева FK=45,0 м2, qK= 26000 Вт/м2 (см.
табл. 9.6)
г/ 3,6-45,0-26000 1Л„О 3/
И. = 	— -147,9 м7ч.
к 0,8-35600
Количество котлов в котельной:
550 О П
n=W=3’7-
Принимаем к установке 4 котла.
Уточненный расход газа на квартальную котельную составит:
V** = 147,9-4 = 591,6 м3/ч.
На эту нагрузку подбирают и рассчитывают оборудование ГРУ ко-
тельной.
В формулах (4.1) и (4.4) коэффициенты Кх и К2 учитывают расход теп-
лоты на отопление и вентиляцию всех зданий общественного назначения,
расположенных в газифицируемой зоне, в том числе и на больницу.
Если на территории газифицируемого объекта предусмотрена котельная
для покрытия потерь теплоты этого объекта, то из общего расхода теплоты
или газа следует вычесть собственно тепловую нагрузку или расход газа объ-
ектовой котельной. В рассматриваемом случае из общего расхода газа на
нужды отопления, вентиляции и горячего водоснабжения газифицируемой
зоны вычитаем расход газа котельной больницы и квартальной котельной:
638	Глава IX
• 1Т- • 	•--т *-»-  •	. - . _ —	...... -	|
Грк = 12184 - 756 - 591,6 = 10836,4 м’/ч.
Полученный расход газа является нагрузкой ГРУ районной котельной.
9.6. Выбор системы газоснабжения города
При выборе системы газоснабжения города следует учитывать ряд
факторов: характер источника газа и его свойства; размеры города, особен-
ности его планировки и застройки; плотность и численность населения;
направление использования газа и степень охвата газоснабжением различ-
ных категорий потребителей; количество, территориальное размещение и
размеры нагрузок крупных потребителей газа (промышленные предпри-
ятия, ТЭЦ, районные котельные); наличие больших естественных и искус-
ственных препятствий для прокладки газопроводов (рек, озер, железнодо-
рожных узлов); ширину уличных проездов и насыщенность их инженер-
ными коммуникациями; климатические и геологические условия; перспек-
тивный план застройки города.
При численности населения города до 100 тыс. человек со сравнитель-
но большой плотностью нагрузки (значительная часть города застраивается
5-ти, 7-ми и 9-ти этажными зданиями) и с компактным размещением круп-
ных потребителей газа принимается двухступенчатая система газоснабже-
ния с давлением в первой ступени 0,6 (0,3) МПа, во второй - 3,0 кПа. При-
менение высокого давления 0,6 МПа вместо среднего не всегда возможно
из-за необходимости выдерживать гораздо большие расстояния до зданий и
подземных сооружений.
Одноступенчатая система газоснабжения нецелесообразна, так как
приведет к значительному удорожанию сети низкого давления. Примене-
ние трехступенчатой системы также нецелесообразно: крупных потребите-
лей газа за городом нет; загородное кольцо высокого давления будет дуб-
лировать кольцо среднего давления и существенно увеличит стоимость сети.
Сеть среднего (высокого) давления проектируем кольцевой. Такая сеть
с двухсторонним питанием достаточно надежна. Трасса кольца выбирается
так, чтобы уменьшить общую протяженность сети среднего (высокого)
давления. Газопроводы среднего (высокого) давления прокладываются по
улицам, и от них делаются ответвления к сетевым ГРП и сосредоточенным
потребителям. На кольце предусматриваются секционирующие задвижки
так, чтобы любой поврежденный участок сети можно было отключить с
двух сторон и чтобы любого потребителя или группу из двух-трех потреби-
телей можно было бы питать с любой стороны кольца.
Так как потребность в газе невелика, принимается одна ГРС. Указыва-
ется месторасположение ГРС. Она размещается со стороны подхода маги-
стрального газопровода на соответствующей окраине города на расстоянии
не менее 300 м от линии застройки.
Газопроводы низкого давления от ГРП до потребителей (жилые дома,
предприятия общественного питания и мелкие предприятия бытового об-
служивания) прокладываются внутри кварталов и микрорайонов по крат-
639
чайшему пути, т.е. из условия минимальной протяженности сети. Сети низ-
кого давления проектируются смешанными с кольцеванием только основных
линий. Газопроводы соседних ГРП соединяются между собой перемычками.
9.7. Гидравлический расчет кольцевой сети
среднего (высокого) давления
На генплане города наносится сеть среднего (высокого) давления. Рас-
ходы газа потребителями уже вычислены (см. п. 9.5). Расчетный перепад
давления для сетей среднего (высокого) давления определяют исходя из
условия создания при допустимых перепадах давления наиболее эконо-
мичной и надежной в эксплуатации системы, обеспечивающей устойчивую
работу газорегуляторных пунктов и установок. Поэтому начальное давле-
ние принимают максимальным по [1, 2] для данного вида газопровода, а
конечное давление принимают таким, чтобы при максимальной нагрузке
сети обеспечивалось минимально допустимое давление газа перед регуля-
торами ГРП и ГРУ. Величина этого давления Рк, МПа, складывается из
максимального давления газа перед горелками агрегатов, потерь давления в
объектовой сети при максимальной нагрузке и перепада давления в газоре-
гуляторном пункте:
Рк =РГ + ДРС +0,05,	(9.26)
где Рг - максимальное давление газа перед горелками, МПа;
ДРС - потери давления в сети потребителя, МПа: 0,05 - потери давле-
ния в регуляторе, арматуре и оборудовании ГРП, МПа.
В большинстве случаев перед ГРП (ГРУ) достаточно иметь избыточ-
ное давление примерно 0,15...0,20 МПа [7].
Для разветвленных (незакольцованных) сетей распределение потоков
газа однозначно определяется заданной схемой системы, а диаметры газо-
проводов рассчитываются при полном использовании максимального пе-
репада давления.
При расчете кольцевых сетей необходимо оставлять резерв давления
для увеличения пропускной способности системы газоснабжения при ава-
рийных гидравлических режимах. Принятый запас давления должен прове-
ряться расчетом при возникновении наиболее неблагоприятных аварийных
ситуаций, которые возникают при выключении головных участков сети.
Ввиду кратковременности аварийных ситуаций допускается некоторое
снижение качества системы, которое оценивают коэффициентом обеспечен-
ности зависящим от категории потребителей. При аварийной ситуации
диспетчерской службой принимаются меры по сокращению потребления
газа. Этого можно добиться уменьшением подачи теплоты на отопление
зданий и горячее водоснабжение, что приведет к снижению расхода газа
котельными; временным прекращением работы второстепенных цехов;
переводом котельных и цехов, имеющих резервное топливоснабжение, на
другой вид топлива. Однако во всех случаях режим давлений в газовой се-
ти должен обеспечить нормальную работу газогорелочных устройств неот-
640
Глава IX
ключенных агрегатов. Значения коэффициентов обеспеченности Ко& раз-
личных потребителей при аварийной ситуации приведены в табл. 9.9.
Таблица 9.9
Коэффициенты обеспеченности потребителей
газом при аварийных ситуациях
Наименование потребителей	Кб
ГРП	0,8...0,85
Котельные отопительные	0,7...0,75
Промпредприятия	0,7...0,9
Механизированные прачечные	0,7
Больницы	0,85
Бани	0,6
Хлебозаводы	0,7
Мясокомбинаты	0,7
Автохозяйства	0,5
ТЭЦ (с резервным топливом)	0
Для однокольцевой газовой сети следует рассчитывать два аварийных
режима: при отключении головных участков слева и справа от точки пита-
ния. Так как при этом кольцевой газопровод превращается в тупиковый, то
диаметры участков кольца можно определить из расчета тупиковых линий
при лимитированном газоснабжении потребителей. Затем рассчитывается
сеть при нормальном режиме, когда за расчетное принимается наиболее
рациональное направление потоков газа по полукольцам.
Расчет кольцевой сети среднего (высокого) давления производится в
следующей последовательности:
1. Составляются расчетные схемы сети для двух аварийных и нор-
мального режимов эксплуатации: нумеруются узлы сети, проставляются
длины участков, выписываются расчетные расходы газа каждым сосредо-
точенным потребителем.
2. Производится предварительный расчет диаметра кольца по прибли-
женным зависимостям [7].
Грэ =0,591^, Vit
1=1
(9.27)
р2-р2
ШГ’	(9.28)
где ГрЭ - расчетный эквивалентный по создаваемой потере давления рас-
ход газа всеми потребителями газа в аварийной ситуации, м3/ч;
V, - расчетный расход газа /-потребителем, м3/ч;
641
*об, - коэффициент обеспеченности газом z-ro потребителя в аварий-
ной ситуации;
Лср - среднеквадратичный перепад давления в сети, МПа2/км (кПа2/м);
Рн, Рк - абсолютные давления газа в начале и конце сети, МПа (кПа);
£к - протяженность расчетного кольца, км (м);
1,	1 - коэффициент, учитывающий потери давления в местных сопро-
тивлениях.
Диаметр газопровода принимается по номограмме [9, 16] (рис. 9.1),
при этом стремятся к подбору единого диаметра кольца. Если это не удает-
ся, то участки газопровода, расположенные диаметрально противоположно
точке питания, следует принимать меньшего диаметра, но не менее 0,75
диаметра головного участка [7].
3.	Выполняются два варианта гидравлического расчета сети при ава-
рийных режимах. Расходы потребителей Vpi (м3/ч) определяются с учетом
необходимой обеспеченности их газом:
^•=^06,	(9.29)
Суммированием находятся расчетные расходы газа каждого участка, начи-
ная от последнего потребителя по направлению к ГРС. По номограмме
(рис. 9.1) для принятого диаметра и известного расхода находят действи-
тельные значения среднеквадратичного перепада давления на 1 км (м) га-
зопровода А (МПа2/км; кПа2/м) для каждого участка. Если плотность газа
ро, кг/м3, отличается от плотности стандартного газа ( рОст= 0,73 кг/м3), то в
величину А вводится поправка на плотность газа
Лф=Л-е2-,	(9.30)
Ро„
а затем рассчитывается перепад давления для известной расчетной длины
участка - Лф £р. Давление газа в начале первого участка (на выходе из ГРС)
задано - либо среднее Рн = 0,4 МПа, либо высокое Р„ = 0,7 МПа. Давление
газа в конце участка Рк, МПа (кПа), определяется по формуле
Полученное давление Рк на первом участке является начальным для
последующего участка, давление в конце второго участка является началь-
ным для третьего и т.д.
Диаметры участков корректируются таким образом, чтобы давление
газа у последнего потребителя не понижалось ниже минимально допусти-
мого значения [7].
4.	Выполняется гидравлический расчет сети при нормальном режиме
эксплуатации. В нормальном режиме определение расходов газа на участ-
ках начинается с конечного участка каждого полукольца из условия обес-
печения потребителей необходимым (полным) количеством газа. Целью
642
Глава IX
расчета является определение давления газа в точках врезки ответвлений в
кольцевую сеть, диаметры участков которой принимаются наибольшими из
расчета двух аварийных режимов.
5.	Определяются минимальные диаметры ответвлений к сосредото-
ченным потребителям при расчетном гидравлическом режиме. В случае
необходимости (при недостаточности диаметров, когда А > 0,1 МПа2/км)
увеличивают их до необходимых размеров.
Рис. 9.1. Номограмма для расчета газопроводов среднего и высокого давления
(природный газ ро= 0,73 кг/м3)
643
ПРИМЕР 9.5. Рассчитать кольцевую систему газоснабжения среднего
давления. Расчетные расходы газа, нумерация участков и их длины приве-
дены на расчетных схемах (рис. 9.2...9.4). Давление газа после ГРС
Рн = 0,4 МПа (абс.). Используется природный газ с плотностью 0,82 кг/м3.
Решение. Расчет кольцевой системы выполняем для трех режимов ее
работы: 1) аварийного режима I - при отключенном участке 1-12; 2) ава-
рийного режима II - при отключенном участке 1-2; 3) нормального (рас-
четного) режима.
В аварийном режиме I газ поступает к потребителям по направлению
ГРС-1-2-3...-11-12-Б. Общая протяженность газопроводов этого направле-
ния = 6,84 км.
Расчетный (эквивалентный) расход газа по формуле (9.27) составит
Грэ-0,59(1320,9 0,85 + 1556,7-0,85 + 11885-0,75 + 1130,9-0,85 +
+ 567,7 0,7 + 393,8-0,7 + 1527,6-0,85 + 1954,6-0,65 + 1619,2 0,85 +
+ 3720  0,8 +15230  0,75) = 0,59  31338,4 = 18490 м3/ч.
Давление газа перед наиболее удаленным от ГРС потребителем в ава-
рийных режимах принимают Рк = 0,25 МПа (абс.). Тогда среднеквадратич-
ный перепад давления по формуле (9.28) равняется
.	0,42-0,252 nniQA4rT 2/
ЛР = 11>6 84 = 0,013МПа /км.
Линии расхода Грэ = 18490 м3/ч и среднеквадратичного перепада дав-
ления пересекаются в точке, лежащей между диаметрами газопроводов
325x8 мм и 377x9 мм (рис. 9.1).
Такие диаметры участков газопроводов назначаем, выполняя гидрав-
лический расчет; при этом больший диаметр принимаем на участках коль-
ца, близлежащих к ГРС, а меньший - на участках, расположенных диамет-
рально противоположно точке питания сети газом (ГРС).
Расчет системы сводим в табл. 9.10, в соответствующие графы которой
записываем номера участков, фактические и расчетные длины участков,
расходы газа. В аварийных режимах расходы газа потребителями опреде-
ляем с учетом необходимой обеспеченности их газом по формуле (9.29).
Так, на участках 12-Б и 11-12 Гр = 0,85-1320,9 = 1122,7 м3/ч; на участке
10-11 Гр = 0,85-1320,9 + 0,85-1556,7 = 2445,9 м3/ч; на участке 9-10 Vp-
= 0,85 • 1320,9 + 0,85 • 1556,7 + 0,75 11885= 11359,7 м3/ч и т.д.
По номограмме (рис. 9.1) для принятого диаметра и известного расхо-
да находим действительные значения среднеквадратичного перепада дав-
ления на 1 км газопровода (графа 6). Поскольку плотность используемого
газа (ро = 0,82 кг/м3) отличается от плотности стандартного газа (ро = 0,73
кг/м3), то в величину А вводим поправку на плотность по выражению (9.30)
и записываем значения в графу 7. Затем рассчитываем перепад давления
на участке при известной расчетной длине последнего (графа 8). Давление
хз
РК 1
ГРП 2
1122,7; 730
0 108x4
2445,9; 730
0 377x9
1323,2; 300
0 108x4
31338,4; 550
0 377x9
7
КК
ГРС
ВПК
Пр.пр.
12993,9; 620
0 325x8
1270,5; 330
0 108x4
12718,3; 840
0 325x8
15562,8; 1300
0 325x8
12320,9; 450
0 325x8
8913,8; 100
0 219x6
397,4; 260
0 76x3
961,2; 150
0 76x3
ГРП 1
10
11359,7; 470
0 325x8
11
12
275,6; 90
0 57x3
1298,4; 100
0 89x3
ГРПЗ
14292,3; 160
0325x8
1122,7; 390
0 377x9
1376,3; 150
0 108x4
31338,4; 180
0 377x9
ГРП 4
16939,1; 230
0325x8	2976,1; 200
0 133x4
РК2
11423,2; 60
0 273x7
19915,2; 190
0 325x8
Рис. 9.2. Расчетная схема газопроводов среднего давления для аварийного режима I
644	Глава IX
хз
РК 1
ГРП 2
19017,5; 450
0 377x9
28892,5; 730
0 377x9
8913,8; 100
0219x6
10
12
30215,7; 390
0 377x9
961,2; 150
0 76x3
ГРП 1
1122,7; 730
0 108x4
275,6; 90
0 57x3
18620,1; 840
0 377x9
31338,4; 530
0 377x9
19978,7; 470
0 377x9
1298,4; 100
0 89x3
1323,2; 300
0 108x4
397,4; 260
0 76x3
КК
18344,5; 620
0 377x9
ГРПЗ
7
ГРП 4
6
1376,3; 150
0 108x4
31338,4; 550
0 377x9
17046,1; 160
0 377x9
ГРС
БПК
Пр.пр.
1270,5; 330
0 108x4
15775,6; 1300
0 377x9
14399,3; 230
0377x9	2976,1; 200
0 133x4
Рис. 9.3. Расчетная схема газопроводов среднего давления для аварийного режима II
РК2
11423,2; 60
0273x7
11423,2; 190
0 377x9
645
хз
РК 1
ГРП 2
13583,6; 730
0 377x9
11885; 100
0219x6
567,7; 450
0 377x9
1556,7; 300
0 108x4
0 76x3
10
Перемычка 840 м
12
15140,3; 390
0 377x9
1130,9; 150
0 89x3
ГРП 1
1698,5; 470
0 377x9
393,8; 90
0 57x3
1320,9; 730
0 108x4
16461,2; 530
0 377x9
1527,6; 100
0 108x4
567.7: 260
кк
393,8; 620
0 377x9
7
ГРПЗ
1921,4; 160
0 377x9
ГРП 4
6
40907,3; 550
0 377x9
24446,1; 180
0108x4
ГРС
БПК
Пр.пр.
3876,0; 1300
0 377x9
1954,6; 330
0 108x4
1619,2; 150
0108x4
5495,2; 230
0377x9	3720,0; 200
0 133x4
РК2
15230,9; 60
0 273x7
9215,2; 190
0 377x9
Рис. 9.4. Расчетная схема газопроводов среднего давления для нормального режима
646	Глава IX
Таблица 9.10
Гидравлический расчет кольцевой сети среднего давления
№ уч.	Длина участка, км		Расчетный расход газа на участке Гр, м3/ч	Диаметр газопровода DHx8, мм	Среднеквад- ратичное падение давления Л, МПа2/км	Фактическое среднеквадра- тичное падение давления Лф, МПа2/км	Среднеквад- ратичные потери дав- ления на уч. Лфх/.р, МПа2	Давление газа, МПа	
	по плану L	расчет- ная Лр = = 1,11.						в начале участка Рп	в конце участка Л
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Аварийный режим I									
ГРС-1	0,550	0,605	31338,4	377x9	0,02300	0,0258	0,0156	0,4000	0,3800
1-2	0,180	0,198	31338,4	377x9	0,02300	0,0258	0,0051	0,3800	0,3732
2-3	0,190	0,209	19915,2	325x8	0,02500	0,0281	0,0059	0,3732	0,3652
3-4	0,230	0,253	16939,1	325x8	0,01600	0,0180	0,0045	0,3652	0,3589
4-5	1,300	1,430	15562,8	325x8	0,01500	0,0168	0,0241	0,3589	0,3236
5-6	0,160	0,176	14292,3	325x8	0,01200	0,0135	0,0024	0,3236	0,3200
6-7	0,620	0,682	12993,9	325x8	0,01000	0,0112	0,0077	0,3200	0,3077
7-8	0,840	0,924	12718,3	325x8	0,00900	0,0101	0,0093	0,3077	0,2922
8-9	0,450	0,495	12320,9	325x8	0,00850	0,0095	0,0047	0,2922	0,2840
9-10	0,470	0,517	11359,7	325x8	0,00700	0,0078	0,004	0,2840	0,2768
10-11	0,730	0,803	2445,9	377x9	0,00020	0,00022	0,00018	0,2768	0,2765
11-12	0,390	0,429	1122,7	377x9	0,00010	0,00011	0,0005	0,2765	0,2764
12-Б	0,730	0,803	1122,7	108x4	0,02700	0,03000	0,0241	0,2764	0,2523
			Невязка °’?523... 9?-2-3Q. юо = 0,92% 0,250						
647
Продолжение таблицы 9.10
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Аварийный режим II									
ГРС-1	0,550	0,605	31338,4	377x9	0,0230	0,0258	0,0156	0,4000	0,3800
1-12	0,530	0,583	31338,4	377x9	0,0230	0,0258	0,0051	0,3800	0,3596
12-11	0,390	0,429	30215,7	377x9	0,0220	0,0247	0,0106	0,3596	0,3445
11-10	0,730	0,803	28892,5	377x9	0,0210	0,0236	0,0189	0,3445	0,3159
10-9	0,470	0,517	19978,7	377x9	0,0110	0,0124	0,0064	0,3159	0,3056
9-8	0,450	0,495	19017,5	377x9	0,0100	0,0112	0,0056	0,3056	0,2963
8-7	0,840	0,924	18620,1	377x9	0,0100	0,0112	0,0104	0,2963	0,2783
7-6	0,620	0,682	18344,5	377x9	0,0100	0,0112	0,0077	0,2783	0,2642
6-5	0,160	0,176	17046,1	377x9	0,0090	0,0101	0,0018	0,2642	0,2608
5-4	1,300	1,430	15775,6	377x9	0,0080	0,0090	0,0129	0,2608	0,2348
4-3	0,230	0,253	14399,3	377x9	0,0065	0,0073	0,0018	0,2348	0,2309
3-2	0,190	0,209	11423,2	377x9	0,0031	0,0034	0,0007	0,2309	0,2294
2-РК2	0,060	0,066	14423,2	273x7	0,0190	0,0013	0,00009	0,2294	0,2292
			Невязка °>22q225q 25° *100 = -8,32%						
Нормальный режим									
Полукольцо ГРС-1-2-3-4-5-6-7									
ГРС-1	0,550	0,605	40907,3	377x9	0,04000	0,04493	0,02718	0,4000	0,3644
1-2	0,180	0,198	24446,1	377x9	0,01600	0,01797	0,00356	0,3644	0,3595
2-3	0,190	0,209	9215,2	377x9	0,00220	0,00247	0,00052	0,3595	0,3588
3-4	0,230	0,253	5495,2	377x9	0,00060	0,00067	0,00017	0,3588	0,3586
4-5	1,300	1,430	3876,0	377x9	0,00033	0,00037	0,00053	0,3586	0,3578
648	Глава IX
Окончание таблицы 9.10
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
5-6	0,160	0,176	1921,4	377x9	0,00008	0,00009	0,00002	0,3578	0,3577
6-7	0,620	0,682	393,8	377x9	0,00001	0,00001	0,00001	0,3577	0,3576
7-КК	0,090	0,099	393,8	57x3	0,08000	0,08960	0,00890	0,3576	0,3464
Полукольцо ГРС-1-12-11-10-9-8									
ГРС-1	0,550	0,605	40907,3	377x9	0,04000	0,04493	0,02718	0,4000	0,3644
1-12	0,530	0,583	16461,2	377x9	0,00800	0,00899	0,00524	0,3644	0,3757
12-11	0,390	0,429	15140,3	377x9	0,00650	0,00730	0,00313	0,3757	0,3626
11-10	0,730	0,803	13583,6	377x9	0,00500	0,00562	0,00451	0,3626	0,3462
10-9	0,470	0,517	1698,6	377x9	0,00008	0,00009	0,00005	0,3462	0,3461
9-8	0,450	0,495	567,7	377x9	0,00002	0,00002	0,00001	0,3461	0,3460
8-ХЗ	0,260	0,286	567,7	76x3	0,04000	0,04480	0,01280	0,3460	0,3271
Расчет ответвлений									
2-РК2	0,060	0,066	15230,9	273x7	0,0400	0,0449	0,00296	0,3595	0,3554
3-ПП	0,200	0,220	3720,0	133x4	0,0900	0,1008	0,02218	0,3588	0,3264
4-ГРП4	0,150	0,165	1619,2	108x4	0,0530	0,0594	0,00979	0,3586	0,3446
5-БПК	0,330	0,363	1954,6	108x4	0,0700	0,0784	0,02845	0,3578	0,3155
6-ГРПЗ	0,100	0,110	1527,6	108x4	0,0450	0,0504	0,00554	0,3577	0,3498
7-КК	0,090	0,099	393,8	57x3	0,0800	0,0896	0,0089	0,3576	0,3464
8-ХЗ	0,260	0,286	567,7	76x3	0,0400	0,0448	0,0128	0,3460	0,3271
9-ГРП1	0,150	0,165	1130,9	89x3	0,0700	.	0,0784	0,0129	0,3461	0,3269
10-РК1	0,100	0,110	11885,0	219x6	0,0650	0,0728	0,0080	0,3462	0,3344
11-ГРП2	0,300	0,330	1556,7	108x4	0,0480	0,05376	0,01774	0,3526	0,3265
12-Б	0,73	0,803	1320,9	108x4	0,0350	0,0393	0,03157	0,3757	0,3310
650
Глава IX
газа в начале первого участка задано - Рн - 0,4 МПа, давление в конце уча-
стка, т.е. в точке 1, определяем по формуле (9.31). Полученное давление Рк
на участке ГРС-1 является начальным для последующего участка 1-2; дав-
ление в конце участка 1-2 является начальным для участка 2-3 и т.д. Значе-
ния начального и конечного давления на участках записываем в графы 9 и
10. Последним участком в рассматриваемом аварийном режиме является
участок 12-Б, диаметр которого принят 108x4 мм. Диаметры ответвлений
принимают меньше диаметров участков кольцевой сети. Расчет для ава-
рийного режима I следует считать правильным, если использован распола-
гаемый перепад давления и величина давления в конце участка 12-Б будет
равна принятой. Допускается невязка ±10%.
Аналогичным образом выполняется расчет сети для второго аварийно-
го режима с направлением газового потока ГРС-1-12-11-...-3-2-РК2. При
этом удалось получить единый диаметр кольца.
Для расчета сети при нормальном (расчетном) режиме ее работы вы-
бираем расчетные направления потоков газа от ГРС к потребителям из ус-
ловия подачи газа к каждому из них по кратчайшему пути. В данном случае
одно расчетное направление принято ГРС-1-2-...-6-7-КК, другое - ГРС-1-
12-11-...-9-8-ХЗ. Участок 7-8 рассматриваем как резервирующую перемыч-
ку. Принимаем диаметры газопроводов - наибольшие из двух вариантов
выполнения расчетов сети для аварийных режимов. Для расчетных (пол-
ных) расходов газа и принятых диаметров газопроводов определяем потери
давления на участках расчетных направлений (по полукольцам) и величи-
ны давления в точках врезки ответвлений (табл. 9.10).
Расчет ответвлений к сосредоточенным потребителям производим при
расчетном гидравлическом режиме, по известным давлениям в точках
врезки их в сеть при соответствующих расходах газа.
При небольшой длине ответвлений к потребителям величина средне-
квадратичного перепада давления может превышать предельное значение
А = 0,1 МПа2/км (рис. 9.1). Тогда по известному расходу Ир и А < 0,1 при-
нимаем минимально возможный для этого расхода диаметр ответвления.
Например, для ответвления 4-ГРП4 величина удельного среднеквадратич-
ного перепада давления равняется
0,35862-0,252
0,165
= 0,4МПа2/км.
Принимаем по номограмме минимально возможный диаметр ответвле-
ния 108x4 мм, находим для него действительную величину А =0,053 МПа2/км
и рассчитываем конечное давление перед ГРП4 Рк = 0,3446 МПа (табл. 9.10).
Примечание. Если для принятого в ходе расчета диаметра газопровода
в номограмме (рис. 9.1) отсутствует необходимый расход газа и соответст-
вующее ему значение Л, номограмма может быть достроена (в зоне мень-
ших значений А) в соответствующих координатах Г, м3/ч и А, МПа2/км
(см. уч. 5-6, 6-7, 10-9, 9-8 в нормальном режиме, табл. 9.10).
651
9.8.	Гидравлический расчет распределительной сети
низкого давления
Предварительно выполняется разводка газовых сетей низкого давления
внутри квартала и составляется расчетная схема газопроводов. Для газоснаб-
жения принимается разветвленная (или кольцевая) сеть, наиболее целесооб-
разная д ля данной застройки. Число врезок в распределительный газопровод
соответствует числу вводов в жилое здание, т.е. количеству секций в нем. При
кольцевой схеме назначается точка встречи потоков газа, направляемого по
полукольцам. Она выбирается таким образом, чтобы последний участок каж-
дого полукольца был нагружен путевым или транзитным расходом.
Схема газопроводов разбивается на расчетные участки с указанием их
длины и расхода газа на них. Выделяются участки с путевым расходом га-
за, транзитным, с путевым и транзитным одновременно. Нумерация начи-
нается с самого удаленного от ввода в квартал участка.
Для определения расчетных расходов газа находится удельный расход
ИУд, м3/(чм), на участках с путевым отбором газа
(9.32)
где ИК8 - расчетный расход газа на квартал, м3/ч. Он зависит от численности
населения квартала и определяется по формулам (9.17) и (9.18); Иком - со-
средоточенный расход газа мелкими коммунальными потребителями (сто-
ловые, кафе и др.), м3/ч;	- суммарная длина участков с путевым отбо-
ром газа, м. Для участков с односторонним отбором газа (при односторон-
нем присоединении вводов к распределительному газопроводу) £п прини-
мается равной половине их фактической длины, для участков с двухсто-
ронним отбором Ln = L.
По удельному расходу газа определяется величина полного путевого
расхода на участках с путевым отбором газа Кп = Иуд£п, м3/ч, и эквивалент-
ного (по создаваемой потере давления) расхода И, = 0,5	м3/ч, а затем и
расчетного на участках Кр, м3/ч, по выражению
^=^ + 0,5^.	(9.33)
После определения расчетных расходов по всем участкам приступают
к подбору диаметров газопроводов. Расчет начинается с наиболее протя-
женной и нагруженной ветки. Для нее находят среднюю удельную потерю
давления Лср, Па/м, по формуле
/?cp=AP/(l,lSi),	(9.34)
где ДР - расчетный перепад давления в сети, Па (указывается в задании);
- суммарная фактическая длина участков газопроводов расчетной вет-
ки, м; 1,1 - коэффициент, учитывающий потери давления в местных сопро-
тивлениях.
На величину Rcp ориентируются при выборе диаметров газопроводов
по таблицам или номограммам [7, 9, 14, 16], рис. 9.5.
652
Глава IX
Рис. 9.5. Номограмма для определения потерь давления в газопроводах
низкого давления (до 5 кПа). Природный газ р — 0,73 кг/м3, v « 14,310 м2/с
(при 0°С и 101,3 МПа)
1,2, 3, 5, 6, 8, 9, 10, 12 — трубы водогазопроводные (ГОСТ 3262-75*); 4,7, 11, 13,
21...27 - трубы электросварные (ГОСТ 10705-80); 14...20- трубы стальные бес-
шовные горячедеформированные (ГОСТ 8731-87 и ГОСТ 8732-78)
653
Приняв диаметры участков газопроводов, находят удельные потери
давления на участках R, Па/м, и в случае необходимости вносят в них по-
правку на плотность газа
Лф=Я-е^,	(9.35)
Рост
где Аф - фактическая удельная потеря давления, Па/м;
рОст - плотность стандартного газа, кг/м3;
ро - плотность используемого газа, кг/м3.
Далее определяют расчетную длину участков Lp= 1,1£, м, потери дав-
ления на них Лф-£р, Па, и суммарные потери давления на расчетном направ-
лении £Яф-Ьр, Па. Если невязка по отношению к располагаемому давле-
нию не превышает допустимую (5%), то расчет не требует корректировки.
Затем приступают к расчету ответвлений и других веток системы.
Возможны случаи, когда в ближайших к вводу в квартал ответвлениях
не представляется возможным израсходовать располагаемое давление. То-
гда диаметр ответвления назначается конструктивно - не менее диаметра
ввода газопровода в здание, и определяется действительная потеря давле-
ния в ответвлении.
Диаметр распределительных газопроводов кольцевых сетей принима-
ется не менее 50 мм.
ПРИМЕР 9.6. Для жилого района города (рис. 9.6), включающего два
квартала с 3-5-этажной (№1 и №3) и два с 7-9-этажной застройкой (№2 и
№4), расход газа на приготовление пищи и санитарно-гигиенические нуж-
ды составляет 1320 м3/ч, из которых 586 м3/ч приходится на зону 7-9-
этажной застройки, в том числе 54 м3/ч - на столовую, расположенную в
квартале №2. Используется природный газ с плотностью ро = 0,8 кг/м3. Не-
обходимо произвести гидравлический расчет распределительных газопро-
водов низкого давления.
Решение. Принимаем смешанную схему газоснабжения потребите-
лей. В кварталах 1, 2 сети кольцевые с тупиковыми ответвлениями к от-
дельным зданиям, в кварталах 3, 4 - тупиковые. Вводы осуществляются в
лестничные клетки зданий.
Располагаемое давление Р = 1200 Па [1, 16] должно быть использовано
от ГРП до наиболее отдаленного ввода в здание. В кольцевых сетях назна-
чается точка встречи потоков газа, направляемого по полукольцам; в квар-
тале 1 это точка А, в квартале 2 — точка Б. В квартале 3 самые отдаленные
точки - В и Г, в квартале 4 - точки Д и Е. Точки встречи потоков выбира-
ются таким образом, чтобы последний участок каждого полукольца был
нагружен путевым или транзитным расходом.
Выделяем по схеме расчетные участки с путевым расходом газа (уч. 1,
12, 16, 18 и т.д.), с транзитным (уч. 2,4, 5, 6, 8 и т.д.). Нумерацию начинаем
с самого удаленного от ГРП участка.
Точки встречи потоков газа
Рис. 9.6. Расчетная схема квартальных газопроводов низкого давления
654	Глава IX
655
Определяем удельный расход газа на участках с путевым отбором газа
по формуле (9.32). Поскольку каждая зона характеризуется своей плотно-
стью газоснабжения, то Куд определяем для каждой зоны по известному для
нее расходу.
Для зоны с 3-5-этажной застройкой суммарная длина участков с путе-
вым отбором газа равняется
S £п = 0>5(£1 + £3 + £7 + £12 + £14 + £18 + ^20 + ^22 + ^25) + А 6 + А? “
= 0,5(150 + 225 + 125 + 150 + 250+ 200+ 200+200+ 75)+ 100+ 100 = 987,5 м,
а удельный расход газа
734	1
Иул = о^Т=0’743м/<ч-м>-
У /0,3
Для зоны с 7-9-этажной застройкой ££n = 1162,5 м;
^=^Т=0’457м3/(чм)-
1102,3
Заполняем табл. 9.11 известными значениями для гидравлического
расчета газопроводов (графы 1, 2, 3, 4). В графе 5 проставляем полный пу-
тевой расход на расчетном участке Гп = ^уд-£п, м3/ч, (в числителе) и экви-
валентный расход Уэ - 0,5 Ип, м3/ч, (в знаменателе). Например, для участка 1
Уп = 0,743  75 = 55,7 м3/ч. Ур = 0,5 • 55,7 = 27,85 м3/ч.
На участке 2 расчетный расход газа равен полному путевому расходу
участка 1, т.е. Гр = 55,7 м3/ч.
Для определения расчетного расхода на участке 3 необходимо предва-
рительно найти расходы на участках 16 и 17.
На участке 16 Ур = 0,5 (0,743 -100) = 37,15 м3/ч; на участке 17 Ур =
= 0,743-100 = 74,3 м3/ч; на участке 3 Ур = У^ + 0,5 Уп = ИП1 + Рп16 + 0,5 Уп3 =
= 55,7 + 74,3 + 0,5-0,743-112,5 = 171,8 м3/ч; на участке 4 Ур= Утр= Уп1 +
+ Алб + Кв = 55,7 + 74,3 + 83,6 = 213,6 м3/ч.
Расчетный расход на участке 5 равен сумме транзитных расходов на
участках 4 и 15, т.е. Ур = У^ + У11)15 = Уп1 + Ип16 + Гпз + Кп12 + К. и = 213,6 +
+ 0,743-75 + 0,743 • 125 = 362,3 м3/ч.
Для остальных участков расходы газа определяем аналогичным обра-
зом. Рекомендуется вначале найти расчетные расходы для всех участков.
Расход газа на участке 11 получаем суммированием транзитных расходов
на участках 10, 45, 60, и он должен быть равен V- 1320 м3/ч.
Определив расходы газа на участках, приступаем к подбору диамет-
ров газопроводов. Расчет начинаем с наиболее протяженной и нагружен-
ной ветки.
Для расчетной ветки определяем по генплану суммарную фактиче-
скую длину газопроводов ££ и по формуле (9.34) находим среднюю
удельную потерю давления Rcp.
Таблица 9.11
Гидравлический расчет внутриквартальных газопроводов
№ уч.		М	у г уд» м3/(ч-м)	Кп/0,5Гп, м3/ч	^тр> м3/ч	Рр=Гтр+ + 0,5Гп, м3/ч	DHx8, мм	£р~ = 1,1Д м	R, Па/м	Лф = s^*Po/PoCT, Па/м	Па	^Яф*£р, Па	Примеча- ния
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14
Располагаемое давление Р = 1200 Па, Лср = 1,03 Па/м													
1	150	75	0,743	55,7/27,85	—	27,85	76x3	165,0	0,7	0,77	127,1	127,1	На мест- ные со- противле- ния дается дополни- тельно 10% от величины потерь давления на трение
2	95	—	—	—	55,7	55,7	89x3	104,5	1,09	1,19	124,4	251,5	
3	225	112,5	0,743	83,6/41,8	130,0	171,8	133x4	247,5	1,16	1,27	314,3	565,8	
4	70	—	—	—	213,6	213,6	159x4,5	77,0	0,7	0,77	59,3	625,1	
5	95	95	—	—	362,3	362,3	159x4,5	104,5	1,8	1,98	206,9	832,0	
6	35	—	—	—	510,9	510,9	219x5	38,5	0,7	0,77	29,6	861,6	
7	125	62,5	0,743	46,5/23,25	510,9	533,25	219x5	137,5	0,72	0,79	108,6	970,2	
8	100	—	—	—	734,0	734,0	273x5	110,0	0,55	0,60	66,0	1036,2	
9	75	37,5	0,457	17,1/8,55	854,0	862,55	273x5	82,5	0,65	0,71	58,6	1094,8	
10	40	—	—		871,1	871,1	273x5	44,0	0,66	0,72	31,7	1126,5	
11	45	—	—	—	1320,0	1320,0	273x5	49,5	1,33	1,46	72,3	1198,8	
5 = 1200120098 8,100 = 0,1 %													
Глава IX
Окончание таблицы 9.11
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14
Располагаемое давление Р = 251,5 Па, Лср = 1,76 Па/м													
16	100	100	0,743	74,3/37,15	—	37,15	76x3	110,0	1,2	1,32	145,2	145,2	
17	43	—	—	—	74,3	74,3	89x3	47,3	1,83	2,0	94,6	239,8	
5=251^_Wt8 4 00 = 4^65%													
Располагаемое давление? = 625,1 Па, /?ср= 1,15 Па/м													
12	150	75	0,743	55,7/27,85	—	27,85	76x3	165,0	0,7	0,77	127,1	127,1	
13	70	—	—	—	55,7	55,7	89x3	77,0	1,09	1,19	91,6	218,7	
14	250	125	0,743	93,0/46,5	55,7	102,2	114x4	275,0	1,08	1,18	324,5	543,2	
15	70	—	—	—	148,7	148,7	133x4	77,0	0,9	0,99	76,2	619,4	
5 = 100 = °>91 % 625,1													
658
Глава IX
Для рассматриваемой ветки А-3-7-9-ГРП равна сумме длин участ-
ков с 1 по 11, т.е. £1= 150 + 95 + 225 + 70 + 95+35 + 125+ 100 + 75 + 40 +
+ 45= 1055 м.
D _	1200	-1 ЛЭП/
1,1-1055 1>02Па/м-
Ориентируясь на величину Rcp, подбираем диаметры газопроводов по
номограмме (рис. 9.5). При этом используем трубы стальные электросвар-
ные по ГОСТ [33, 34] наиболее распространенного сортамента 32x3; 38x3;
48x3; 57x3; 76x3; 89x3; 114x3; 133x4; 159x4,5; 219x5; 273x5 мм. Для вы-
бранных диаметров участков газопроводов находим по номограмме удель-
ные потери на трение на участках R (графа 10) и вносим в них поправку на
плотность газа по выражению (9.35) (графа 11).
Затем определяем расчетную длину Lp= 1,1Z (графа 9) и потери давле-
ния на участке /?ф- Lp (графа 12).
Общие потери давления на расчетной ветке составили 1198,8 Па. Так
как невязка по отношению к располагаемому давлению менее допустимой
(5 - (1200 - 1198,8)/1200 -100 = 0,1% < 5% ), то расчет не требует корректи-
ровки.
Затем приступаем к расчету ответвлений. Располагаемое давление для
расчета участков 16 и 17 равно потерям давления на участках 1 и 2, т.е.
251,5 Па.
После расчета второго полукольца квартала 1 (уч. 12-13-14-15) про-
веряем их взаимную невязку, величина которой не должна превышать
10%. Аналогично производится расчет других ответвлений и веток сис-
темы.
Примечание. Если по заданию необходимо рассчитать распредели-
тельные газопроводы низкого давления одного из кварталов, обслуживае-
мых ГРП, то расчет выполняется для указанного в задании перепада давле-
ния в сети от точки врезки ответвления на квартал (точка К для квартала 1,
точка Л для квартала 2, точка М для квартала 3 и т.д.) до наиболее удален-
ного ввода в здание.
9.9.	Устройство внутреннего газоснабжения
В жилые дома газ поступает по газопроводам от городской распре-
делительной сети. Система газоснабжения зданий состоит из вводов,
подводящих газ к зданию, и внутренних сетей, которые транспортируют
газ внутри здания и распределяют его между отдельными газовыми при-
борами.
В жилых зданиях допускается использование газа только низкого дав-
ления: для природного газа - до 3 кПа [1,2].
В многоквартирных жилых домах делаются отдельные вводы в каж-
дую секцию и устанавливаются стояки для распределения газа по этажам.
Газопроводы вводят в здания через нежилые помещения (лестничные клет-
659
ки, коридоры, кухни), доступные для осмотра труб. При подземной про-
кладке распределительных газопроводов наилучшим решением будет ввод
в лестничные клетки; при воздушной прокладке по стене здания и разме-
щении кухонь со стороны двора целесообразным являются вводы в кухни.
На вводе газопровода в здание устанавливается отключающее устройство.
Места установки должны быть доступны для обслуживания и быстрого
отключения газопровода.
Газопроводы в жилых домах прокладывают по нежилым помещениям.
Стояки можно размещать в лестничных клетках или кухнях (если кухни
размещаются одна над другой). При расположении стояков в лестничных
клетках увеличивается длина отводов к квартирам, но уменьшается количе-
ство стояков и их суммарная длина. Прокладка стояков газопроводов в жи-
лых помещениях, ванных комнатах и санитарных узлах не допускается [1].
Нельзя прокладывать газопроводы через вентиляционные каналы, шахты
лифтов, помещения мусоросборников, дымоходы.
Если от одного ввода в жилое здание газ подают к нескольким стоя-
кам, то на каждом из них (при обслуживании более пяти этажей) устанав-
ливается отключающее устройство [1, 17]. Необходимость установки уст-
ройств для отключения стояков 5-этажных и менее жилых домов следует
решать в зависимости от местных конкретных условий: этажности здания и
количества квартир, подлежащих отключению в случае проведения ава-
рийных и других работ. Размещают отключающие устройства в лестнич-
ных клетках, тамбурах и коридорах.
Газопроводы внутри зданий выполняются из стальных труб, соеди-
няемых сваркой. Резьбовые и фланцевые соединения допускаются толь-
ко в местах установки отключающих устройств, газовых приборов и
арматуры. Газопроводы прокладывают открыто. В местах пересечения
строительных конструкций их заключают в футляры. Пространство ме-
жду газопроводом и футляром заделывают эластичным несгораемым
материалом.
Выбор устанавливаемых в жилых домах газовых приборов зависит от
этажности здания [15]. Газовые плиты разрешается устанавливать в здани-
ях до девяти этажей включительно. Газовые водонагреватели не допускает-
ся устанавливать в жилых домах выше пяти этажей.
Газовые плиты устанавливают в кухнях высотой не менее 2,2 м,
имеющих окно с форточкой (фрамугой) и вытяжной вентиляционный ка-
нал. При этом внутренний объем кухни должен быть не менее: для газовой
плиты с двумя горелками - 8 м3; для плиты с тремя горелками - 12 м3; для
плиты четырехгорелочной - 15 м3 [1, 17].
Установку водонагревателей следует предусматривать также в кух-
нях. При установке в кухне газовой плиты и проточного водонагревате-
ля объем помещения принимается как при установке одной плиты. При
установке в кухне плиты и емкостного водонагревателя (отопительного
аппарата) объем ее должен быть на 6 м3 больше необходимого для газо-
660
Глава IX
вых плит. При установке плиты, проточного водонагревателя и одного
отопительного прибора объем помещения должен быть не менее 21м3
[1, 17]. В кухнях, где устанавливаются газовые водонагреватели или
отопительные аппараты, должен быть канал для удаления продуктов
сгорания. Не допускается устанавливать газовые водонагреватели в ван-
ной комнате.
При установке газовой плиты должно быть обеспечено удобство поль-
зования ей и свободный подход не менее чем с двух сторон. Расстояние от
плиты до стен помещения должно быть не менее 7 см, расстояние между
плитой и противоположной стеной - не менее 1 м [1, 17].
Газовые проточные водонагреватели следует устанавливать на стенах
из негорючих материалов на расстоянии не менее 2 см от стены (в том чис-
ле от боковой стены [1, 17]. Расстояние по горизонтали в свету между вы-
ступающими частями проточного водонагревателя и газовой плиты следует
принимать не менее 10 см [1]. Расстояние от мойки до водонагревателя
должно быть не менее 30 см.
Емкостные газовые водонагреватели, отопительные котлы и отопи-
тельные аппараты следует устанавливать у стен из негорючих материалов
на расстоянии не менее 10 см от стены [1, 17].
При установке газовых приборов следует предусматривать отклю-
чающие устройства перед каждым газовым прибором или установкой [1].
При газоснабжении многоквартирных жилых домов учет расхода газа
производится поквартирно. Выбор счетчика определяется максимальным
газопотреблением установленных приборов. В зависимости от типа четы-
рехгорелочной плиты с духовым шкафом максимальный расход газа на нее
составит 1,2... 1,6 м3/ч, а для проточного водонагревателя - 2,1...2,9 м3/ч.
Исходя из этих расходов и принимаются газовые счетчики, основные тех-
нические характеристики которых приведены в табл. 9.12.
Газовые счетчики устанавливаются, как правило, на кухне. Перед
входным штуцером счетчика следует обязательно ставить отключающее
устройство (кран) [1, 17]. Счетчик рекомендуется устанавливать возле га-
зового стояка на отводе к плите. Место установки и габариты монтажного
узла газового счетчика должны занимать минимальный полезный объем
помещения. Счетчики размещаются, как правило, на капитальных стенах
на высоте от 1,0 до 1,6 м от пола до низа счетчика. При установке счетчика
расстояние по горизонтали от края счетчика до оси ближайшей горелки
плиты должно составлять не менее 0,4 м [1, 17].
Место размещения газового счетчика на кухне определяется в ос-
новном взаимным расположением газового стояка, плиты и водонагре-
вателя. Один из вариантов установки газового счетчика представлен на
рис. 9.7.
Горизонтальная разводка газопроводов выполняется на высоте
2,1...2,2 м от пола. Подключение плиты осуществляется на отметке ~0,8 м
от пола (уточняется по паспорту прибора), проточного водонагревателя -
0,9... 1,2 м от пола.
Таблица 9.12
Технические характеристики бытовых счетчиков газа
Наименование характеристик	Наименование счетчика									
	Мембранный сгм			Двухкамер- ный СГМН-1	Мембранный «Берестье»				Диафрагменный СГД-1	
	Gl,6	G2,5	G4,0	G6,0	Г2,5	КГ4	Г4	Гб	Gl,6	G2,5
1	2	3	4	5 J	6	7	8	9	10	И
Номинальный расход, м3/ч	1,6	2,5	4,0	6,0	2,5	4,0	4,0	6,0	1,6	2,5
Максимальный расход, м3/ч	2,5	4,0	6,0	10,0	4,0	6,0	6,0	10,0	2,5	4,0
Минимальный расход, м3/ч	0,016	0,025	0,04	0,06	0,025	0,04	0,04	0,06	0,016	0,025
Относительная погреш- ность, %\ -	при расходах до 10% от номинального; -	при расходах свыше 10% от номинального	±3 ±1,5	±3 ±1,5	±3 ±1,5	±3 ±1,5	±3 ±1,5	±3 ±1,5	±3 ±1,5	±3 ±1,5	±3 ±1,5	±3 ±1,5
Максимальное рабочее давление, кПа	98	98	98	98	10	10	10	10	60	60
Потеря давления при максимальном расходе, Па, не более	200	200	200	250	250	200	200	200	200	200
661
Окончание таблицы 9.12
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11
Диапазон рабочих температур, °C	от -10 до +50	от -10 до +50	от -40 до +50	от -40 до +50	от -30 до +50	от -30 до +50	от -30 до +50	от -30 до +50	от -10 до +50	от -10 до +50
Габаритные размеры (длина х глубина х высота) не более, мм	178х х 135х х218	178х х135х х218	263 х х 165 х х235	306 х х 165х х223	220 х х!70х х225	220 х х170х х225	ЗЗОх х170х х250	ЗЗОх х170х х250	160х х 134х х225	160х х134х х225
Межосевое расстояние присоединительных штуцеров, мм	100	100	200	250	ПО	ПО	250	250	ПО	НО
Присоединительные размеры резьбовых штуцеров Dy, мм	32	32	32	32	25	25	25	25	25	25
Масса, кг	2,4	2,4	3,3	3,8	2,3	2,3	3,3	3,3	1,45	1,45
662	Глава IX
663
Рис. 9.7. Установка газового счетчика
9.10.	Гидравлический расчет внутридомовых
газопроводов
Расчет внутридомовых газопроводов производится после выбора и
размещения газовых приборов и оборудования и составления схемы внут-
ридомовой сети. На расчетной схеме проставляются номера участков, их
длины, расходы газа на них и диаметры.
Гидравлический расчет начинается с самого удаленного от ввода газо-
вого стояка (с подводки к наиболее нагруженному прибору верхнего эта-
жа), а затем рассчитывается ближайший к вводу стояк. Невязка потерь дав-
ления по стоякам не должна превышать 10%. Расчетный перепад давления
от врезки внутридомового газопровода (ввода) в квартальную сеть до наи-
более удаленного прибора составляет 600 Па с учетом потерь давления в
газовом приборе [1, 16]. Для плиты эти потери составляют 40...60 Па, во-
донагревателя - 80... 100 Па.
664
Глава IX
Расчет выполняется в такой последовательности:
1.	Определяют расчетные расходы газа Ир, м3/ч, для всех участков сети
по формуле [1,7]
т
(9.36)
м
где Ко - коэффициент одновременности работы газовых приборов, значе-
ния которого следует принимать по [1, приложение В];
Гном - номинальный расход газа прибором или группой приборов, м3/ч;
п, - число однотипных приборов;
т - число типов приборов или групп приборов.
Номинальный расход газа прибором зависит от тепловой нагрузки
прибора, принимаемой по паспортным данным или техническим характе-
ристикам приборов, и определяется по формуле
^=3,6%*,	(9.37)
где <2НОМ - номинальная тепловая нагрузка прибора, Вт;
QH - низшая теплота сгорания газа, кДж/м3.
2.	Задаются диаметрами участков сети (для первого участка - по диа-
метру присоединительного штуцера прибора). Используются трубы сталь-
ные водогазопроводные по ГОСТ 3262-75*.
3.	Определяют суммарные значения коэффициентов местных сопро-
тивлений для каждого участка	17 > 9, 14]. Приближенные значения ко-
эффициентов некоторых местных сопротивлений приведены в табл. 9.13.
4.	По таблицам или номограммам находят удельные потери на трение
R, Па/м, и эквивалентные длины L'3, м, для единичного местного сопротив-
ления (£= 1) [7, 9, 14]. Номограмма для определения эквивалентных длин
представлена на рис. 9.8.
5.	Вводится поправка на плотность в значения удельных потерь давле-
ния по формуле (9.35) - /?ф, Па/м.
6.	Определяют расчетные длины участков £р, м,
£р	(9.38)
где L - фактическая длина участка, измеряемая по плану жилого дома и
аксонометрической схеме внутридомовых газопроводов, м.
7.	Рассчитывают потери давления на участках Лф-£р, Па.
8.	Определяют дополнительное избыточное давление Рд, Па, на верти-
кальных и наклонных участках по формуле
Рд=±г-Я(р.-р0),	(9.39)
где рв - плотность воздуха, кг/м3;
ро - плотность газа, кг/м3;
665
Н - разность абсолютных отметок начала и конца рассчитываемого
участка, м. Если р0 < рв, то при движении газа вверх Н принимается со
знаком «-», а вниз - со знаком «+».
9.	Определяют потери давления на участках с учетом дополнительного
давления Лф-£р + Рд, Па.
10.	Находят суммарные потери давления в газопроводах £(ЛФ- Лр +
+ Рд), Па.
11.	Полученные суммарные потери давления сравнивают с расчетным
перепадом давления. Если невязка превышает допустимую (10%), изменя-
ют диаметры некоторых участков и производят перерасчет, добиваясь тре-
буемой невязки.
Затем в такой же последовательности рассчитывается ближайший к
вводу стояк. Для него принимаются наименьшие возможные диаметры.
Если же потери в стояке оказываются значительно меньше величины рас-
полагаемого давления, то в подобных случаях устойчивое сжигание газа в
горелках может быть обеспечено регулировкой кранами непосредственно у
самих газовых приборов.
Таблица 9.13
Коэффициенты местных сопротивлений
Вид местного сопротивле- ния	Зна- чение £	Вид местного сопротив- ления	Значения £ для труб с Dy, мм					
			15	20	25	32	40	50 и более
Внезапное сужение в пределах перехода на следующий диаметр по ГОСТу	0,35*	Угольник 90°	2,2	2,1	2	1,8	1,6	1,1
Тройник проходной	। *♦	Пробочный кран	4	2	2	2	2	2
Тройник поворотный (ответвление)	1,5**	Вентиль прямой	11	7	6	6	6	5
Крестовина проходная	2**	Вентиль «косва»	3	3	3	2,5	2,5	2
Крестовина поворотная	3**	—	—	—	—			—
Отвод гнутый 90°	0,3	Задвижка	0,5 (D = = 50...100)		0,25 (£ = = 175...200)		0,15 £Е> = 300 и более)	
* - относится к участку с меньшим диаметром, ** - с меньшим расходом.
666
Глава IX
Природный газ № 1 (р = 0,73 кг/м3)
Г, м3/ч
5
2*
/з, м
10	20 30 40 50	100	200 300 400 ~ ч
•	••••	•	••• D^S(Dy)
^х^;\	88 5x4 (80)
75,5x4,5 (65)
60x3,0 (50)
60x3,5 (50)
57x3,0 (50)
48x3,5 (40)
42,3x3,2 (32)
38x3,0 (32)
33,5x3,2(25)
26,8x2,8(20)
3*
0,5 *
0,4 •
0,3*

21,3x2,8(15)
V, м’/ч
0,2*
0,1*
0,5
0,4
0,3
0,05*
0,04*
3
2
1
0,1
Рис. 9.8. Номограмма для определения эквивалентных длин
при И= 0,1...400 м3/ч
667
ПРИМЕР 9.7. Рассчитать внутридомовую систему газоснабжения для
секции 9-этажного жилого дома. В кухнях квартир установлены газовые
плиты и газовые счетчики. Используется природный газ с плотностью
ро = 0,737 кг/м3 и теплотой сгорания Qu = 36147 кДж/м3.
Решение. Выбираем в кухнях места установки газовой плиты и счетчи-
ка. Так как объем кухонь превышает 15 м3, принимаем к установке четырех-
горелочные газовые плиты «Гефест» с духовым шкафом модели 3100. Мак-
симальный расход газа плитой не превышает 1,6 м3/ч, поэтому используем
газовый мембранный счетчик СГМ Gl,6 с номинальным расходом 1,6 м3/ч.
На плане 1-го этажа секции жилого дома размещаем газовые стояки,
плиты, счетчики и выполняем разводку газопроводов (рис. 9.9); составляем
аксонометрическую схему внутридомовой сети (рис. 9.10). Приборы в рядом
расположенных кухнях подключаем к одному стояку (спаренный стояк 1).
Рис. 9.9. План первого этажа секции жилого дома
У= 15,18 _ объем кухни, м3
Я=2,75 высота помещения, м
668
Глава IX
На основе плана и аксонометрической схемы составляем расчетную
схему внутридомовой системы газоснабжения (рис. 9.11). Расчет начина-
ем с самого отдаленного от ввода участка 1 - подводки к газовой плите
верхнего этажа. Расчетный перепад давления равен Рр- 600 - (40...60) =
= 540...560 Па.
Ст.-2
Ст.-1
26.100
Г1
1.450
23.100
Г1
020x2,8
2.100
Г1
015x2,8
и
020x2,8
5.100
Г1
015x2,8
И
015x2,8
Г1
015x2,8
П
015x2,8
Г1
015x2,8
Г1
015x2,8
ПГЗЮО
П
020x2,8
Г1
020x3,0
П
015x2,8
пгзюо —
Рис. 9.10. Аксонометрическая схема внутридомовой системы газоснабжения
Г1
020x2,8
ПГ3100
пгзюо
ПГЗЮО
0.770
0,000
У.Ч.П.
I
-0.950
669
Рис. 9.11. Расчетная схема внутридомовой системы газоснабжения
670
Глава IX
По паспортным данным номинальная тепловая нагрузка плиты «Ге-
фест» модели 3100 составляет 10600 Вт. Для газа с QH = 36147 кДж/м3 но-
минальный расход газа плитой по (9.37) равняется
(2ном ^’^36147	1>^6 м /ч.
Определяем расчетные расходы газа на участках по формуле (9.36).
Число приборов соответствует числу квартир и известно из планировки
секции (рис. 9.8) и расчетной схемы (рис. 9.10).
Гидравлический расчет газопроводов сводим в табл. 9.14. Вначале за-
полняем графы 1...5 известными для каждого расчетного участка значе-
ниями. Затем назначаем диаметры участков. Участок 1 является подводкой
к плите, и его диаметр должен быть равен диаметру соединительного шту-
цера прибора. Для плиты Dy = 15 мм (гр. 6). Значения коэффициентов мест-
ных сопротивлений на участках принимаем по табл. 9.13. На участке 1 пять
отводов, гнутых под углом 90° - Q - 5 -0,3 = 1,5; два крана пробковых Dy 15
- £ = 2-4,0 = 8,0; тройник поворотный - Q = 1,5; два перехода (т.к. присое-
динительные размеры резьбовых штуцеров газового счетчика -Dy32)~
£ = 2-0,35 = 0,7; ££=11,7 (графы 7, 17); кроме того, потери давления в
газовом счетчике составляют 100 Па.
На участке 2 необходимо учесть два тройника на проход - £ = 2 -1,0 =
= 2,0; на участках 3.. .8 также по два тройника проходных и т.д.
Определяем удельные потери на трение R, Па/м, и эквивалентные дли-
ны А'э, м, по таблицам [14]. Вносим поправку на плотность газа в величину
удельных потерь на трение по выражению (9.35). Находим расчетные дли-
ны участков Лр, м, по (9.38) и вычисляем потери давления R$LP, Па. Запол-
няем графы 8... 13.
На вертикальных и наклонных участках газопроводов учитываем до-
полнительное избыточное давление Рд, Па, возникающее за счет разности
плотностей воздуха и газа (формула 9.39). На участке 1 на опуске газопро-
вода к плите Рд = 9,81 • 1,33(1,293 - 0,737) = 7,215 Па, т.е. потери давления
на участке возрастают на эту величину. Заполняем графы 14, 15, 16.
Аналогичным образом производим расчет всех последующих участ-
ков расчетного направления. Диаметры участков подбираем из условия
полного использования располагаемого давления на преодоление всех
видов сопротивлений при движении газа от ввода до самого удаленного
прибора. Следует стремиться к единому диаметру участков, составляю-
щих сеть.
На вертикальных участках стояка и ввода учтено, что гидростатиче-
ское давление может быть использовано для частичного преодоления со-
противления, возникающего на этих участках. Например, на участках 2 и 3
гидростатическим давлением можно полностью погасить потери давления.
На наклонной части участка 11, проложенной под лестничным маршем,
учтено гидростатическое давление для высоты h - 0,75 м.
Гидравлический расчет газопроводов внутридомовой системы газоснабжения
Таблица 9.14
№ участка	Г S о		‘dj	Z, м	ни <х(7	к_р Н	Ц, м	*• Л <1 Сг> М II Л	S Л + II а. Ч	R, Па/м	Дф=Я-йцПа/м Рост	С а.	Рд, Па	Л С а? +	ДЛфЛр+Рд), Па	Примечание
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	16	17
Стояк 1. Ррасп = 550 Па																
1	1,06	1	1,06	3,3	15	П,7	0,40	4,68	7,98	2,07	2,09	16,570	7,215	23,789	123,789	
2	2,12	0,650	1,378	3,0	15	2,0	0,48	0,96	3,96	2,96	2,99	11,840	-16,27	-4,430	119,359	
3	4,24	0,350	1,484	3,0	15	2,0	0,47	0,94	3,94	3,52	3,56	14,026	-16,27	-2,440	116,919	
4	6,36	0,280	1,781	3,0	15	2,0	0,45	0,90	3,90	5,36	5,41	21,100	-16,27	4,830	121,749	
5	8,48	0,265	2,247	3,0	15	2,0	0,42	0,84	3,84	10,4	10,5	40,320	-16,27	24,050	145,799	
6	10,60	0,254	2,692	3,0	15	2,0	0,37	0,74	3,74	14,84	14,99	56,057	-16,27	39,787	185,586	
7	12,72	0,248	3,155	3,0	15	2,0	0,38	0,76	3,76	19,70	19,90	74,813	-16,27	58,549	244,135	
8	14,84	0,242	3,591	3,0	20	2,35	0,51	1,20	4,20	5,80	5,86	24,612	-16,27	8,342	252,477	
9	16,96	0,239	4,053	3,0	20	1,5	0,52	0,78	3,78	7,19	7,19	27,183	-16,27	10,913	263,390	
10	18,02	0,238	4,289	0,4	20	1,0	0,53	0,53	0,98	8,02	8,10	7,533	—	7,533	270,923	
11	19,08	0,237	4,522	11,5	20	4,2	0,53	2,23	14,73	8,75	8,84	130,176	-4,07	126,106	397,029	
12	28,62	0,232	6,640	7,2	20	4,4	0,56	2,46	9,66	17,74	17,92	173,107	-16,82	156,287	553,316	
Невязка 553,^Q 55° -100 = 0,60%																
Окончание таблицы 9.14
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	16	17
Стояк 2. PDacn = 397,029 Па																
13	1,06	1	1,06	5,8	15	11,2	0,40	4,48	10,28	2,07	2,09	21,485	-9,06	12,425	112,425	
14	2,12	0,650	1,378	3,0	15	1,0	0,48	0,48	3,48	2,96	2,99	10,405	-16,27	-5,865	106,56	
15	3,18	0,450	1,431	3,0	15	1,0	0,477	0,477	3,477	3,22	3,25	11,300	-16,27	4700	101,86	
16	4,24	0,350	1*484	3,0	15	1,0	0,47	0,47	3,47	3,52	3,56	12,353	-16,27	-3,917	97,943	
17	5,3	0,290	1,537	3,0	15	1,0	0,46	0,46	3,46	3,77	3,81	13,183	-16,27	-3,087	94,856	
18	6,36	0,280	1,781	3,0	15	1,0	0,45	0,45	3,45	5,36	5,41	18,660	-16,27	2,404	97,260	
19	7,42	0,274	2,033	3,0	15	1,0	0,43	0,43	3,43	8,12	8,20	28,126	-16,27	11,856	109,116	
20	8,48	0,265	2,247	3,0	15	1,0	0,42	0,42	3,42	10,4	10,50	35,910	-16,27	19,640	128,756	
21	9,54	0,258	2,461	1,6	15	6,4	0,40	2,56	4,16	12,43	12,55	52,208	-4,07	48,138	176,894	
Невязка —^9J’029 • 100 = -55,4%
397,029
672	Глава IX
673
Коэффициент местного сопротивления тройника на ответвлении пото-
ка в точке врезки ввода в квартальную сеть — 1,5 отнесен к расчетному
участку 12.
Невязка на расчетном направлении через стояк 1 составляет 0,6%, что
не превышает допустимых значений.
Стояк 2 рассчитывается на величину давления, равную потерям давле-
ния на участках 1...11, т.е. на ДР = 397,029 Па (табл. 9.14). Для него при-
нимаем наименьшие возможные диаметры. Поскольку потери давления в
стояке оказались значительно меньше величины располагаемого давления,
то избыток давления гасится кранами у газовых приборов.
9.11. Выбор и расчет газовых горелок для котлов
квартальной котельной
В квартальной котельной установлены секционные отопительные кот-
лы. В таких котлах, имеющих разрежение в топке, могут быть использова-
ны подовые горелки низкого давления и инжекционные горелки среднего
давления [9,13,18,19]. Методики расчета данных горелок приводятся ниже.
Исходными данными для расчета являются тепловая мощность горелки,
химический состав газа, температуры газа и воздуха, а также характеристики
котельной установки, для которой горелка предназначена. Расчет горелок
должен обеспечивать необходимую для установки тепловую мощность, ши-
рокий диапазон регулирования расхода газа, устойчивость пламени без при-
менения искусственных стабилизаторов горения, отсутствие или допусти-
мую концентрацию вредных веществ в продуктах сгорания. Он включает в
себя определение конструктивных размеров элементов горелки и туннеля
(или щели) или проверку возможности работы выбранной горелки при дан-
ных условиях, а также необходимого давления газа перед горелкой.
9.11.1. Расчет подовой горелки
Подовая горелка состоит из двух элементов: стальной бесшовной тру-
бы (коллектора) с просверленными в ней отверстиями для выхода газа и
огневой части. Последняя представляет собой щель, выложенную из огне-
упорного кирпича, в которой располагается коллектор.
Расчет горелки сводится к определению размеров коллектора и огне-
вой части, диаметра выходных отверстий, их количества и расположения
на коллекторе, а также необходимого давления газа перед горелкой.
Для котлов с поверхностью нагрева FK > 50 м2 (или при расходе газа
Ик > 35 м3/ч) [20] рекомендуются к установке двухколлекторные горелки с
расположением каждого коллектора в своей щели. Схема размещения го-
релки в топке котла приведена на рис. 9.12.
Расчет выполняется в определенной последовательности.
Определяется расход газа на один коллектор Гкол, м3/ч,
где Ик - расход газа на котел, м3/ч.
674
Глава IX
Рис. 9.12. Схемы размещения двухколлекторной подовой горелки в топке
котла и коллектора в огневой щели
1 - горелка; 2 - поперечный патрубок; 3 - фронтовой лист; 4 - кладка из
огнеупорного кирпича; 5 - рабочее отключающее устройство
Диаметр коллектора горелки JK0J1, м, находится с учетом скорости газо-
вого потока в нем. При низком давлении JFKOJ1= 5...15 м/с. Диаметр коллек-
тора определяется из уравнения расхода
(9.40)
Для коллектора принимается стальная труба ближайшего большего
калибра и уточняется действительная скорость движения газа в коллекторе
= ^/(збоо~^,
где dBH - внутренний диаметр коллектора, м.
675
Рекомендуется принимать диаметр коллектора не менее 40 мм.
Задается длина коллектора горелки /кол, м. Она должна быть на
100...600 мм меньше длины колосниковой решетки топки ZT, м.
Определяется величина теплового напряжения на 1 м длины коллекто-
ра qh кВт/м, по формуле
^кол-бн	(9.41)
и проверяется ее соответствие допустимым значениям [7, 21], табл. 9.15.
Таблица 9.15
Расчетные характеристики подовых горелок
Наименование	Величина
1	2
Давление газа перед горелкой Ргор в установках производительностью до 1,2 МВт	100...2000 Па
То же 1,2...23 МВт (до 40 т пара в час)	1...30 кПа
Необходимое давление воздуха перед горелкой в установках производительностью до 1,2 МВт	0,6... 1 кПа
Необходимое разрежение в топке АРТ при отсут- ствии дутья и производительности до 1,2 МВт	8...20 Па
То же производительностью более 1,2 МВт	20...30 Па
Коэффициент избытка воздуха а	1,1...1,35
Тепловое напряжение q{ на метр длины щели в отопительных котлах на газе низкого давления	0,23...0,46 МВт/м
То же в котлах малой производительности (до 10 т/ч пара) при высоте топки до 3 м	1,15...1,75 МВт/м
То же в котлах средней производительности и высоте топки более 3 м	2,3...3,5 МВт/м
Скорость воздуха в узком сечении щели	2...2,5 м/с
Скорость выхода газа из отверстий	20...85 м/с
Скорость выхода воздуха	2,5...8/с
Диаметр отверстий	2...5 мм
Шаг S'	10...20 мм (или 5... 10 диаметров отверстий)
Ширина щели (определяется расчетом)	80... 100 мм (max 200 мм)
Высота щели	130... 200 мм (max 260 мм)
Число горелок (по количеству дверок)	1...3
Расстояние между соседними горелками	300... 1250 мм
Расстояние от щели до стенки топки	> 350...400 мм
676
Глава IX
Длина огневой щели /щ, м, принимается на 30...50 мм больше длины
коллектора с учетом возможного теплового расширения последнего.
Определяется ширина огнеупорных щелей а, м, для размещения в них
коллекторов горелки:
а
О-' ^0 ' ^кол	273 4-/в	,н
и; Лол-3600 ’ 273
(9-42)
где - скорость воздуха, м/с, в самом узком сечении щели (между на-
ружной поверхностью коллектора и внутренней поверхностью щели),
которая может быть определена по формуле:
<9-43)
V Рв
где ДРТ - разрежение в топке, Па;
Рв - коэффициент расхода, учитывающий все гидравлические сопро-
тивления на пути движения воздуха, щ = 0,6.. .0,7;
IFb - принимается равной 2...2,5 м/с (т.к. в данном случае топка котла
работает без дутья, за счет тяги; при искусственном дутье - до 8 м/с).
Для создания такой скорости в топке котла должно быть обеспечено
соответствующее разрежение (см. табл. 9.15);
а - коэффициент избытка воздуха, величина которого зависит от угла
раскрытия отверстий в сечении коллектора (см. рис. 9.12); при р = 90° -
а = 1,1; 180° - 1,05. (Необходимо учесть, что стремясь обеспечить пол-
ноту сжигания газа, не следует завышать коэффициент избытка возду-
ха, так как при а = 1,2 в процессе горения образуется наибольшее ко-
личество окислов азота);
-	теоретическое количество воздуха, необходимого для горения,
м3 воздуха/м3 газа;
-	температура воздуха в помещении котельной, °C.
Определяется минимальное разрежение в топке котла:
1 W2
APt=-L.^_.Pb	(9.44)
Mi 2
и проверяется его соответствие необходимому (табл. 9.15).
Определяется глубина проникновения струй газа, вытекающих из от-
верстий коллектора, в поток воздуха в самом узком сечении щели, где про-
исходит смесеобразование, или дальнобойность струй газа мм:
a-d"
hc = (0,85...0,9) — ^кол-.	(9.45)
Диаметр газовых отверстий, их число и давление газа рассчитываются
из условия наиболее равномерного распределения струй газа по сечению
воздушного потока. При этом скорость газа на выходе из отверстий Wc, м/с,
должна быть в 10.. .15 раз больше скорости воздуха в щели, т.е.
677
FFC=(1O...15)
Диаметр выходных газовых отверстий (сопел коллектора) dc, мм, мож-
но определить:
г _ А ' ^в (Рв
с tf^-sintp'Vpo
(9.46)
где Ks - опытный коэффициент, зависящий от шага отверстий S в коллек-
торах:
Относительный шаг S/dc	4	8	16	со
Ks	1,6	1,7	1,9	2,2
(Наиболее благоприятные условия для смесеобразования создаются
при S/dc = 6... 10, так как при этом обеспечивается «бегущая дорожка» огня
от начальных отверстий при воспламенении газовоздушной смеси от за-
пальника); <р - угол атаки - угол встречи потоков газа и воздуха. При двух-
рядном расположении отверстий в коллекторе с углом раскрытия 90°
<р = р/2=45°, sin ср = 0,707.
Диаметр отверстий принимается не менее 2 мм, так как при меньших
размерах отверстий в процессе эксплуатации происходит засорение их са-
жистыми отложениями, что приводит к нарушению режима работы горелки.
Уточняется скорость выхода газа из отверстий:

А * ^В__|Рв
/^‘^•БШф Vpo
(9.47)
Определяется расстояние между отверстиями в коллекторе (шаг сопел)
S, мм:
5 = 0,75-Лс + (2...5)	(9.48)
и находится количество отверстий в одном коллекторе при двухрядном их
расположении:
п-2
-(30...40) .,
S
Уточняется действительный расход газа через отверстия РКолИСТВ, м3/ч,
"	71 • d2
V™™ =	• 10 • 3600 • Wc • п.
(9.50)
Определяется невязка, т.е. расхождение между расчетным и действи-
тельным значениями расхода газа на один коллектор (допускается до 5%).
Размеры отверстий для выхода газа из коллектора и их количество
должны быть подобраны для равномерной загрузки всех сопел таким обра-
зом, чтобы отношение их суммарной площади к площади сечения коллек-
тора (S/c/Лол) не превышало 30%.
678
Глава IX
Определяется необходимое давление газа перед горелкой Ргор, Па:
(9.51)
где ££ - сумма коэффициентов местных сопротивлений от последней
задвижки перед горелкой, включая ее, до выходных отверстий горелки
[21] (см. рис. 9.12): задвижка £ = 0,5; тройник поворот £ = 1,5; отвод
£ = 0,3; истечение из отверстия £ = 1; итого 3,3;
£/0 “ суммарная площадь всех выходных отверстий (в рассматриваем
случае S/o = 2S/c)iPc~ коэффициент расхода, равен 0,6.. .0,7.
ПРИМЕР 9.8. Рассчитать подовую горелку низкого давления без при-
нудительной подачи воздуха для водогрейного секционного котла типа
«Энергия-6» с поверхностью нагрева 52,7 м2. Котел работает на природном
газе с Q" = 36000 кДж/м3, ро = 0,73 кг/м3. Максимальный расход газа кот-
лом Гк - 86,8 м3/ч. Теоретическое количество воздуха, необходимого для
сжигания газа, Ко = 9,49 м3 воздуха/м3 газа.
Решение. Принимаем к установке двухколлекторную горелку.
Расход газа на один коллектор составит
jz =86^. = 4з 4
' КОЛ 2
Приняв скорость газа в коллекторе 1Ккол = 7 м/с, определяем диаметр
коллектора по (9.40)
I 43 4
^кол=	----= 0,047 м.
\ -1—--3600-7
I 4
Для коллектора может быть использована цельнотянутая труба с на-
ружным диаметром х 8 = 57хЗ мм.
Уточняем действительную скорость движения газа в коллекторе с
внутренним диаметром 51 мм
43 4
=ТГ4—  -----------= 5,9 м/с. .
ip • 3600 0,0512
4
Задаемся длиной коллектора горелки. Для рассматриваемого котла
длина топки составляет 2120 мм (табл. 9.6). Тогда /кол = 2120 - (100...600) =
= 2120 - 520 = 1600 мм. Определяем величину теплового напряжения кол-
лектора по (9.41)
43,4-36000 -о ,
q -.—»--------= 271 кВт/м,
41	3600-1,6
что соответствует допустимым значениям (табл. 9.15).
679
Находим ширину огнеупорных щелей по (9.42)
° =	^+0,057 = 0,0905 м.
2,5 1,6-3600	273
Принимаем ширину щели а = 100 мм.
Уточняем минимальное разрежение в топке котла по (9.44):
1 2 52
ДРТ=-Ц-Аг~ 1,29 = 8,23 Па,
0,72 2
что соответствует необходимому (табл. 9.15).
Определяем дальнобойность струй газа по (9.45)
, Л о_ 100-57 1О
йс = 0,85------- 18,28 мм.
Приняв коэффициент К& = 1,8 и скорость выхода газа из отверстий
^=15^=15-2,5 = 37,5 м/с, найдем диаметр выходных газовых отвер-
стий по (9.46)
,	18,28-2,5	11,29 , _
с 1,8-37,5-0,707 \ 0,73	’
Принимаем dc - 2 мм и уточняем скорость выхода газа из отверстий по
(9.47):
18,28-2,5	1,29
= С8-2-0,707	23,87
Определяем шаг отверстий по (9.48):
5 = 0,75-18,28 + 5 = 18,71 мм.
Принимаем 5=19 мм. Тогда 5/Jc = 19/2 = 9,5, т.е. в пределах рекомен-
дуемых значений.
Количество отверстий в коллекторе по (9.49) составит
п-2
1600-40 Л
—19—+1J
= 166 шт.
Уточняем действительный расход газа через отверстия по (9.50)
= 3’14'2 • 10-6 • 3600  23,87 • 166 = 44,79 м’/ч.
Определяем невязку между расчетным и действительным значениями
расхода газа на коллектор:
44 70-43 4
—• 100 = 3,2%,
43,4
что допустимо, и корректировку проводить не требуется.
680
Глава IX
Фактический расход газа горелкой будет несколько больше расчетного
за счет запальных сопел на соединительной трубе.
Находим суммарную площадь всех отверстий
Ч 14.
У А -	.	• 166 = 521,24 мм2,
площадь сечения коллектора
, _3,14-512	2
Укол л	2041,79 мм
и проверяем их отношение
= 42?,’2Л -100 = 25,53%,
Лол 2041,79
что удовлетворяет условию.
Определяем необходимое давление газа перед горелкой по (9.51)
гор —
1	, ,('521,24-2'|2
0,62 ’ I 2041,79 J
эа 072
\  -0,73 = 1068 Па,
что соответствует рекомендованному значению (табл. 9.15).
9.11.2. Расчет инжекционной горелки среднего давления
Расчет сводится к выбору необходимого типа горелки, проверке воз-
можности ее работы при данных условиях и определению необходимого
давления газа перед горелкой.
Задаются числом устанавливаемых на котле и горелок, определяют
расход газа на одну горелку (Гг = Кк/л, м3/ч) и тепловую нагрузку ее Qv, кВт
Гг-0Н
1__
3600 
(9-52)
По тепловой нагрузке выбирают необходимый тип горелки [9, 18] и
выписывают диаметры ее основных элементов: сопла dc, горловины dr и
насадка dK.
Расчетная схема горелки представлена на рис. 9.13.
В основу расчета инжекционных горелок положен закон сохранения
энергии. Проверяется баланс энергии в горелке. Должно быть выдержано
условие:
£гор > Ев + Ег + Ед + Ен + £пот,	(9.53)
где £гор - кинетическая энергия струи газа, вытекающего из сопла, Дж/м3;
£в, Ег - затраты энергии на инжекцию воздуха и на изменение скоро-
сти струи газа, Дж/м3;
£д, Ем £пот - затраты энергии в диффузоре, насадке и с выходной ско-
ростью газовоздушной смеси из насадка горелки, Дж/м3.
681
Рис. 9.13. Схема инжекционной горелки среднего давления
1 - сопло; 2 - дроссель для регулирования количества воздуха; 3 - конфузор;
4 - горловина смесителя; 5 - диффузор; 6 — насадок горелки (кратер); 7 - го-
релочный туннель
Определяются затраты энергии:
• на инжекцию воздуха, то есть на создание скорости эжектируемого
воздуха
=	(9.54)
где — скорость газовоздушной смеси в горловине, м/с;
гу К-О + ^д)	273 + 1СЫ	/л <
г 3600-0,785-<2	273 ’	1 ' '
где 4м ~ температура газовоздушной смеси в горловине, °C; принимается
равной температуре воздуха в помещении;
• на изменение скорости струи газа от Wc до WT:
(9.56)
где - скорость выхода газа из сопла, м/с.
Она определяется, исходя из закона сохранения количества движения
при смешении газа и воздуха. Количество движения 1 м3 выходящего из
сопла газа равно И4-ро, а инжектируемого из атмосферы воздуха может
приниматься равным нулю, так как он не имеет первоначальной скорости.
В горловине смесителя смесь газа и воздуха приобретает скорость 1¥г и
соответствующее ей количество движения И/Г(ро+ а- Ко-рв). Тогда уравне-
ние сохранения количества движения
^с-ро =И;(ро+аГо-рв).	(9.57)
682
Глава IX
Отсюда
^^-(Ро+аГо-pJ^ Л
ь	Л	I	д
Ро	\ Ро
Скорость выхода газа из сопла не должна превышать 300 м/с, в про-
тивном случае необходимо сделать пересчет, выбрав горелку большей теп-
ловой мощности.
Затраты энергии в диффузоре при изменении скорости газовоздушной
смеси:
-1F2
Ел =-г-2- д-(1 + а-Го)Рсм(1-П),	(9-59)
где т| - к.п.д. диффузора, зависящий от отношения dr/da,
(9.58)
dr/da	0,55	0,65
п	0,80	0,75
- скорость смеси в выходном сечении диффузора, м/с,
/г(1 + а-К0) 273+<см
д 3600 /„	273 ’
где /д=я</д/4, м2; (<7Д = (1,5...1,8)</г, мм);
рсм - плотность газовоздушной смеси в выходном сечении диффузо-
ра, кг/м3,
ро+а-Го-рв 273
Рсм 1 + а-Го 273+/см'
(9-61)
Затраты энергии в насадке горелки
, _l,5(»i-fFH)2
н “	ъ
'(1 + Ct ‘ ^о) ‘ Рсм»
(9.62)
где 1ГН определяют по формуле
w Ущ 273-Исм К(1 + Гд) 273+Лм
н 0,785 J2-3600	273	0,785-J2-3600	273
Скорость выхода газовоздушной смеси из насадка горелки не должна
быть меньше скорости распространения пламени для смеси данного газа
при минимальном расходе газа горелкой (обычно 10 м/с и более [19]).
Затраты энергии с выходной скоростью газовоздушной смеси из на-
садка горелки
W2
£Пот=^-Рсм-(1+аЛ>)»
здесь
о -- Ро	'^0 'Рв	273
Рсм	l + a-F0	273+fH’
(9.64)
(9.65)
683
где tH - температура газовоздушной смеси на выходе из насадка, °C. При-
нимается tn - 50°С.
Определяют общие затраты энергии Е = Ев + Ег + Еа + Ен + Епт.
Находят кинетическую энергию струи газа, вытекающего из сопла,
^гор, Дж/м ,
(9.66)
и проверяют баланс энергии по (9.53). Если £гор < то необходимо при-
нять большую скорость выхода газа из сопла.
Определяют необходимое давление газа перед горелкой Ргор, Па,
(9.67)
Мо
где ро - коэффициент расхода отверстий головки горелки, учитывающий
потери при истечении. Так как выходной насадок - это канал длиной от 2
до 4 диаметров отверстий, то = 0,75...0,82.
Необходимо учесть, что максимальное давление газа перед горелкой
не должно превышать критического давления, равного для природного газа
90000 Па (табл. 9.16). При большем давлении нарушается режим истечения
газа из сопла, меняется состав газовоздушной смеси.
Таблица 9.16
Расчетные характеристики инжекционных горелок
среднего давления
Наименование	Величина
Минимальное давление газа перед горелкой для устойчивости работы	10...30 кПа
То же максимальное (при перегрузке в три раза)	90 кПа
То же при повышенных пределах регулирования	150 кПа
То же при работе на подогретом воздухе	0,2...0,3 МПа (избыточное)
Необходимое разрежение в топке	0...30 Па
Коэффициент избытка воздуха в горелке а	1,02...1,15
Скорость выхода газовоздушной смеси для при- родного газа, м/с	10. ..20 м/с
То же для искусственных газов	15...30 м/с
Тепловое напряжение объема туннеля	1,2...5,9 Вт/м3
То же топочного объема	700-103 Вт/м3
Диаметр туннеля dT, мм	2,5
Длина туннеля для стабилизации горения при- родного газа /т, мм	6б/,ф + 30
684
Глава IX
Как известно, нормальная устойчивая работа большинства промыш-
ленных горелок при коэффициенте избытка воздуха а > 1 обеспечивается
только при наличии стабилизаторов фронта горения (керамические тунне-
ли, пластинчатые стабилизаторы и т.д.)- Для горелки Стальпроекта конст-
руктивные размеры горелочных туннелей приведены в [22, 29]. Туннель
подбирается по диаметру выходного насадка горелки.
Для определения скорости, при которой наступает отрыв пламени для
горелок с керамическими туннелями, используют формулу
\0,5
= Сг а-2,	(9.68)
где Ci - эмпирический коэффициент, Cj = 0,575 • 102;
И'норм “ нормальная скорость распространения пламени, м/с. Целесооб-
разно рассматривать только максимальное значение скорости 1Гнорм =
= 0,38 м/с [26];
а - коэффициент температуропроводности смеси, м2/с. а ~ 0,213 -10~4
м2/с [26].
Для определения скорости, при которой наступает проскок пламени,
пользуются формулой:
(9.69)
где С2 - эмпирический коэффициент, С2 - 7,75 • 10-3.
Проверяется, чтобы -< и 1^отр > РКН, что обеспечивает стаби-
лизацию пламени.
При расчете горелок с пластинчатыми стабилизаторами можно поль-
зоваться методикой, приведенной в [19].
ПРИМЕР 9.9. Для котла с расходом газа Ик==31,5 м3/ч необходимо
подобрать инжекционные горелки среднего давления туннельного типа.
Используется природный газ с ро ~ 0,85 кг/м3; QH = 38500 кДж/м3. Теорети-
ческое количество воздуха, необходимого для сжигания 1 м3 газа,
Го = 10,2 м3/м3. Коэффициент избытка воздуха а = 1,05.
Решение. Принимаем к установке на котел три горелки. Тогда расход
газа на “одну горелку составит Кг = 31,5/3 = 10,5 м3/ч, а тепловая нагрузка
горелки по (9.52)
10,5-38500 , ? .
3600
кВт.
Выбираем для котла инжекционные горелки конструкци Стальпроекта
(рис. 9.14). Технические характеристики данных горелок приведены в
табл. 9.17. Принимаем горелку типа В с тепловой нагрузкой Qr= 137,23
кВт. Диаметры основных элементов горелки: Jc-4,2 мм; dr = 52 мм;
dH ~ 65 мм (табл. 9.17).
Рис. 9.14. Инжекционная горелка среднего давления Стальпроекта, тип «В»
а - без охлаждения насадка; б - с водоохлаждаемым насадком
685
Инжекционные горелки Стальпроекта типа В (рис. 9.14) [9,18, 24]
Таблица 9.17
Типоразмер	Номинальная теп- ловая мощность, кВт	Размеры, мм									Масса, кг
		Di		dr	dn	D	К	L	h		
В 15/rfc	8,7	Уг	0,9-1,6	12	15	60	110	220	80	" -	5,0
В184	14	Уг	Ы-2,0	15	18	60	НО	250	80	—	5,3
В21/<	18	Уг	1,2-2,3	17	21	60	110	275	80	—	5,6
В 244	23		1,4-2,6	19	24	80	135	300	100	—	9,0
В 284	31	Уг	1,6-3,0	23	28	80	135	335	100	—	9,5
В 324	41	Уг	2,0-3,5	26	32	80	135	375	100	—	9,8
В374	54	Уг	2,1-4,0	30	37	100	165	440	120	—	14,3
В 424	58	71	2,4-4,5	34	42	100	165	490	120		14,8
В484	92	72	2,8-5,2	39	48	120	165	545	140	—	21,0
В 564	130	3/4	3,2-6,1	45	56	120	215	625	140		26,0
В 654	170	7«	3,8-7,0	53	65	140	215	700	170		33,5
В 754	220	%	4,4-8,1	61	75	140	215	800	170	—	35,2
В 864	290	1	5,0-9,3	70	86	220	285	960	130	7i	64,0
в 1004	390	1	5,8-10,8	81	100	260	285	1095	130	7а	82,0
в 1164	530	174	6,7-12,6	94	116	300	330	1240	160	Уг	111,0
В1344	720	174	7,7-14,5	108	134	350	360	1420	160	Уа	152,0
В1544	970	17»	8,9-16,7	125	154	410	410	1615	200	1	218,0
В1784	1300	172	10,4-19,3	145	178	470	475	1840	200	1	250,0
В 2054	1700	2	11,9-22,2	166	205	490	555	2130	220	1	359,0
В 2354	2200	2	13,6-25,4	190	235	510	605	2400	220	1	421,0
Примечание. £>i и ^охл даны в дюймах.
686	Глава IX
687
Определяем скорость газовоздушной смеси в горловине по формуле
10,5(1 + 1,05 10,2) 273 + 20	.
-----273~ = 17,25’ М/С’
W -
3600-0,785-0,0522
и затраты энергии на инжекцию воздуха, по выражению (9.54)
£в = 17^-1,293-1,05-lV^^g^ Дж/м3.
Находим скорость выхода газа из сопла по формуле (9.58)
(	1 293
и; =17,25 1 + 1,05 10,2-^
U, од
и затраты энергии на изменение скорости струи газа по выражению (9.56)
£г = <298,°2~17>25)2 . о,85 = 33503,5, Дж/м3.
= 298,02, м/с,
Приняв </д= 1,8<7Г, получим <7Д= 1,8-52 = 94 мм и^ = (3,14/4)-0,0942 =
= 0,0069 м2.
Плотность газовоздушной смеси в выходном сечении диффузора по
формуле (9.61) равняется
0,85 + 1,05 10,2 1,293	273 f ,,п /3
Р“* =-----1 + 1,0540^-----273 + 20 = ,’169>кг/м>
а скорость смеси в нем по выражению (9.60) составит
10,5(1+1,0540,2) 273 + 20 ...	,
3600-0,0069~~273~ = 5’31,
Подставив значения и рсм в (9.59), найдем затраты энергии в диф-
фузоре
„	17,252 — 5,312
о
(1 +1,05 • 1,2) • 1,169 - (1 - 0,8) = 368,4 Дж/м3.
Определяем скорость выхода газовоздушной смеси из насадка по фор-
муле (9.63)
= 10,50 + 1,05 40,2) 273 + 50
3600-0,785-0,0052	273
и затраты энергии в насадке по (9.62)
£„ = 1,5<5,31 ~12,17) (1+1,05 -10,2)1,169 = 482,7, Дж/м3.
Плотность газовоздушной смеси на выходе из насадка по выражению
(9.65) равняется
,	0,85 + 1,05 10,2 1,293	273	, л,	/3
Р“ =------1 + 1,05 40^2---273750 = 1’°6’КГ/М’
688
Глава IX
и тогда затраты энергии с выходной скоростью смеси из насадка по (9.64)
17 io2
£гют =—у—1,06 (1 + 1,05 10,2) = 918,4, Дж/м3.
Общие затраты энергии равны
££ = 2058,4 + 33503,5 + 368,4 + 482,7 + 918,4 = 37331 Дж/м3.
Кинетическая энергия струи газа, вытекающего из сопла, по формуле
(9.66) равняется
7QQ ло2
£гор =	2	'0,85 " 37746’8>
Таким образом, £гор > ££.
Находим по выражению (9.67) необходимое давление газа перед го-
релкой
=^F=58979-Па-
0,о
Определяем скорость отрыва пламени по формуле (9.68)
1КО1р = 0,575 • 102 • 1,05-2 - 0,381,5
0,155
0,21310
V’5
= 1042м/с»
и скорость проскока пламени по (9.69)
= 7,7510~3-0,382---°’065	= 3 42 м/с<
0,213 кг1
Таким образом, стабилизация пламени при использовании керамиче-
ского туннеля будет обеспечена.
9.12.	Подбор и расчет оборудования для ГРУ
квартальной котельной
Принципиальная схема газорегуляторной установки представлена на
рис. 9.15.
Исходными данными для подбора оборудования ГРУ являются:
-	расчетный расход газа котельной Кр, м3/ч, (известен из расчета нагру-
зок потребителей города);
-	давление газа на вводе в ГРУ Рвх, МПа (известно из расчета газопрово-
дов среднего (высокого) давления);
-	плотность газа р0, кг/м3;
-	давление газа перед горелками Ргор, Па (известно из расчета горелок).
К установке в ГРУ принимается газовый фильтр ФВ [7, 9, 18, 22]. Ка-
либр фильтра выбирается из условия, что потери давления газа в фильтре с
чистой кассетой не должны превышать 40% от максимально допустимого
перепада давления в фильтре в процессе эксплуатации -10000 Па, то есть
ДРф должен быть не более 0,4-10000 = 4000 Па.
025x3,2
Рис. 9.15. Схема газорегуляторной установки
1 - фильтр газовый ФВ-100; 2 - предохранительный запорный клапан ПКН-50; 3 - регулятор давления РДБК1-50; 4 - счетчик га-
зовый СГ 16-400; 5 - предохранительный сбросный клапан; 6 - манометр технический пружинный МТП-100; 7 - дифманометр
показывающий ДСП-160; 8 - термометр технический показывающий; 9 - напоромер мембранный показывающий НМП-52
689
690
Глава IX
Потери давления в чистом фильтре ДРф, Па, определяются по формуле:
Л \2
Р
Ро Pq
Ргр ^вх
(9.70)
Формула (9.70) используется совместно с графиком (рис. 9.16), на ко-
тором представлены потери давления в чистом фильтре Р^ (Па) в зависи-
мости от пропускной способности при Ро = 0,101 МПа (абс.) и ргр = 1 кг/м3.
Игр, м3/ч, для £)у32...100
Рис. 9.16. График для определения сопротивления газового фильтра
Если для подбора фильтра использовать таблицы, то потери давления
в чистом фильтре определяем также по формуле (9.70), но вместо значений
по графику подставляются значения Кт, рт = 0,73 кг/м3, а вместо Ро - вход-
ное давление газа по таблице из [12, табл. 3.12].
691
Если расчетный расход газа больше 2000 м3/ч, рекомендуется преду-
сматривать установку цилиндрических сварных фильтров ФГ [23]. Опреде-
ление потерь давления в чистом фильтре производится по номограмме из
[23, рис. 45].
Максимальная величина потерь давления на загрязненном фильтре ФГ
составляет = 600 Па.
Для измерения расхода газа котельной в ГРУ устанавливаются тур-
бинные газовые счетчики СГ, технические характеристики которых приве-
дены в табл. 9.18.
Таблица 9.18
Технические характеристики счетчиков газа СГ
Условное обозначение счетчика	£)у, мм	Расход при рабочих условиях, м3/ч			р 1 макс, МПа	L, мм	Масса, кг, не более
		V г ном	у г мин	у г макс			
СГ 16-100	50		10	100	1,6	150	5
СГ 16-160	80		8	160	1,6	243	15
СГ 16-200	80		10	200	1,6	243	15
СГ 16-250	80		12,5	250	1,6	243	15
СГ 80-100-1,0	80	100	16	160	1,0	240	20
СГ 80-100-1,6	80	100	16	160	1,6	240	20
СГ 80-160-1,0	80	160	13	250	1,0	240	20
СГ 80-160-1,6	80	160	13	250	1,6	240	20
СГ 100-160-1,0	100	160	12,5	250	1,0	300	28
СГ 100-160-1,6	100	160	12,5	250	1,6	300	28
СГ 16-400	100		20	400	1,6	303	20
СГ 100-250-1,0	100	250	20	400	1,0	300	28
СГ 100-250-1,6	100	250	20	400	1,6	300	28
СГ 16-650	150		32,5	650	1,6	453	35
СГ 150-400-1,0	150	400	32,5	650	1,0	450	50
СГ 150-400-1,6	150	400	32,5	650	1,6	450	50
СГ 16-800	150		40	800	1,6	453	35
СГ 16-1000	150		50	1000	1,6	453	35
СГ 150-650-1,0	150	650	50	1000	1,0	450	50
СГ 150-650-1,6	150	650	50	1000	1,6	450	50
СГ 16-1600	200		80	1600	1,6	450	46
СГ 200-1000-1,0	200	1000	80	1600	1,0	600	70
СГ 200-1000-1,6	200	1000	80	1600	1,6	600	70
СГ 16-2500	200		125	2500	1,6	450	46
СГ 200-1600-1,0	200	1600	125	2500	1,0	600	70
СГ 200-1600-1,6	200	1600	125	2500	1,6	600	70
692
Глава IX
При выборе счетчика по табл. 9.18 необходимо знать расход газа при
рабочих условиях Гд, м3/ч, который определяется по формуле
Ир-РО(273+<Д)
я 293 Рсч
(9.71)

где Рсч - рабочее давление газа перед счетчиком, МПа,
tA~ среднее значение рабочей температуры газа, °C;
Ро = 0,101 МПа - нормальное атмосферное давление.
Потери давления в счетчике ДРСЧ, Па, рассчитываются по выражению
5 _ ЛОВ Ро
сч ~ сч „
Рв
(9.72)
где ДРсч - потери давления в счетчике по воздуху, принимаемые по графи-
ку (рис. 9.17) в зависимости от загрузки счетчика, Па.
Рис. 9.17. График зависимости перепада давления на счетчике
от загрузки счетчика
Предохранительный клапан приводится в действие от импульса вы-
ходного давления газа (давление в газопроводе за ГРУ). Величина этого
давления слагается из давления газа перед горелкой Ргор (Па) и давления,
необходимого для преодоления сопротивления системы газоснабжения от
ГРУ до наиболее отдаленной горелки Рс, Па. Газопроводы в котельном зале
693
рассчитывают на давление, составляющее 25...30% от рассчитанного дав-
ления газа перед горелкой, т.е: Рс = (0,25...0,30)Ргор.
Р -Р +0 3Р
В зависимости от величины выходного давления газа принимают к ус-
тановке предохранительный запорный клапан ПКН (ПКВ) [7, 9, 12,23].
Потери давления в предохранительном запорном клапане ДРПЗК, Па,
определяются по формуле:
jy2
А/пзк = £“2~Рд*	(9.73)
Коэффициент местного сопротивления ПЗК, отнесенный к скорости
газа IV во входном сечении клапана, С, принимается по табл. 9.19.
Скорость газа на входе в ПЗК W, м/с
К Р т
W =--------р-------£Ь_.Лвк.	(9 74)
3600-(л/4)-О2 Рщк То
Потери давления в переходном патрубке незначительны, ими можно
пренебречь, тогда давление газа на входе в ПЗК, МПа
АРПзк = Лх - АРф - АРСЧ.
Плотность газа при рабочих условиях рд, кг/м3, определяется по формуле
Рл=Ро-^Д.	(9.75)
~О 2 ПЗК
где Тпзк - температура газа на входе в клапан, К.
Таблица 9.19
Значения коэффициента сопротивления клапанов
предохранительных запорных [24]
Диаметр условного прохода Dy, мм	15	20	25	32	40	50 и более
4	11	8	7	6,5	6	5
Давление газа на выходе из ПЗК, а следовательно, и во входном сече-
нии регулятора давления газа, МПа
Р\ = Р™ ~ АРф - АРСЧ - АРпзк*
Давление газа (абс.) в выходном сечении регулятора давления, МПа
Рг = ^гор + АРС + Ро.
К установке в ГРУ приняты регуляторы давления РДБК [9, 23, 25].
Определяется пропускная способность выбранного регулятора давления и
проверяется устойчивость его работы.
694
Глава IX
Пропускная способность регулятора давления К, м3/ч, находится по
формуле [16, 18]
Г = 1595 /аР,<р-Д^,	(9-76)
где f - площадь седла клапана, см2 (табл. 9.20);
а - коэффициент расхода (табл. 9.20);
<р - коэффициент, зависящий от отношения давлений Р2/Р\ и опреде-
ляемый по формуле:
где к - показатель адиабаты, для природного газа к = 1,32.
Пределы устойчивой работы регулятора
Ру = (0,2... 0,8)-К
Таблица 9.20
Техническая характеристика регуляторов давления РДБК
Тип регулятора	Площадь седла клапана/ см2	Коэффициент расхода а
РДБК 1-25	2,66	0,65
РДБК 1-50	8,5	0,6
РДБК 1-100	13,5	0,6
РДБК 1П-100	32,3	0,5
Необходимая пропускная способность предохранительного сбросного
клапана (ПСК) в ГРУ при наличии перед регулятором давления предохра-
нительно-запорного клапана определяется по формуле [1]: Гпск > 0,0005- Гр
К установке принимают предохранительный сбросной клапан типа
ПСК или КПС [22, 23].
ПРИМЕР 9.10. Произвести подбор и расчет оборудования ГРУ квар-
тальной котельной при расчетном расходе газа Ир = 720 м3/ч, давлении газа
на вводе в ГРУ Рвх = 0,27 МПа, плотности газа ро = 0,74 кг/м3, давлении
газа перед горелками котлоагрегатов Ргор = 30000 Па.
Решение. Принимаем к установке газовый фильтр ФВ 100 и опреде-
ляем потери давления в нем по формуле (9.70). Расчетный расход газа Рр =
= 720 м3/ч выходит за пределы значений, приведенных на графике (рис. 9.16).
Принимаем перепад давления в фильтре Z)y100 по графику для любого рас-
хода. Например, для Г1р = 350 м3/ч Р^ = 2200 Па. Действительный перепад
давления в фильтре Dy100 для заданных исходных данных составит
695
ДРф=22ОоЦ|^] ^’—^ = 2580 Па (0,0026 МПа).
Фильтр ближайшего меньшего калибра £>у80 оказывает сопротивление
ДРф = 4980 Па, т.е. больше допустимого - 4000 Па.
Находим по формуле (9.71) расчетный расход газа при рабочих условиях
_ 720-0,101-(273+5)_3	,
д 293 (0,27 - 0,0026)
По этому расходу выбираем по табл. 9.18 счетчик газовый СГ-16-400.
При загрузке счетчика (258/400)-100 = 64,5% сопротивление его по
воздуху равняется ЛРсч = 190 Па (рис. 9.17). Тогда потери давления в счет-
чике по выражению (9.72) составят
0 74
ДРСЧ =190 ~г = Ю9 Па (0,0001 МПа).
Давление газа на выходе из ГРУ равняется
/’вых = 30000 + 0,3-30000 = 39000 Па (0,039 МПа).
Принимаем к установке предохранительный запорный клапан ПКН-50
с верхним пределом настройки от 0,001 до 0,06 МПа, нижним - от 0,0003
до 0,003 МПа [9, 18,22].
Давление газа на входе в ПЗК
ДРПЗК = 0,27 - 0,0026 - 0,0001 = 0,2673 МПа.
Определяем скорость газа на входе в ПЗК по формуле (9.74)
1Г =_____™______
314	1
360О-^Р0,052
4
0,101 278
0,2673'273
= 39,26 м/с
и по выражению (9.75) плотность газа при рабочих условиях
_ _. 0,2673-273 , оол . з , <ОГ,Л
рл = 0,74 ’	= 1,924 кг/м (Гг = 5С).
Нд 0,101-278	’
Коэффициент местного сопротивления ПКН-50 = 5 (табл. 9.19).
Тогда потери давления в предохранительном клапане по формуле
(9.73) составят
АР™ =539^62 1,924 = 7414 Па(0,0074МПа).
Давление таза во входном сечении регулятора давления
= 0,27 - 0,0026 - 0,0001 - 0,0074 = 0,26 МПа,
а в выходном сечении
Р2 = 0,03 + 0,009 + 0,101 = 0,14 МПа.
696
Глава IX
Принимаем к установке регулятор давления РДБК 1-50. Для известных
Pi = 0,26 МПа и Р2 = 0,14 МПа
2	1,32+1
ф= _!22_. Г0Л4у32 J0Д4'I .32
v d 1,32-1 |^o,26j	1,0,26J
и пропускная способность регулятора давления по формуле (9.76)
V = 1595 • 8,5 • 0,6 • 0,26 • 0,472 • J	=1158 м3/ч.
Пределы устойчивой работы регулятора
Vy = (0,2... 0,8) • 1158 = 231,6...926,4 м3/ч.
Принятый к установке в ГРУ регулятор давления РДБК 1-50 будет ра-
ботать устойчиво при расчетном расходе газа Vp = 720 м3/ч.
Необходимая пропускная способность предохранительного сбросного
клапана
Кпск = 0,0005 -1158 = 0,579 м3/ч.
Принимаем к установке в ГРУ КПС-50.С1, предназначенный для рабо-
ты при номинальном давлении не более 0,02 МПа.
Литература
1.	СНБ 4.03.01-98. Газоснабжение. - Мн., 1999. - 94 с.
2.	СНиП 42-01-2002. Газораспределительные системы. - СПб., 2004. - 80 с.
3.	СНиП 2.07.01-89. Градостроительство. Планировка городских и сельских посе-
лений. - М., 1991. - 56 с.
4.	СНБ 2.04.02-2000. Строительная климатология. - Мн., 2001. - 40 с.
5.	СНиП 23-01- 99. Строительная климатология. - М., 2000.
6.	СНиП 2.04.07-86. Тепловые сети. - М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1988. - 48 с.
7.	Ионин А.А. Газоснабжение. - М.: Стройиздат, 1989. - 439 с.
8.	Ионин А.А. и др. Теплоснабжение. - М.: Стройиздат, 1982. - 366 с.
9.	Стаскевич Н.Л., Северинец Г.Н., Вигдорчик Д.Я. Справочник по газоснабжению
и использованию газа. - Л.: Недра, 1990. - 762 с.
10.	Борщов Д.Я. Устройство и эксплуатация отопительных котельных малой мощ-
ности. - М.: Стройиздат, 1989. - 198 с.
11.	Воликов А.Н. Сжигание газообразного и жидкого топлива в котлах малой мощ-
ности. - Л.: Недра, 1989. - 160 с.
12.	Справочник эксплуатационника газифицированных котельных /Порецкий Л.Я.,
Рыбаков Р.Р., Столпнер Е.Б. и др. - Л.: Недра, 1988. - 608 с.
13.	Столпнер Е.Б., Панюшева З.Ф. Справочное пособие для персонала газифициро-
ванных котельных. - Л.: Недра, 1990. - 397 с.
14.	Борисов С.Н., Даточный В.В. Гидравлические расчеты газопроводов. - М.: Не-
дра, 1972. - 112 с.
15.	СНиП 2.07.01-89. Жилые здания. - М., 1990. — 16 с.
697
16.	СП 42-10-2003. Общие положения по проектированию и строительству газорас-
пределительных систем из металлических и полиэтиленовых труб. - М., 2003. —
163 с.
17.	СП 42-102-2004. Проектирование и строительство газопроводов из металличес-
ких труб. - М., 2003.
18.	Газовое оборудование, приборы и арматура. Справочное пособие /под ред. Ряб-
цева Н.И. - М.: Недра, 1985. - 527 с.
19.	Иссерлин А.С. Основы сжигания газового топлива. - Л.: Недра, 1987. - 336 с.
20.	Панюшева З.Ф., Столпнер Е.Б. Наладка отопительных котлов, работающих на
газе. - Л.: Недра, 1986. - 152 с.
21.	Гуськов Б.И., Кряжев В.Г. Газификация промышленных предприятий. - М.:
Стройиздат, 1982. - 368 с.
22.	Справочник работника газового хозяйства /М.А. Нечаев, А.С. Иссерлин, Б.И. Мло-
док, А.Н. Плотникова. — Л.: Недра, 1973. - 360 с.
23.	Уревич А.Л. Краткий справочник работника газового хозяйства. - Мн.: Бела-
русь, 1978. - 304 с.
24.	Порядок выбора и расчет регуляторов давления газа, предохранительных уст-
ройств, фильтров для ГРП (ГРУ): РД 3-80-86. - Саратов, ГИПРОНИИГАЗ, 1986-
-189 с.
25.	Колпаков Л.А., Павлов Б.П., Цветков Ю.М. Эксплуатация и ремонт газорегуля-
торных пунктов и установок. - Л.: Недра, 1989. - 200 с.
26.	Устойчивость процесса горения газа /Иссерлин А.С. — М.: ВНИИЭгазпроМ, 1980-
-33 с.
27.	ГОСТ 21.609-83. Газоснабжение. Внутренние устройства. - М.: Издательство
стандартов, 1984. - 16 с.
28.	ГОСТ 21.610-85. Газоснабжение. Наружные газопроводы.. - М.: Издательство
стандартов, 1986. - 8 с.
29.	Горелочные устройства промышленных печей и топок (конструкции и техниче-
ские характеристики): Справочник /А.А.Винтовкин, М.Г. Ладыгичев, В.Л. Гу-
совский, Т.В. Калинова. - М.: «Интермет Инжиниринг», 1999. - 560 с.
30.	ГОСТ 21204-97. Горелки газовые промышленные. Общие технические требова-
ния. - Мн.: Госстандарт, 1998. - 16 с.
31.	ГОСТ 19910-94. Аппараты водонагревательные проточные газовые бытовые.
Общие технические условия. - Мн.: Белстандарт, 1995. - 25 с.
32.	ГОСТ 10798-2003. Приборы газовые бытовые для приготовления пищи. Общие
технические условия. - Мн.: Госстандарт Республики Беларусь, 2003. - 46 с.
33.	ГОСТ 10704-91. Трубы стальные электросварные прямошовные. Сортамент. - М.:
Издательство стандартов, 1992. - 13 с.
34.	ГОСТ 10705-80. Трубы стальные электросварные. Технические условия. - М.:
Издательство стандартов, 1981. - 13 с.
35.	ГОСТ 3262-75*. Трубы стальные водогазопроводные. - М.: Издательство стан-
дартов, 1978.- 8 с.
36.	Пути снижения стоимости внутридомовых систем газоснабжения / Артихович
В.В., Титова Т.В., Титов А.С. // Наука - образованию, производству, экономике:
Материалы Четвертой международной научно-технической конференции. В 2 то-
мах. Том 1. - Мн.: БИТУ, 2006. - С. 92-95.
37.	Горелки WEISHAUPT NOVOTHERM-РАЦИОНАЛ. Каталог горелок газовых,
комбинированных 12-17500 кВт. - Институт развития и исследования, Герма-
ния, г. Швенди, 2006. - 447 с.
698
ГЛАВА X. Методические указания к дипломному проекту
по газоснабжению
10.1.	Состав и содержание проекта
Дипломный проект по газоснабжению может выполняться по одной из
следующих тем: газоснабжение города и промышленного предприятия;
газоснабжение города и районной котельной (или котельной предприятия);
газоснабжение промышленного предприятия; газоснабжение сельского
населенно пункта и сельскохозяйственной производственной зоны (или
крупного сельскохозяйственного предприятия) природным газом; газо-
снабжение административного района и сельского населенного пункта;
газоснабжение административного района и районного центра.
Исходными данными для выполнения дипломного проекта являются:
генплан города (административного района, районного центра); генплан
района города (районного центра) с застройкой; генплан промышленного
(сельскохозяйственного) предприятия; план и разрез цеха предприятия или
теплотехнической части котельной; планы и разрезы производственных
(сельскохозяйственных) агрегатов и котельных установок; область, где на-
ходится объект проектирования; газовое месторождение или состав газа;
давление газа на выходе из ГРС.
Дипломный проект состоит из пояснительной записки объемом
100... 120 страниц рукописного текста и графической части в количестве
9... 12 листов формата А1 по ГОСТ 2.301-91.
Пояснительная записка содержит титульный лист, задание по дипломно-
му проектированию, реферат, ведомость объема дипломного проекта, содер-
жание, введение, основную расчетно-графическую часть, специальные разде-
лы, список использованных источников, приложения (при необходимости).
В реферате указывается полный объем пояснительной записки и коли-
чество таблиц, рисунков, приложений. Кратко излагается цель работы, ха-
рактеристика объекта проектирования, используемые методы расчета и
приводятся конкретные сведения, раскрывающие содержание проекта.
Во введении приводятся данные по развитию газоснабжения в стране,
дается характеристика современных распределительных систем газоснаб-
жения городов, населенных пунктов, промышленных и коммунальных
предприятий, подчеркиваются преимущества газообразного топлива по
сравнению с другими видами топлива и его роль в защите окружающей
среды от загрязнения. Указывается цель работы и дается характеристика
принятой системы газоснабжения. Описываются мероприятия по повыше-
нию надежности системы газоснабжения. Кратко характеризуются элемен-
ты проектируемой системы, подлежащие детальной разработке.
В основной части пояснительной записки должны быть представлены
следующие разделы: характеристика города (сельского населенного пункта,
административного района, районного центра), промышленного (сельскохо-
зяйственного) предприятия, районной отопительной (промышленной) ко-
699
тельной, сельскохозяйственной производственной зоны и потребителей га-
за; определение свойств газа; расчет оптимального количества сетевых ГРП
для газоснабжения города или районного центра; определение расчетных
расходов газа на все виды потребления; выбор схемы газоснабжения города,
предприятия, котельной, административного района, районного центра,
сельского населенного пункта и производственной зоны; разработка схемы
газоснабжения низкого давления для одного из районов города (районного
центра); гидравлический расчет газопроводов высокого, среднего и низкого
давления (для кольцевых городских сетей высокого или среднего давления
расчет производится для двух аварийных и нормального режимов эксплуа-
тации); подбор и расчет оборудования сетевых и объектовых ГРП; выбор
типа котлов и их количества для районной или котельной промышленного
предприятия; выбор и расчет газогорелочных устройств для газифицируе-
мых агрегатов и установок; гидравлический расчет внутрицеховых и газо-
проводов котельной; подбор оборудования ГРУ для цехов и котельных; раз-
работка газоснабжения индивидуальных жилых домов в сельском населен-
ном пункте или районном центре; антикоррозионная защита газопроводов.
Специальные разделы проекта должны включать: экономические по-
казатели системы газоснабжения, автоматизацию газоиспользующих агре-
гатов и установок, телемеханизацию ГРП; организацию и планирование
работ по строительству системы газоснабжения; мероприятия по охране
труда и технике безопасности.
В графической части дипломного проекта должны быть представлены:
генплан города (района, районного центра) с газопроводами высокого (сред-
него) давления; генплан района города (районного центра) или сельского
населенного пункта с газовыми сетями низкого давления; расчетные схемы
газопроводов высокого (среднего) и низкого давления; внутриплощадоч-
ные сети на территории промышленного, сельскохозяйственного предпри-
ятия или сельскохозяйственной производственной зоны; план, разрез и
схема ГРП; план одного из цехов промышленного (сельскохозяйственного)
предприятия или котельной; схема газопроводов цеха или котельной; пла-
ны, разрезы и схемы обвязки газифицируемых агрегатов и установок; план,
разрез и схема ГРУ для цеха или котельной; план, схема газопроводов жи-
лого дома; схемы автоматизации газифицируемой установки; проект про-
изводства работ по строительству газораспределительной системы.
Содержание пояснительной записки и графической части может быть
изменено по усмотрению руководителя дипломного проекта в зависимости
от темы и задания на дипломный проект.
10.2.	Общие указания по оформлению проекта
Дипломный проект должен быть оформлен в соответствии с требова-
ниями, изложенными в п. 5.2.
При оформлении чертежей и схем необходимо руководствоваться тре-
бованиями ГОСТ 21.609-83 «Газоснабжение. Внутренние устройства»,
ГОСТ 21.610-85 «Газоснабжение. Наружные газопроводы».
700
Глава X
10.3.	Методические рекомендации и примеры расчетов
по проекту
При выполнении разделов дипломного проекта, касающихся разработки
систем газоснабжения города, района города, районного центра, сельского
населенного пункта и административного района, определения свойств газо-
образного топлива, количества сетевых ГРП, расходов газа бытовыми и ком-
мунальными потребителями, устройства внутреннего газоснабжения жилых
домов, гидравлического расчета газопроводов, подбора и расчета оборудова-
ния для ГРП (ГРУ), следует руководствоваться методическими указаниями,
примерами расчетов и справочными материалами, приведенными в главе IX.
Вопросы проектирования систем газоснабжения промышленных, ком-
мунальных и сельскохозяйственных потребителей рассматриваются ниже.
10.3.1.	Выбор схемы газоснабжения промышленного
предприятия
Подача газа на промышленные и коммунальные предприятия, как пра-
вило, осуществляется от городских распределительных газопроводов средне-
го и высокого давлений через ГРП, а на самые мелкие (V = 100...200 м3/ч) -
от сетей низкого давления.
Система газоснабжения промышленного предприятия состоит из сле-
дующих элементов: вводов газопроводов на территорию предприятия; меж-
цеховых газопроводов (МЦГ), подающих газ от вводов в цеха; внутрицехо-
вых газопроводов (ВЦГ); регуляторных установок (ЦГРП, ГРП, ГРУ); пунк-
тов измерения расхода газа (ПИРГ); обвязочных систем агрегатов с автома-
тикой регулирования и безопасности и газогорелочными устройствами [1.. .5].
На вводе вне территории предприятия устанавливается главное от-
ключающее устройство. Обычно для промышленных предприятий приме-
няется тупиковая сеть с одним вводом, и только для наиболее крупных,
ТЭЦ и ГРЭС проектируется кольцевая сеть с одним или несколькими вво-
дами [1, 3, 5]. Газопроводы на территории предприятия (МЦГ) могут про-
кладываться подземно и надземно по специальным опорам, колоннам и
эстакадам, по стенам, а иногда и крышам зданий [6, 7]. Внутри цехов газо-
проводы прокладываются по стенам и колоннам в виде тупиковых линий.
На вводе в цех снаружи или внутри устанавливается отключающее устрой-
ство. На ответвлениях к агрегатам размещаются главные отключающие
устройства. В конечных точках МЦГ, от последних участков ВЦГ, от каж-
дого газопровода агрегата перед последним по ходу газа отключающим
устройством предусматриваются продувочные газопроводы.
Регуляторные установки могут использоваться для всего предприятия
или для отдельных цехов. ПИРГ могут быть на вводе в предприятие, в це-
хах или на вводе и в цехах.
Принципиальные схемы снабжения предприятий газом различаются
давлением газа в МЦГ и ВЦГ, а также расположением газорегуляторных
пунктов и установок [ 1... 5].
701
Различают одно- и двухступенчатые системы газоснабжения промыш-
ленных и коммунальных предприятий (рис. 10.1).
Схема 1
Схема 2
Схема 3
Схема 4
Схема 5
Схема 6
Схема 7
Рис. 10.1. Схемы газоснабжения промышленных и коммунальных предприятий
(схемы 1...3 - одноступенчатые системы; схемы 4...7 - двухступенчатые системы)
Одноступенчатые системы используются при непосредственном при-
соединении промышленных и коммунальных объектов к городским рас-
пределительным сетям низкого давления (схема 1), при подключении пред-
приятий к городским сетям через центральный ГРП и низком (схема 2) или
среднем давлении (схема 3) в промышленных газопроводах.
Двухступенчатые системы применяются при непосредственном при-
соединении к городским сетям среднего или высокого давления, цеховых
ГРУ и низком (схема 4) или среднем (схема 5) давлении во ВЦГ; при под-
ключении предприятия к городским сетям через центральный ГРП, сред-
нем давлении в МЦГ, цеховых ГРУ и низком (схема 6) или среднем (схема 7)
давлении во ВЦГ.
Глава X
702
При выборе принципиальной схемы газоснабжения следует учитывать
величину предприятия, размещение его по отношению к городской системе
газоснабжения (удаленность от ГРС), величину давления в городском газо-
проводе, число и компактность расположения газопотребляющих цехов
(протяженность МЦГ), необходимое давление в цехах.
Схема 1 наиболее экономична для небольших предприятий с расходом
газа 100.. .200 м3/ч при близком расположении районного ГРП.
Схема 2 используется для предприятий с расходом газа до 600 м3/ч,
удаленных от районного ГРП.
Схема 3 применяется для небольших и средних предприятий (с расхо-
дом газа до 10000 м3/ч) со значительным количеством и компактным рас-
положением цехов, которые не требуют различного давления газа.
Схема 4 используется для небольших предприятий с расходом газа до
600 мЗ/ч при наличии двух-трех газопотребляющих цехов на значительном
удалении друг от друга.
Схема 5 применяется для средних и особенно - крупных (К > 10000
м3/ч) предприятий при значительной протяженности МЦГ и небольшом
числе газопотребляющих цехов.
Схема 6 экономически целесообразна для средних предприятий (Г =
= 1000... 10000 м3/ч) со значительной протяженностью МЦГ.
Схема 7 широко используется на крупных предприятиях.
Реальные схемы газоснабжения промышленных и коммунальных
объектов могут быть более сложными. При использовании частью цехов
газа низкого давления, а частью - среднего давления, или при наличии в
одном цехе агрегатов, работающих на газе различного давления, возникает
необходимость в комбинации приведенных принципиальных схем [1, 3, 4].
10.3.2.	Определение расходов газа промышленными
агрегатами и котлами
Расход газа технологическим оборудованием находится:
-	на основании теплотехнического расчета (по тепловому балансу
установки);
-	по удельным показателям расхода газа (или условного топлива) на
• единицу массы обрабатываемой продукции или на единицу площади
топки агрегата;
-	по тепловой мощности установки (на основе паспортных характери-
стик).
При известном удельном расходе условного топлива на единицу про-
дукции расход газа Кг (м3/ч) определяется по выражению
у g^QL	(10.1)
Ро-с;
где g — удельный расход условного топлива, кг/кг;
G - количество производимого продукта, кг/ч;
703
ро - плотность газа при нормальных условиях, кг/м3;
Q*, Q„ - соответственно низшая теплота сгорания условного и газооб-
разного топлива, кДж/кг и кДж/м3.
Тепловой баланс агрегата составляется из отдельных статей прихода и
расхода теплоты, отнесенных к единице массы топлива или обрабатывае-
мого материала в единицу времени работы установки.
Для печей периодического действия баланс теплоты составляется
применительно к одному рабочему циклу (для одной плавки, для одного
обжига и т.д.).
Для печей непрерывного действия (шахтных, вращающихся, туннель-
ных, кольцевых) баланс теплоты составляется по отдельным зонам: для зон
подогрева, обжига и охлаждения.
Уравнение теплового баланса установки имеет вид
ЕепРих=хеРасх-	(ю.2)
Число слагаемых в каждой части уравнения зависит от вида агрегата и
технологического процесса.
Составляющие прихода и расхода теплоты сводятся в таблицу. В
табл. 10.1 приведена структура теплового баланса термической печи, пред-
назначенной для закалки, обжига, нормализации и других видов термиче-
ской обработки мелких и средних металлических изделий.
В табл. 10.1 приняты следующие обозначения: Кг, Уо, Кпрхг - соответ-
ственно расходы газа, м3/ч, воздуха и продуктов сгорания, м3/м3; сг, св,
Gip.cr, см, ст, Скл - теплоемкости газа, воздуха, продуктов сгорания,
кДж/(м3-°С), металла, тары, кладки, кДж/(кг-°С); 1Г, /в, Гпрхг, tM, Гвп, t“, t*,
t™,	- температуры газа, воздуха, продуктов сгорания, металла, внутрен-
ней поверхности печи, наружной среды, начальная и конечная металла и
кладки, °C; (7М, <7Т — масса металла, поступающего в печь на обработку, и
транспортных средств, кг; а - коэффициент избытка воздуха; 8 - толщина
ограждающих конструкций печи, м; X - коэффициент теплопроводности
материала ограждений, Вт/(м-°С); ан - коэффициент теплоотдачи от стен
установки в окружающую среду, Вт/(м2-°С);	- расчетная поверхность
кладки, м2; с - коэффициент излучения, Вт/(м2-Ч’°С4); Fo - площадь откры-
того окна или отверстия, м2; Ф - коэффициент диафрагмирования, Ф ~ (1 +
<р)/2; (р - угловой коэффициент прямого излучения между противополож-
ными поверхностями; то - доля времени, в течение которого открыто окно
или отверстие, то = т0Ткр/тц; тц - продолжительность технологического цик-
ла, ч; - объем кладки печи, м3; р,^ - плотность материала кладки, кг/м3.
Аналогичным образом составляется тепловой баланс для других
газоиспользующих агрегатов.
Из уравнения (10.1) определяется расчетный расход газа на установку.
Расход газа котельной установкой Ик, м3/ч, определяется по паропро-
изводительности или тепловой нагрузке котла по выражениям:
704
Глава X
Таблица 10.1
Структура теплового баланса термической печи
№ п/п	Статьи баланса	Формулы для расчета	Количество теплоты	
			Вт	%
	Часовой приход теплоты:			
1	От сгорания топлива	0 3,6		
2	С газом при температу- ре его (г	_ Гг • сг • 1г Lr ~ 3,6		
3	С воздухом, поступаю- щим на горение	г а V с t Lb	3,6		
4	С металлом, загружае- мым в печь	G • с  t Lm	3,6		
	Часовой расход теплоты:			
1	На нагрев металла	Ql	3,6		
2	Потери с уходящими продуктами сгорания	у .у с t f-. _ г Г г пр.ст епр.сг 1пр.сг 3,6		
3	Потери от химического недожога (2.. .3% тепло- ты, выделяющейся при сжигании газа)	_0,021/r-Q1 a	3,6		
4	Потери от подсоса хо- лодного воздуха через загрузочное окно	04	3,6		
5	Теплопотери через огра- ждающие конструкции печи (стенки, свод, под)	^5 X J_ ?кл ^4		
6	Потери с выбивающи- мися через загрузочное отверстие продуктами сгорания	V c  t - т __ r np.crHipxr hip.ci' lot &"	3,6		
7	Потери от нагрева тары и транспортных средств	3,6		
8	Потери лучеиспускани- ем через открытые окна или отверстия печи	z y, \4 f T a=c-F°-0-4UHooJ]		
9	Теплота, расходуемая на аккумуляцию кладкой	09	3,6		
705
- для парового котла
Ик = 'Р^-~'пв-),	(10.3)
— для водогрейного котла
Кк = 360°' Fk ',	(10.4)
а-п
где D - паропроизводительность котельной установки, кг/ч;
А» А1в ~ теплосодержание пара при заданном давлении и питательной
воды, кДж/кг;
г| - коэффициент полезного действия котельной установки;
FK - площадь поверхности нагрева котла, м2;
7К - теплосъем с 1 м2 поверхности нагрева котла, Вт/м2.
10.3.3. Выбор и расчет горелочных устройств для
газоислользующих агрегатов
Выбор рациональной конструкции газовых горелок и их размещение
зависят от: назначения агрегата; его тепловой мощности; технологии на-
грева и теплового режима, определяемого температурой, равномерностью и
временем нагрева; требований по длине и светимости, предъявляемых к
факелу; особенностей устройства рабочей или топочной камеры.
Правильно выбранная газовая горелка должна обеспечивать: подвод в
зону горения требуемого количества газа и воздуха; их хорошее перемеши-
вание; полное сжигание газа при минимальном коэффициенте избытка воз-
духа; необходимый теплообмен в рабочем пространстве агрегата, исклю-
чающий локальные перегревы; устойчивую работу в необходимом диапа-
зоне изменения теплопроизводительности.
Диффузионные горелки применяются для сжигания природных газов в
установках, где требуется длинный светящийся (коптящий) факел с равно-
мерной температурой по его длине: мартеновских, цементных, стеклова-
ренных и др. Они незаменимы в высокотемпературных плавильных печах,
где необходим растянутый факел с высокой степенью черноты.
В чугунных секционных котлах, котлах ТВГ, сушилках и других агре-
гатах, имеющих разрежение в топке и резервное топливо — уголь, могут
быть использованы подовые горелки низкого давления ПГ-Н конструкции
Укргипроинжпроекта [3, 8, 9, 11]. В этих же установках можно применять
форкамерные горелки низкого и среднего давления [3, 8, 9, 11]. Для быст-
рого перевода котлов с газового топлива на твердое и обратно используют-
ся вертикальные щелевые горелки с принудительной подачей воздуха кон-
струкции Ленгипроинжпроекта [3, 8, 9].
На котлах ДЕ, ТВГ (КВГ) и других тепловых агрегатах аналогичной
теплопроизводительности устанавливаются подовые регулируемые горел-
ки среднего давления ПГОД-С, ПГД-С с принудительной подачей возду-
ха [8, И].
706
Глава X
Диффузионные горелки низкого и среднего давления в виде труб с
одним или несколькими сопловыми отверстиями на конце [4] использу-
ются в шахтных печах для обжига извести и шамота. В стекловаренных
печах трубчатые диффузионные горелки встраиваются в боковые стенки
и торцы [4].
Для сжигания большого количества газа во вращающихся печах про-
мышленности строительных материалов (цементных, известковых и др.)
применяются горелки с изменяющимся сечением с регулируемой длиной
факела ГРЦ [3, 10].
На вращающихся высокотемпературных печах для обжига керамзито-
вого гравия, огнеупорных материалов, кальцинации окиси алюминия, где
требуется получение регулируемого факела сравнительно небольшой дли-
ны, устанавливаются горелки регулируемые диффузионные ГРД [3].
В топках хлебопекарных и кондитерских печей, сушилок и других аг-
регатов, работающих под разрежением, устанавливаются горелки газовые
инжекционные типа ГГИ конструкции Мосгазпроекта [3, 4].
Инжекционные горелки среднего давления можно использовать в не-
больших и средних промышленных и коммунальных установках с относи-
тельно постоянной температурой в рабочем пространстве, при небольших
колебаниях расхода газа, при возможности получения необходимой темпе-
ратуры без подогрева воздуха (нагревательные и термические камерные
печи, сушилки, чугунные секционные отопительные котлы, хлебопекарные
и кондитерские печи и др.). Наибольшее распространение получили ин-
жекционные горелки с расходом газа до 100 м3/ч, так как при больших рас-
ходах они становятся громоздкими и металлоемкими. Не рекомендуется
применять их при значительных колебаниях давления и теплоты сгорания
газа, при необходимости иметь растянутый факел и очень высокую интен-
сивность теплоотдачи, при наличии у агрегата рекуператора из-за значи-
тельного сопротивления последнего и возможности выхода его из строя
при внезапном прекращении работы горелок.
На нагревательных и термических печах устанавливаются инжекци-
онные горелки среднего давления конструкции Стальпроекта, Мосгазпро-
екта, Ленгипроинжпроекта, Теплопроекта и др. с керамическими насад-
ками (туннелями) [3, 8, 9]. При затруднении в размещении прямых горе-
лок из-за большой их длины может быть использована горелка в угловом
исполнении.
В котлах ДЕ, а также в топках низкотемпературных сушил и печей,
работающих в условиях разрежения, устанавливаются горелки ИГК с пла-
стинчатым стабилизатором конструкции Мосгазпроекта [3, 8, 9, 11]. Не
рекомендуются такие горелки для работы в высокотемпературных уста-
новках.
При сжигании природных и нефтяных газов в котлах малой и средней
мощности, а также в нагревательных печах, работающих без подогрева
воздуха, применяются плоские инжекционные горелки ПИГ [3].
707
Блочные инжекционные горелки с периферийной подачей газа [3]
предназначены для установки в топках котлов типа ДКВР и тепловых агре-
гатов, работающих на разрежение.
В трубчатых печах нефтеперерабатывающих, нефтехимических произ-
водств, а также для нагрева стальных заготовок используются беспламен-
ные панельные горелки со штампованным корпусом типа ГБП [3].
Для тепловой обработки изделий и материалов, для сушки исходных
материалов для кирпича и керамики, лакокрасочных покрытий в туннель-
ных и камерных сушилках, для отопления, высушивания стен применяются
радиационные горелки инфракрасного излучения ГИИ, ГК, ГИИВ, ГВИЧ,
ВИГ, ГИИБ, КГ и др. [3, 8, 10].
Для сжигания газа с коротким факелом в промышленных и котельных
установках производительностью от 60 кВт до 60 МВт широко использу-
ются горелки с принудительной подачей воздуха.
Горелки турбулентного смешения ГНИ института Теплопроект (двух-
проводные низкого давления для природного газа) [3, 8, 9, 12, 14] предна-
значены для установки со стабилизирующими керамическими туннелями в
нагревательных и термических печах машиностроительной и металлурги-
ческой промышленности, в туннельных печах промышленности строитель-
ных материалов, в сушилках, малых котлах и других агрегатах. Их исполь-
зование нецелесообразно лишь в тех случаях, когда оправдана установка
инжекционных горелок.
Горелки газовые вихревые института Мосгазпроект ГГВ-МГП [3, 8,
11, 14] устанавливаются в топках сушильных барабанов асфальтобетонных
заводов, кузнечных печей, паровых и водогрейных котлов типа ДКВР, ДЕ,
ВГД и других тепловых агрегатов.
Горелки газовые турбореактивные среднего давления ГГТР [8], имею-
щие встроенный осевой вентилятор и газовую турбину, используются в
котлах малой и средней мощности и среднетемпературных печах.
Для обогрева печей химико-термической обработки металла и деталей
с температурой до 1950°С в контролируемой газовой атмосфере, в терми-
ческих печах безокислительного нагрева, в камерах для обжига эмалевых
покрытий, в стационарных плавильных печах применяют радиационные
трубы различных конструкций [9, 10]. При сжигании газа в радиационных
трубчатых нагревателях используются дутьевые горелки без предваритель-
ного смешения газа с воздухом, дающие вытянутый факел с равномерным
нагревом трубы по длине.
В термических и нагревательных печах для сжигания высококалорий-
ных газов могут быть использованы дутьевые горелки типа «труба в трубе»
средней ДВС и большой ДВБ тепловой мощности [3, 8]. В этих же печах, а
также сушилках и теплогенераторах с температурой теплоносителя до
600°С применяются горелки с переменным избытком воздуха ПИВ и ГИВС
и горелки с активной воздушной струей ДИС (дутьевые с инжекционным
смесителем) [3].
708
Глава X
Плоскопламенные горелки ГПП [3, 9] предназначены для эффективно-
го и равномерного нагрева изделии в печах и теплообменных аппаратах
металлургической, химической и других отраслей промышленности, рабо-
тающих в диапазоне температур от 800 до 1200°С.
Установка газомазутных горелок целесообразна при необходимости
совместного сжигания газа с мазутом для получения факела высокой све-
тимости или обеспечения быстрого перехода агрегата с газа на мазут и
обратно.
Газомазутные горелки низкого давления с принудительной подачей
воздуха типа ГМГм, ГМГБ и конструкции Ленгипроинжпроекта [3, 8, 9, 11]
используются на промышленных котлах. Горелки среднего давления ГМ и
ГМП [3, 8, 11] устанавливаются в топке водотрубных котлов типа ДЕ.
Газомазутная горелка с регулируемым факелом ГМР [17] предназна-
чена для совместного или раздельного сжигания природного газа и мазута
в высокотемпературных печах черной и цветной металлургии и промыш-
ленности строительных материалов. Горелки устанавливаются в плавиль-
ных и нагревательных печах, где требуется регулировать не только тепло-
вую нагрузку, но и характеристики факела, его настильность, атмосферу
печи и т.д., а также в камерных кузнечных печах, в которых необходимо
равномерное температурное поле в рабочем пространстве.
Для установки на водогрейных отопительных котлах мощностью до
1 МВт предназначен газогорелочный автоматизированный блок Л1-Н [3,
11]. Он состоит из газовой горелки, совмещенной с центробежным венти-
лятором, автоматики, шкафов для КИП и пульта управления.
После выбора вида газогорелочного устройства в зависимости от
требуемой тепловой мощности принимается необходимый типоразмер
горелок и определяется их количество для агрегата. Для подбора горелок
можно использовать типовой альбом «Газогорелочные устройства для
сжигания природного и сжиженного газов, рекомендуемые к примене-
нию» с учетом [15, 17, 18]. Затем выполняется конструктивный и пове-
рочный расчет горелки.
Методика и примеры расчета подовой и инжекционной горелки сред-
него давления приведены в п. 9.11, ж расчет смесительной горелки приво-
дится ниже.
Расчет сводится к выбору необходимого типа горелки, проверке воз-
можности ее работы при данных условиях и определению необходимого
давления газа и воздуха перед горелкой.
По технологическим параметрам агрегата к установке принята двух-
проводная горелка типа ГА (рис. 10.2). В зависимости от тепловой нагрузки
агрегата или расхода газа выбирается номер (шифр) горелки и проверяется
устойчивость работы в данных условиях.
Из условия стабилизации процесса горения во избежание проскока
пламени скорость выхода газовоздушной смеси из отверстия должна быть
значительно больше действительной скорости распространения пламени.
L
Рис. 10.2. Смесительная горелка типа ГА конструкции Мосгазниипроекта
1 - газовая камера; 2 - газовый патрубок; 3 - газовая трубка с наконечником; 4 - штуцер для манометра (воздух); 5 - футеровка;
6 - воздушный патрубок; 7 - штуцер для манометра (газ); 8 - смотровая труба
710
Глава X
Определяется максимальная нормальная скорость распространения
пламени м/с, для газа заданного состава
гутах Гсн4 гутах Гс2Н6
нСН4 * / -г нС2Н6 ‘ j —
роллах _ ^тах	*СН4 С2Н6
(Ю.5)
Гсн4 +Ус2н6 + —
/“** - содержание сложного газа в смеси, обеспечивающее максималь-
ную скорость распространения пламени (т.е. горючая часть), %;
ушах ГСН4 +Хс2н6 +»••
Хсн4 | >с2н6 |
4?н4 4?2н6
у - содержание отдельных компонентов в горючей смеси, %, считая,
что сумма горючих компонентов составляет 100%;
Ю0	100
Уси‘“СН47об^5; ^н‘	2 6 100^5	Д';
СН4, С2Н6 содержание метана, этана и т.д. в смеси, %;
Б - СО2 + N2- балласт газовой смеси, %;
/ — содержание отдельных газов в смеси с воздухом, дающее макси-
мальную скорость распространения пламени, % [3, 9];
- максимальная скорость распространения пламени отдельных
газов в газовоздушной смеси, м/с [3, 9].
Если в газе заданного состава балласт (СО2 + N2) составляет более 5%,
рекомендуется определять нормальную скорость распространения пламени
без учета балласта, а затем вводить поправку по формуле [3, 9]:
И? =H'h"bx(1-0,01N2-0,012C02).
где
где
где
(Ю.6)
(Ю.7)
Действительная скорость распространения пламени в реальных условиях
W^=W^-Kd-K,-Kv>	(10.8)
где Kd - коэффициент, учитывающий влияние диаметра струйного насадка
(скорость распространения пламени возрастает с увеличением диамет-
ра трубы) [9] (рис. 10.3);
Рис. 10.3. График поправ-
ки к скорости распростра-
нения пламени в трубах
разных диаметров
711
Kt — поправка на влияние температуры смеси (с повышением темпера-
туры скорость распространения пламени увеличивается),
(Ю.9),
где л =1,7...2 [9].
Для неохлаждаемых горелок можно принимать Kt = 1,3... 1,5. Учиты-
вая возможность регулирования газовоздушной смеси с соотношениями
объемов газа и воздуха в пределах от 15 до 100% номинальной производи-
тельности, вводится поправочный коэффициент глубины регулирования
р
V
— max
V 
г пип
(10.10)
Хр зависит от режима работы газоиспользующей установки. Для про-
мышленных печей и котлов Кр = 2.. .4.
Определяется, с какой скоростью будет выходить газовоздушная смесь
из отверстий насадка горелки м/с,
W =__________£М______
НаС /нас-«нас-3600’
где Исм - объем смеси газа с воздухом, м3/ч
\ о
(10.11)
(10.12)
Унас - живое сечение насадка для прохода газовоздушной смеси,
/нас =--Т2", см 
Проверяется выполнение условия lFHac > я^еиств
Определяется необходимое давление газа перед горелкой Рг, Па
pr	(10.13)
2|?
где ИКС — скорость истечения газа из сопла, м/с,
С «нас • fc • wc • 3600
г	2
где fc — живое сечение сопла, см ;
«нас ~ число элементов в горелке;
пс - число газовых отверстий в элементе;
ц - коэффициент скорости истечения, для просверленных отверстий
может приниматься равным 0,75;
р0 - плотность газа, кг/м3;
и проверяется его соответствие рекомендациям (табл. 10.2).
712
Глава X
Таблица 10.2
Расчетные характеристики смесительных горелок низкого
и среднего давления
Наименование	Величина
Давление газа перед горелкой Ргор при V < 1000 м3/ч	500...2000 Па
То же при V > 1000 м3/ч	5000 Па (низкого Р) 30.. .50 кПа(среднего Р)
Давление воздуха перед горелками	5ОО...ЗОООПа
Необходимое разрежение в топке	5...10 Па
Коэффициент избытка воздуха в горелке а	1,05...1,2
Длина факела при минимальных нагрузках	0,2 м
То же при максимальных нагрузках	1,0. ..1,5 м
Температура горелки около фронтовой плиты	14О...15О°С
Допустимая скорость газовоздушной смеси, посту- пающей из устья горелки	10...30 м/с
Определяется площадь сечения газовых трубок см2 при скорости
движения газа в них =10 м/с [15]
г _	Гг-104
*	3600-«тр-РГтр ’
(10.15)
Проверяется скорость выхода газовоздушной смеси из амбразуры
3600 Гамбр
(10.16)
где FaM6p - поперечная площадь сечения амбразуры (форма амбразуры
смесительной горелки является цилиндрической, что дает возмож-
ность сосредоточить пламя на стенках амбразуры и при форсирован-
ной работе горелки исключает отрыв пламени); £амбр = л£)2/4, см2;
/™бр ~ температура смеси в амбразуре, принимается больше темпера-
туры воспламенения [3, 13] (для метана предельная температура вос-
пламенения равна 850°С). И^*бр должна быть менее 30 м/с [15].
Определяется необходимое давление воздуха Р™р, Па, перед горелкой
как сумма потерь давления от местных сопротивлений и давления воздуха
перед смесительной камерой
(10.17)
713
Рвх - потеря давления на входе воздуха в горелку от расширения потока, Па,
W2
(Ю.18)
где £вх - коэффициент местного сопротивления при внезапном расширении
( D2}2
^=1-^- ,	(Ю.19)
k D )
- скорость входа воздуха, м/с,
(Т +t 'I
У	аЛЛ
^вх=--552г—т=-----—(10.20)
3600-3600-0,785 D*
4
рв - плотность воздуха, кг/м3;
P.=P..V^-;	(10.21)
* о + гв
Ds - диаметр воздушного отверстия, мм; D - диаметр амбразуры, мм;
РПов - потеря давления на повороте струи воздуха в горелке, Па
/’пов=^„ов^Е-Р»,	(10.22)
где ^пов - коэффициент местного сопротивления при повороте потока; по
экспериментальным данным £пов = 1,4... 1,5;
IFrop - скорость воздуха в горелке, м/с,
Г	_ --	-	„
гор збоо(/гор-иЛрГ
Рв - давление воздуха перед смесительной камерой, Па;
, W)2
в
2 э Рв*
Р *2
где 17вкас - скорость воздуха в насадке, м/с,
у
ур нас ______ возд_____
в 3600’ /нас • инас
(10.23)
(10.24)
(10.25)
ПРИМЕР 10.1. Рассчитать газовую горелку низкого давления с при-
нудительной подачей воздуха (рис. 10.2), предназначенную для сжигания
газа следующего химического состава: СН4 - 85%; С2Н6 - 5%; СО2 - 3%;
N2 - 7%. Плотность газа р0 = 0,8 кг/м3; низшая теплота сгорания QH =
— 33651 кДж/м3; теплопроизводительность горелки £?г = 3270 кВт; расход
газа горелкой Уг = 350 м3/ч; теоретически необходимое количество воздуха
714
Глава X
для сжигания 1 м3 газа Ио = 9,0 м3 воздуха/м3 газа; коэффициент избытка
воздуха а = 1,05.
Решение. Принимаем к установке двухпроводную горелку типа ГА
конструкции Мосгазниипроекта со следующими основными техническими
характеристиками [3, 16]: шифр ГА-106; £”ОМ = 3373 кВт; КГНОМ = 340 м3/ч;
число элементов лнас = 12 шт.; число газовых отверстий в элементе пс = 12 шт.
Размеры: насадка = 80 мм; сопла dc = 4,3 мм; амбразуры £)амбр - 490 мм;
входного отверстия для газа Dr = 108 мм; воздушного отверстия DB = 360 мм.
Определяем содержание метана и этана в горючей смеси, считая, что
сумма горючих компонентов составляет 100%:
100 ЮО _о, ло/.
Уснл ~ СНд ; —— — 85	——— — 94,4/с,
’100-К	100-10
v = С Н 100	< 100	5 fi»/
УСгКе 2Н<4оо_5 5Ю0-10	,6 °
(5 = N2+CO2 =7 + 3 = 10%).
Содержание этих газов в смеси с воздухом, дающее максимальную ско-
рость распространения пламени, равняется /СН4 =10,5%; /С2Нб =6,3% [3, 9].
Определяем по (10.6) содержание сложного газа в смеси, обеспечи-
вающее максимальную скорость распространения пламени
94 4	5 6
°’37 +
Zmax = 9,6---* tv-t >	’ = 0,35 м/с
=0,37 м/с;	=0,40м/с [3,9]).
Поскольку в газе балласт составляет более 5%, то в полученное значе-
ние РГнтах вводим поправку на балласт по формуле (10.7)
И^ = 0,35(1-0,01-7-0,012-3)= 0,31 м/с.
Коэффициент, учитывающий влияние диаметра струйного насадка,
для принятой горелки с dx = 80 мм Kd = 1,7 (рис. 10.3). Принимаем поправ-
ку на влияние температуры смеси Kt- 1,5 и поправочный коэффициент
глубины регулирования Кр = 4.
Тогда действительная скорость распространения пламени в реальных
условиях по формуле (10.8) равняется
^действ = о, 31 • 1,7 • 1,5 • 4 = 3,16 м/с.
Определяем расход газовоздушной смеси по (10.12)
Ксм = 350+1,05 • 9,0 • 350 •	= 3876 м3/ч,
715
сечение одного насадка для прохода газовоздушной смеси
,	3.14-82	2
/нас =-------= 50,24 см
и скорость выхода газовоздушной смеси из отверстий насадка горелки по
(10.11)
3876	о, .
РГнас =-----------------= 17,86 м/с.
50,24-10^-12-3600
Таким образом, 1Гнас » ^Деиств} что исключает проскок пламени.
Определяем сечение сопла
z 3,14-4,32-10'2 1ЛС1П_2 2
/с = —-------------= 14,5 • 10 z cmz .
Скорость истечения газа из сопла по (10.14)
350
Wc =-----------^4------------= 46,56 м/с
12-14,5-IO'2-IO"4-12-3600
и необходимое давление газа перед горелкой по (10.13)
46,562-0,8 1С,1<ГГ
Рг = — ----4- = 1541,6 Па,
2-0,752
что соответствует рекомендуемым значениям (табл. 10.2).
Определяем площадь сечения газовых трубок по (10.15)
_ _ 350-104 _21 2
•'тр 3600-12-10	’ СМ ’
откуда
8,10-4 ,
—-----= 3,212 см.
3,14
Конструктивно принимаем = 32 мм.
Находим площадь сечения амбразуры
314-492	а
faM6o= ’ /	=1884,8см2
и проверяем скорость выхода газовоздушной смеси из амбразуры по выра-
жению (10.16)
Г 273+900
t 273
3876
1F с --------
ам6р 3600 1884,8
•104
------- 24,5 м/с,
что соответствует допустимым пределам (табл. 10.2).
716
Глава X
Определяем скорость входа воздуха в горелку по (10.20)
1,05-9-350-273 + 18
W” ~ ЗбОО О.УвЗ -Зб’ КГ4 “ 9’6 м/с’
коэффициент местного сопротивления при внезапном расширении по
(10.19)
4902;
плотность воздуха по (10.21)
273	1
Рв = 1,293- ~,о =1,213 кг/м3
Кв 273 + 18
и потерю давления на входе воздуха в горелку по (10.18)
9 62
Рвх = 0,21^-4,213 = 11,74 Па.
Находим по (10.23) скорость воздуха в горелке
77Д 4-1X
1,05-9-350- 77°-104
Жгор --------------—-------------5" = 5,8 м/с
3600(0,785-492-12-0,785-3,22)
и потери давления на повороте струи воздуха в горелке по (10.22)
5 482
Лов = 1,4~2-1,213 = 25,5Па.
Определяем по (10.25) скорость воздуха в насадке
1,05-9 350-273+18-104
W™ =---------------Щ--------- 16,2 м/с
3600-0,785-82-12
и давление воздуха перед смесительной камерой по (10.24)
16 7^
Р. =	-1,213 = 324,8Па.
0,72-2
Таким образом, необходимое давление воздуха перед горелкой состав-
ляет
Р? = 11,7 + 25,5 + 324,8 = 362 Па.
10.3.4. Гидравлический расчет газовых сетей предприятий
Для расчета газопроводов (определения их диаметров) необходимо
знать расходы газа на участках и перепад давления в сети.
ЧТ1
Расчетные расходы для участков межцеховых газопроводов определя-
ются суммированием цеховых расходов, считая коэффициент одновремен-
ности работы цехов равным единице.
Для участков внутрицеховых газопроводов расчетные расходы опре-
деляются с учетом коэффициента одновременности работы промышленных
печей и газоиспользующих установок
п
(10.26)
/=1
где V, - номинальный расход газа z-й установкой, м3/ч;
Ко - коэффициент одновременности работы п установок.
Значения Ко зависят от технологического процесса производства данно-
го цеха и числа агрегатов, присоединенных к данному участку газопровода.
Расходы газа технологическим оборудованием можно определить по
одному из методов, изложенных в п. 10.3.2.
Расчетные перепады давления в межцеховых и внутрицеховых газо-
проводах зависят от следующих факторов: принятой схемы газоснабже-
ния, требуемой стабильности давления газа перед горелками печей и ус-
тановок, минимально возможной нагрузки сети в долях от максимальной
величины.
Для одноступенчатой системы при непосредственном присоединении
объектов к городским распределительным сетям низкого давления (рис. 10.1,
схема 1) расчетный перепад APp определяется для всей сети (межцеховых и
внутрицеховых газопроводов)
(10.27)
гпн г Дном ’
где Рпн - начальное давление в промышленной сети, кПа;
Рдном - номинальное давление газа перед горелками агрегатов, кПа.
Обычно при проектировании промышленных систем расчетный пе-
репад давления принимается как доля от давления перед горелками агре-
гатов [1, 5]. Величина этого перепада в зависимости от технологических
требований к стабильности тепловых нагрузок горелок определяется по
выражению [2]
a2 -1
(10.28)
где a = КАмакс/ ИАном - допускаемая относительная перегрузка агрегата, за-
висящая от технологии производства, изменяется в пределах 1,05... 1,2;
поскольку давление перед соплами горелок находится в квадратичной
зависимости от расхода газа, то а2 = Рамэкс/Рано™
0 = Рсмин/^смакс ~ минимальная нагрузка сети в долях от максималь-
ной; для большинства предприятий 0 - 0,5. ..0,7; п - показатель степе-
ни в характеристике сети.
718
Глава X
Анализ выражения (10.28) показывает, что чем меньше колебания на-
грузки сети (0 ближе к единице), тем больше можно принимать расчетный
перепад, что приводит к экономии металла;
Рассмотренная методика определения АРр применима для газопрово-
дов от ближайшего к агрегатам регулятора давления до газовых горелок.
Это одноступенчатые системы; внутрицеховые газопроводы двухступенча-
тых систем; комбинированные схемы, когда один из цехов не имеет ГРУ и
присоединяется непосредственно к межцеховым газопроводам.
Потери давления на участках после ГРУ до наиболее удаленных горе-
лок должны составлять 20...30% от расчетного давления газа перед горел-
ками [1,5].
Расчетный перепад давления в межцеховых газопроводах схем 4 и 5
(рис. 10.1) определяется в зависимости от давления газа в месте присоеди-
нения предприятия к городским сетям (Рпн), начального давления во внут-
рицеховых газопроводах (Рвн) и потерь давления в ГРУ (ДРгру)
Л?р ~Л1н	"Лиг
(10.29)
Для схем 6 и 7 (рис. 10.1) расчетный перепад для межцеховых газо-
проводов учитывает дополнительные потери давления в ответвлении к
предприятию (ДРОтв) и головном ГРП (ДРгрп)
^Рр Л1н ^Pqtb А^ГРП АРрру Рвн.
(10.30)
Обычно при расчете межцеховых газопроводов среднего (высокого)
давления расчетный перепад давления назначается из условия создания
перед наиболее удаленным ГРУ минимального давления 0,25 МПа. Потерю
давления в газопроводах среднего давления от ГРП до цеха можно прини-
мать в размере 30% от начального давления после ГРП [5].
После определения перепада в сети и расходов газа на участках вы-
полняется гидравлический расчет газопроводов.
Из различных направлений газового потока выделяется основное рас-
четное направление - от начала сети до наиболее удаленного потребителя.
Определяется среднее удельное падение давления /?ср, Па/м (для сети
низкого давления), или среднее квадратичное падение давления кПа2/м
(для сети среднего или высокого давления), по выбранному направлению
по формулам
D ___________Р
СР Л г
р2 - р2
А — _ и 1 к.
(1 + JC)£Z’
(10.31)
(10.32)
где Рк, Рк - абсолютные давления газа в начале и конце сети, кПа;
2^7, - суммарная длина участков расчетного направления, м;
К — коэффициент, учитывающий потери в местных сопротивлениях в
долях от линейных. Эти потери в межцеховых газопроводах промыш-
719
ленных предприятий (кроме ТЭЦ) независимо от давления составляют
в среднем 20.. .30% потерь на трение, во внутрицеховых (кроме ТЭЦ) -
100.. .200%, во внутрицеховых ТЭЦ - 350.. .400% [5].
По расчетным часовым расходам газа на участках выбранного направ-
ления и /?ср (или Лср) по таблицам или номограммам [2, 3, 9] (рис. 9.1, 9.5)
подбирают диаметры участков. Диаметры сети выбираются так, чтобы при
расчетных расходах газа полученные значения /?т (или Ат) как можно ближе
приближались к средним значениям /?ср (или Лср).
Затем определяются фактические значения удельных потерь на трение
(или Аф) с учетом плотности газа
Лф=Лт£2-,
Рт	Рт
где ро, рт - соответственно плотность используемого газа и газа, для кото-
рого составлены таблицы и номограммы, кг/м3.
Для внутрицеховых газопроводов находится сумма коэффициентов
местных сопротивлений по рассматриваемому направлению и расчет-
ные длины участков по выражению (9.38)
где L3 - эквивалентная длина для единичного местного сопротивления
(£ = 1), определяемая по таблицам или номограммам [2, 3, 9], (рис. 9.8).
Для межцеховых газопроводов без большой погрешности можно считать
/^=0,25^.
При расчете сетей низкого давления определяется падение давления на
участках, равное /?ф-Лр, и подсчитываются суммарные потери давления
^7?ф-£р по принятому направлению. Эта сумма не должна превышать рас-
полагаемого давления (невязка 10%). Если необходимо, производится из-
менение диаметра какого-либо участка сети.
При расчете сети среднего (высокого) давления находятся, начиная с
1-го участка, потери давления на участке Яф-£р и давление в конце его по
формуле (9.31)
Давление в конце рассматриваемого участка является начальным для
последующего и т.д. Если давление в конце последнего участка (перед аг-
регатом) более чем на 10% отличается от необходимого (Рдном), пересчиты-
вается какой-либо из участков, до получения необходимого давления.
После увязки основного расчетного направления производится расчет
ответвлений к остальным установкам.
В заключение проверяется правильность выбора давлений и диаметров
газопроводов по скоростям потоков W, м/с
720
Глава X
V Р
W =_______----------
3600  0,785d2P’
где Гр - расчетный расход газа на участке, м3/ч;
Ро - нормальное давление, МПа;
d - диаметр участка, м;
Рср - среднее абсолютное давление на участке, МПа.
Скорость газа в газопроводе должна быть не более 25...30 м/с [1,2, 5],
так как при больших ее значениях возникают шум, эрозия металла, вибра-
ция трубопроводов.
Для уменьшения трудоемкости гидравлических расчетов газопроводов
целесообразно выполнять их на ЭВМ по программам, обеспечивающим
оптимальное распределение расчетного перепада давления по участкам
сети. Для этой цели могут быть использованы простые и надежные компь-
ютерные программы для расчета тупиковых и кольцевых распределитель-
ных газовых сетей низкого и среднего (высокого) давления, разработанные
в «Белгипрогазе».
10.3.5. Выбор схемы газоснабжения
сельскохозяйственных объектов
В сельской местности газовое топливо используется на хозяйственно-
бытовые и санитарно-гигиенические нужды, в коммунальном хозяйстве,
сельскохозяйственном производстве и местной промышленности.
При газоснабжении жилого сектора с малоэтажной и усадебной за-
стройкой газ применяется для приготовления пищи и горячей воды; приго-
товления кормов и подогрева воды для содержащихся в личных подсобных
хозяйствах животных; для отопления жилищ, которое осуществляется от
отопительных бытовых агрегатов типа АОГВ или малометражных отопи-
тельных котлов. В зонах застройки с повышенной этажностью газ исполь-
зуется для приготовления пищи и нередко горячей воды, а отопление зда-
ний осуществляется от котельных.
В коммунальном хозяйстве сельских населенных пунктов (СНП) газовое
топливо применяется в отопительных котельных, на предприятиях общест-
венного питания, торговли, бытового обслуживания, пищевой промышлен-
ности и потребкооперации, в банях и прачечных. На перечисленных объек-
тах газ используется для приготовления горячей воды, для отопления и горя-
чего водоснабжения, а также для получения пара для технологических целей.
В сельскохозяйственном производстве он широко используется на те-
пличных комбинатах, птицефабриках и животноводческих комплексах, а
также находит применение в кормокухнях (кормозапарниках), сушильных
агрегатах, для производства витаминной муки, обогрева автомобилей и
тракторов на открытых площадках в холодное время года, для технологи-
ческих целей (пайка, сварка) [13].
721
В животноводческих комплексах и птицефабриках газовое топливо
используется для отопления телятников, свинарников-маточников, птични-
ков и других помещений, на технологические нужды - приготовление кор-
мов, пастеризацию молока, пропаривание посуды, огневую дезинфекцию
животноводческих помещений [19, 21].
Отопление животноводческих помещений может осуществляться от
газифицированных котельных, газовых калориферов, теплогенераторов,
водонагревателей, горелками инфракрасного излучения. Выбор системы
отопления производится с учетом назначения помещения и способа содер-
жания животных и птиц [13, 19, 21]. При водяном или паровом отоплении
газ используется в котельных для приготовления теплоносителя. При воз-
душном отоплении воздух нагревается либо в калориферах приточных ка-
мер, либо в газовых теплогенераторах. Воздушное отопление, как правило,
совмещается с вентиляцией. На животноводческих фермах и птицефабри-
ках для отопления птичников, телятников, свинарников-маточников ис-
пользуются также горелки инфракрасного излучения [19].
В теплично-парниковых хозяйствах газовое отопление используется
для обогрева теплиц. Отопление может быть централизованное (водяное) и
децентрализованное (с непосредственным обогревом помещения продук-
тами сгорания от газогорелочных устройств; с косвенным обогревом воз-
духом, нагреваемым в теплообменниках; с комбинированным обогревом
смесью продуктов сгорания газа и горячего воздуха, получаемых в смеси-
тельных воздухонагревателях) [8, 13, 19].
Прямой обогрев целесообразно применять в весенних теплицах с ис-
пользованием микрофакельных горелок, монтируемых вдоль ограждений
теплицы [19]. Система прямого обогрева наиболее экономична, но она вы-
зывает засорение атмосферы теплиц продуктами сгорания, особенно в хо-
лодный период. Поэтому сжигание газа должно производиться в нерабочее
время и тщательно контролироваться, а теплица оборудуется принудитель-
ной вентиляцией.
Широкое применение в тепличных хозяйствах получили отопительно-
вентиляционные агрегаты ОВА [8, 13, 19]. Они оборудованы инжекцион-
ными туннельными горелками, имеют дожигательную решетку, водяной
теплообменник и камеру для нагрева воздуха. ОВА позволяют подогревать
воздух и почву теплицы, производить воздушную подкормку растений,
полив их теплой водой, увлажнение атмосферы и др.
Весьма эффективно применение в теплицах горелок инфракрасного
излучения [19]. Разработана схема обогрева теплиц такими горелками с
регулированием содержания углекислоты в них [21]. При этом продукты
сгорания отсасываются от горелок дымососом и поступают на обогрев поч-
вы, а частично - для подкормки растений СО2-
В кормокухнях газовое топливо потребляется для обработки сочных
кормов и пищевых отходов в паровых запарниках периодического и непре-
722
Глава X
рывного действия [21]. Широко используются котлы КВ-300 и парообразо-
ватель Д-221 А.
Эффективно применение газа в установках для сушки зерна, травы,
фруктов и других сельскохозяйственных культур [8, 13, 19]. Для сушки
используются газовые теплогенераторы и воздухонагреватели, позволяю-
щие подавать теплоноситель с температурой 2О...1ООО°С. Наибольшее рас-
пространение получили зерносушильные комплексы КЗС-10Б, КЗС-20Б, М-
819. Для приготовления витаминной муки используются агрегаты АВМ-
0,65 и АВМ-1,5. В сушильных установках могут использоваться излучаю-
щие газовые горелки.
Газовое топливо может также применяться в механических мастерских
для резки металла, плавки цветных металлов, нагрева металла в кузнечных
горнах, в качестве моторного топлива [19].
Кроме того, газ может потребляться на технологические нужды, для
отопления, для приготовления пара на предприятиях по переработке сель-
скохозяйственной продукции (консервные и сахарные заводы, молокозаво-
ды и др.), строительной промышленности (кирпичные заводы, различные
карьеры и др.) и других небольших заводах, которые размещаются в сель-
ской местности [19]. На кирпичных заводах газовое топливо применяется
для сушки и обжига кирпича.
Газоснабжение сельских населенных пунктов и производственной
зоны может осуществляться от централизованной (при использовании
природного газа, подаваемого по магистральным и межпоселковым газо-
проводам, газопроводам-отводам) и децентрализованных (местных) сис-
тем (при использовании сжиженного газа, поставляемого с газонаполни-
тельных станций). Выбор системы газоснабжения зависит от объема и
плотности газопотребления населенного пункта, источника газоснабже-
ния производственной зоны. В настоящее время природным газом снаб-
жают сельские населенные пункты, расположенные вблизи магистраль-
ных газопроводов. При удалении населенных пунктов на расстояние бо-
лее 25 км от магистрального газопровода они, как правило, снабжаются
сжиженным газом, природный газ подается только в том случае, когда
вблизи них находятся крупные сельскохозяйственные комплексы (теп-
личные комбинаты, птицефабрики и т.п.). СНП, расположенные на рас-
стоянии 5... 10 км от газифицированных городов, могут получать газ от
городских сетей. Во всех случаях должно быть дано обоснование приня-
той системы газоснабжения.
Разработка схемы газоснабжения СНП, в основном, заключается в
проектировании распределительных газопроводов для подачи газа в жилые
дома, коммунально-бытовым и сельскохозяйственным производственным
объектам, а также в выборе места расположения, количества и типа газоре-
гуляторных пунктов.
Для обеспечения рациональных решений при проектировании систем
газоснабжения СНП следует:
723
1. размещать ГРП в местах наибольшей плотности газопотребления с
учетом максимального сокращения подводящей длины газопроводов
высокого давления;
2. по возможности исключить участки газопроводов низкого давления,
по которым идут только транзитные потоки газа.
При снабжении сельских населенных пунктов природным газом по ко-
личеству ступеней давления могут приниматься следующие системы:
1.	одноступенчатые (низкого или среднего давления);
2.	двухступенчатые (низкого и среднего или низкого и высокого давле-
ния);
3.	трехступенчатые и многоступенчатые (низкого, среднего и высокого
давления).
Наибольшее распространение получили двухступенчатые системы га-
зоснабжения с давлением в I ступени 0,3...0,6 МПа и 3 кПа во II [23]. Газо-
проводы I ступени служат для подачи газа крупным сельскохозяйственным
потребителям, отопительным котельным, газорегуляторным пунктам. Чаще
применяют в них высокое давление, так как в этом случае сметная стои-
мость сетей уменьшается. Кроме того, от газопроводов высокого давления
более надежно обеспечиваются газом крупные потребители с расходом
более 5000 м3/ч. Среднее давление применяют в тех случаях, когда по ус-
ловиям поселка невозможно обеспечить необходимые расстояния от зда-
ний до газопроводов высокого давления, а также когда СНП снабжается
газом от городских сетей среднего давления. Через ГРП газ подается в сеть
низкого давления (II ступень) и затем в жилые дома, в учреждения и на
коммунально-бытовые предприятия, для нужд сельскохозяйственного про-
изводства. Газопроводы, подводящие газ от ГРС к отдельным населенным
пунктам, проектируются, как правило, на давление 1,2 МПа. Перед каждым
населенным пунктом размещаются головные ГРП, в которых давление
снижается до 0,6 (0,3) МПа.
При газоснабжении колхозов и совхозов и различных сельскохозяйст-
венных объектов при расходах до 2000 м3/ч наиболее целесообразным яв-
ляется установка шкафных ГРП [23]. При больших расходах (до 3130 мЗ/ч)
можно использовать объемно-блочные ГРП со стенами из трехслойных
металлических панелей.
В зависимости от плотности застройки колхоза или совхоза и произ-
водственной мощности они могут снабжаться сетевым газом от индивиду-
альных или от групповых ГРС. Как показывают технико-экономические
расчеты, во многих случаях более выгоден второй вариант [21]. Схема га-
зоснабжения СНП от магистрального газопровода с устройством двух ГРС
позволяет повысить надежность газоснабжения за счет кольцевания газо-
проводов высокого давления [19].
Для газоснабжения отдельных сельских населенных пунктов могут ис-
пользоваться автоматические газораспределительные станции производи-
тельностью 1000 м3/ч, 3000 м3/ч и 10000 м3/ч. При снабжении СНП через
724
Глава X
АГРС головные ГРП не строятся, так как в этом случае используются газо-
проводы с давлением не более 0,6 МПа.
В сельской местности с низкой плотностью застройки жилого фонда, а
следовательно, и небольшими объемами газопотребления, наиболее целе-
сообразными являются одноступенчатые системы газоснабжения среднего
давления с установкой домовых регуляторов давления газа [19, 23].
Выбор схемы газоснабжения СНП зависит от типа застройки. Для не-
больших поселков с линейной застройкой применяются тупиковые сети,
для более крупных с квартальной застройкой - кольцевые, при комбиниро-
ванной застройке - смешанные.
Распределительные межпоселковые газопроводы в сельской местности
прокладываются преимущественно по территории, не занятой сельскохо-
зяйственными и лесными угодьями. Применяются стальные прямошовные
и спиралешовные трубы. При строительстве подземных газораспредели-
тельных систем с давлением 0,6 МПа и поселковых газопроводов низкого
давления с малым числом ответвлений целесообразно применять полиэти-
леновые трубы по СТБ ГОСТ Р 50838-97 [6, 24].
Если для снабжения СНП используется сжиженный газ, то для мелких
и средних сел с одноэтажной застройкой и численностью населения до
1000 человек обычно используются индивидуальные газобаллонные уста-
новки, а для более крупных населенных пунктов со значительным количе-
ством многоэтажных зданий и крупных коммунально-бытовых объектов
целесообразно предусматривать резервуарные установки [23].
При разработке проектов газоснабжения СНП одним из основных во-
просов является газификация сельскохозяйственного производства.
Выбор схемы газоснабжения тепличных комбинатов, животноводче-
ских комплексов и птицефабрик определяется используемой системой ото-
пления.
При централизованном отоплении газ используется в котельной для
приготовления теплоносителя. Давление подаваемого газа снижается до
требуемой горелками котлов величины с помощью ГРУ, размещенной в
котельной.
При применении для отопления воздухонагревателей, теплогенерато-
ров, газовых калориферов они подключаются к газопроводам низкого или
среднего давления, присоединяемым к наружным сетям через ГРУ.
Системы газоснабжения животноводческих помещений и теплиц при
обогреве их с помощью горелок инфракрасного излучения также доста-
точно просты. Они включают в себя распределительные газопроводы,
прокладываемые в отапливаемых помещениях, отключающие устройства,
ГИИ, подсоединяемые к газопроводу при помощи гибких шлангов, и уст-
ройства для зажигания горелок и контроля горения. Для равномерного
распределения давления газа перед всеми горелками распределительный
газопровод закольцовывается. Его можно присоединить к газовым сетям
725
среднего или высокого давления (через узел редуцирования) или к сетям
низкого давления.
Как правило, газ крупным сельскохозяйственным потребителям пода-
ется по сетям высокого давления с Р= 1,2 МПа. Газоснабжение крупных
тепличных комбинатов следует осуществлять от двух магистральных газо-
проводов (через ГРС) или предусматривать резервное топливо на случай
прекращения подачи газа.
Газоснабжение различных сельскохозяйственных агрегатов произво-
дится от газопроводов высокого давления (0,6 МПа) через узел редуциро-
вания. В институте «Белгипрогаз» разработаны схемы по переводу сельхо-
загрегатов на природный и сжиженный газ [25, 26].
10.3.6. Определение расчетных расходов газа
сельскохозяйственными потребителями
Расчетный расход газа на хозяйственно-бытовые и коммунальные ну-
жды жилых и общественных зданий определяется как доля годового расхо-
да на эти цели по формуле (9.18) [6,27].
Годовой расход газа для этих потребителей определяется в зависимости
от их количества по удельным нормам расхода газа по формуле (9.17) [2].
Для небольших населенных пунктов (при количестве газифицируемых
квартир до 400), когда известны количество и тип устанавливаемых газовых
приборов, расчетный расход газа на хозяйственно-бытовые и коммунальные
нужды следует определять по сумме номинальных расходов газа приборами с
учетом коэффициента одновременности их действия по формуле (9.36) [6,27].
Годовой расход газа на приготовление кормов и подогрев воды для
животных в личных подсобных хозяйствах следует принимать в соответст-
вии с данными [6, 27].
Годовой расход газа на отопление теплиц, находящихся в личной соб-
ственности населения, определяется на основании удельных норм расхода
газа по формуле, предложенной ГипроНИИгазом [23]:
т
^д=1^-^теп-^еп,	(10.34)
i=l
где И™ - удельная норма расхода газа на отопление 1 м3 объема теплицы
l-го типа, (м3/год)/м3, принимается по табл. 2 [15];
д/.теп _ число теплиц f-го типа, шт.;
W, - отапливаемый объем теплицы f-го типа, м3;
т - число типов теплиц.
Годовой расход газа мелкими коммунально-бытовыми потребителями
(парикмахерские, ателье, аптеки, учреждения и т.п.) принимается в размере
до 10% расхода на бытовые и коммунальные нужды.
Годовая потребность в газе на отопление, вентиляцию и горячее водо-
снабжение жилых и общественных зданий определяется по формулам:
726
Глава X
(10-35)
г"д=7Г^>	(10-36>
tiH Ч
где бо,в,гв - годовой расход теплоты соответственно на отопление, венти-
ляцию и горячее водоснабжение жилых и общественных зданий, кДж,
определяется в соответствии с рекомендациями [28];
QH - низшая теплота сгорания газа, кДж/м3;
т] - к.п.д. отопительной установки (для котлов - 0,80; для отопитель-
ных печей - 0,65.. .0,75).
Расчетный расход газа на отопление жилых и общественных зданий
определяется как доля годового расхода [23]
Ир°=^д-а Кчп,	(10.37)
где а - коэффициент одновременности использования отопительных уста-
новок;
Кч - коэффициент часовой неравномерности;
п - число часов использования максимума за отопительный период, ч.
Величина п находится по формуле:
и _ 24иоп(/в-/^)^	(10.38)
где ZB - средняя расчетная температура воздуха внутри помещения, °C;
^но ” средняя температура наружного воздуха за отопительный пери-
од, °C;
иоп - продолжительность отопительного периода, сут.;
/о - расчетная температура наружного воздуха, °C.
Для системы центрального отопления и газовых отопительных агрега-
тов Кч принимается равным 1.
Расход газа на производственные нужды сельскохозяйственных пред-
приятий определяется на основе технологических норм расхода топлива
(технических характеристик оборудования), а если они отсутствуют - по
данным фактического потребления топлива с поправкой на изменение
к.п.д. агрегатов, работающих на газе.
При обогреве теплиц с помощью отопительно-вентиляционных агрега-
тов расход газа может быть определен по методике Г.М. Позина [21]. При-
нимается, что воздухообмен по влаге меньше необходимого воздухообмена
по углекислому газу и что при этом обеспечивается поддержание концен-
трации окиси углерода в помещении не более предельно допустимой. При
максимальном расходе вентиляционного воздуха уравнение теплового ба-
ланса теплицы записывается в виде
727
&=&+&,	(1039)
где Qr - количество теплоты, необходимое для отопления теплицы, Вт;
Qr - теплопотери теплицы Вт;
QB - количество теплоты, необходимое для подогрева приточного воз-
духа из условия поддержания требуемой концентрации СО2, Вт.
Количество теплоты, выделяющееся при сжигании газа, определяется
по формуле
36UU•р0
где Мг ~ масса сжигаемого газа, кг/ч; ро - плотность газа, кг/м3.
Величина QB находится из выражения
<2в=Св-^в(/в-^о).	(10.41)
где св - массовая теплоемкость воздуха, Дж/(кг- °C);
4 - расчетная температура воздуха в теплице, °C, принимается по дан-
ным [20];
Мв — воздухообмен в помещении, кг/ч.
Для разбавления СО2 до требуемой концентрации необходимо сле-
дующее количество воздуха
л/в=2!£со2>	(1042)
*1 -х2
где Л/СОг - масса углекислого газа, поступающего в теплицу, кг/ч;
*1 - допустимое содержание СО2 в теплице, кг/кг;
х2 - содержание СО2 в наружном воздухе, кг/кг.
Масса углекислого газа, поступающего в помещения при сжигании га-
за, равна
^со2 =/wco2‘^r,	(10.43)
где ^со2 ~ коэффициент, равный массе СО2, образующегося при сжигании
1 кг газа, кг/кг.
Теплопотери через ограждающие конструкции и пол определяются в
соответствии с [29].
После соответствующих преобразований получаются формулы для
расчета количества теплоты и воздухообмена при непосредственном сжи-
гании газа в теплицах
е =	(10.44)
(10.45)
С
728
Глава X
где
<УРо’"*со2(4~Л)
Сн(*1 ~Х2)
(10.46)
Безразмерный комплекс v называется критерием возможности сжига-
ния газа с поступлением продуктов сгорания в помещение. Он представля-
ет собой отношение расхода теплоты на вентиляцию теплицы для поддер-
жания требуемой концентрации СО2 к количеству теплоты, выделяющейся
при сжигании газа. Зависит v от характеристик сжигаемого газа р0,
тСо2), температурного и газового режимов в теплице и не зависит от кон-
структивных решений. Таким образом, зная свойства газа, концентрацию
СО2 и наружные условия, можно по величине комплекса судить о возмож-
ности обогрева теплицы непосредственно продуктами сгорания газа. Это
возможно при v < 1.
При отоплении теплиц с помощью горелок инфракрасного излучения
расход газа на горелки, кг/ч, определяется по формуле [21, 30]
Мт =	+-^р-екр)^1 у-2/-,	(10.47)
6HW -*2)-с, mCo2(<. -<о)
где gCT, Qjq, - теплопотери соответственно через строительные ограж-
дения теплицы, пол и кровлю, Вт.
Теплопотери через строительные ограждения теплицы
Q„=k-F{t.-to),	(10.48)
где к - коэффициент теплопередачи ограждений теплицы, Вт/(м2-К), для
остекленных ограждений теплицы к - 8,15.. .8,97 Вт/(м2К);
F - площадь ограждений теплицы, м2.
Теплопотери через пол теплицы рассчитываются по зонам, для чего
поверхность пола делится на полосы шириной 2 м, параллельные наруж-
ным стенам.
(10.49)
где к принимается для зон соответственно #1 = 0,65; #2 = 0,32; #3 = 0,16;
#4 = 0,1 Вт/(м2-К).
Теплопотери через кровлю теплицы определяются по формуле
(10.48), в которой /в - температура в верхней зоне теплицы, принимается
30...35°С.
Необходимое количество горелок находится по формуле
п = мг.'6н,	(10.50)
9гор
где 7гор - номинальная тепловая нагрузка горелки, кДж/ч.
729
Количество воздуха, подаваемого для вентиляции помещения теплицы
из условия поддержания допустимой (оптимальной) концентрации СО2,
находится из выражения (10.42).
Аналогичным образом выполняется расчет системы отопления живот-
новодческих и птицеводческих помещений при использовании горелок
инфракрасного излучения.
Для определения расхода газа составляется уравнение теплового ба-
ланса помещений [30]
ст+а=&+а,	(ю.51)
где Q* - количество теплоты, поступающей от животных (птиц) в помеще-
ние, Вт.
В уравнении (10.51) могут быть и другие составляющие, например,
количество теплоты, необходимое на испарение жидкостей со смоченных
поверхностей; на нагрев воздуха, поступающего в помещения путем ин-
фильтрации через неплотности в дверях, оконных проемах; на подогрев
поступающего корма и др. [10, 20].
Количество теплоты, поступающей в помещение от животных и птиц,
определяется по формулам [20]
(10.52)
£?п — Qm ' ' £>пт' " ^2 ' ^3 »	(10.53)
где N- количество животных или птиц в помещении;
- количество теплоты, выделяемой одним животным, Вт, принима-
ется по табл. 141 [20];
Л] - коэффициент изменения тепловыделения животных в зависимости
от температуры воздуха в помещении (табл. 142 [20]);
к2 - коэффициент, учитывающий фактическое количество животных в
помещении по сравнению с расчетным (для крупного рогатого скота
к2 = 0,9, для свиней к2 = 0,8);
к$ - коэффициент, учитывающий тепловыделение животными в со-
стоянии покоя (в ночное время); для крупного рогатого скота и свиней
= 0,8;
gnT - масса одной птицы, кг (табл. 149 [20]);
7ПТ - количество теплоты, выделяемой 1 кг живой массы птицы, Вт/кг
(табл. 149 [20]);
ах - поправочный коэффициент на тепловыделения птиц в ночное вре-
мя (принимается равным 0,6);
а2 — поправочный коэффициент на изменение внутренней температуры
птичника по отношению к оптимальной (табл. 150 [20]);
а3 — коэффициент заполнения птичника, т.е. отношение фактического
количества голов птиц, находящихся большую часть времени в птич-
нике, к расчетному (принимается равным 0,8...0,9).
730
Глава X
Количество теплоты, выделяющейся при сжигании газа, находится по
выражению (10.40), а расходуемой на подогрев вентиляционного воздуха -
по формуле (10.41).
Количество приточного воздуха, необходимого для борьбы с СО2, оп-
ределяется по выражению
со,
(10.54)
где gco2 - количество углекислого газа, выделяемого одним животным
(птицей), кг/ч (табл. 141, 149 [20]);
jq, х2 - допустимое содержание СО2 соответственно в помещении и
наружном воздухе, кг/кг (xt = 0,005, х2 = 0,0006).
Количество углекислого газа, поступающего в обогреваемое помеще-
ние с продуктами сгорания, находится по (10.43).
Тогда необходимый расход газа для обогрева помещения, кг/ч, равен
МС02 -	Х2)+СВ£СО2	^о)	zip 4- гх
Г "	Q^-^)-c^mCG2(t^to)	•	1 * >
Так как при сжигании газа в помещение поступают вместе с углекис-
лым газом и водяные пары, необходимо проверить воздухообмен по влаге:
MW = 8c°2'N+Mn?-,	(10.56)
4 4
где g»o ~ количество водяных паров, выделяемых одним животным (пти-
цей), кг/ч (табл. 141, 149 [20]);
Мн2о - количество водяных паров, образующихся с продуктами сго-
рания, кг/ч;
JB, dH - влагосодержание соответственно воздуха в помещении и на-
ружного воздуха, кг/кг.
Количество водяных паров, поступающих в помещение при сжигании
газа
Л/ н2о = wh2o ' *4 >	(10.57),
где МН2о - количество водяных паров, образующихся при сжигании 1 кг
газа, кг/кг.
Расход газа на подогрев воздуха в этом случае, кг/ч
л#н2о	“ 4)+ св gHzo ’	~ 4)	/1П
6н(4 - 4) - • тн2о(*в - О
731
Необходимое количество горелок находится по формуле (10.50).
Горелки размещаются в помещении таким образом, чтобы облучен-
ность в зоне расположения животных не превышала допустимых значений
для животных и птиц с учетом их возраста. Наиболее целесообразно уста-
навливать горелки в два или три ряда [20]. Расстояние между горелками в
ряду составляет для помещений шириной 12 м:
5 = 27/л,
шириной 18 м:
S = 3l/n,
где / - длина обогреваемой части помещения, м.
10.3.7. Гидравлический расчет газопроводов
сельскохозяйственных объектов
Перед началом гидравлического расчета составляются расчетные схе-
мы межпоселковых газопроводов, газовых сетей сельских населенных
пунктов и производственной зоны, сельскохозяйственных объектов, на ко-
торых выделяются участки с указанием расходов газа и длин, показывают-
ся направления потоков и точки их встречи (для кольцевых систем).
При расчете сетей среднего или высокого давления начальное давле-
ние в них принимается максимально возможным для данной ступени дав-
ления, т.е. Рн = 1,2; 0,6 и 0,3 МПа. Конечное давление принимается на 0,05
МПа выше начального давления последующих ступеней, т.е. Рк = 0,65; 0,35
и 0,05 МПа (если конечный потребитель низкого давления). Если потреби-
тель среднего давления, то Рк определяется по формуле (9.26).
Величина располагаемого давления для подбора диаметров распреде-
лительной сети сельских населенных пунктов от ГРП до наиболее удален-
ного ввода в здание принимается в соответствии с [6, 27].
Значение расчетного перепада давления для газопроводов сельскохо-
зяйственных предприятий следует принимать в зависимости от давления
в месте подключения с учетом технологических характеристик прини-
маемых к установке газовых горелок и тепловых агрегатов [23]. При этом
исходят из того, что потери давления в газопроводах предприятия не
должны превышать 20...30% от величины рабочего давления газа перед
горелками (большая величина принимается при установке горелок низко-
го давления) [23].
При расчете сетей низкого давления СНП расчетные расходы газа на
участках определяются по формуле (9.33) [2].
Методика расчета газопроводов низкого давления с путевым отбором
газа изложена в п. 9.8.
Расчет кольцевых сетей высокого давления административного района
следует приводить в соответствии с п. 9.7.
732
Глава X
При расчете тупиковых сетей низкого, среднего и высокого давления с
сосредоточенными расходами газа (газопроводы сельских населенных
пунктов, производственной зоны, крупных сельскохозяйственных потреби-
телей) необходимо руководствоваться методикой, приведенной в п. 10.3.4,
Следует только учитывать, что при расчете таких сетей для предвари-
тельного выбора диаметров газопроводов по расходам газа и величинам
Rcp и Лср при определении последних по формулам (10.31) и (10.32) зна-
чения коэффициента К, учитывающего потери в местных сопротивлени-
ях, принимаются АГ =0,1. Расчетная длина газопроводов в этом случае
равна £р = 1,1£.
При определении удельных потерь давления в газопроводах (полиэти-
леновых, стальных) рекомендуется пользоваться номограммами, приведен-
ными в [27].
Расчет сложных газовых сетей с большим количеством потребителей
(административного района, крупного сельского населенного пункта) целе-
сообразно выполнять на ЭВМ.
ПРИМЕР 10.2. Рассчитать тупиковую разветвленную сеть межпосел-
ковых полиэтиленовых газопроводов высокого давления, питающую не-
сколько сельских населенных пунктов. Расчетные расходы газа, нумерация
участков и их длины показаны на схеме (рис. 10.4). Давление газа в начале
сети Рн = 0,7 МПа (абс.), перед потребителями Рк = 0,45 МПа (абс.). Ис-
пользуется природный газ с плотностью ро = 0,76 кг/м3.
ГРП1
ГРПЗ
ГРП 4
1340; 7960
0125x7,1
ГГРП
5950; 4620
0225x12,8
4610; 2780
0225x12,8
1020; 6850
0110x6,3
'	3
3590; 5430
0200x11,4
960; 2580/ 5
0110x6,3
630; 2600
1590; 3250 09Ох5’2
0140x8,0	Н80; 4260
4 / 0125x7,1
ГРП 2	2000; 3710
0160x9,1
ГРП 5
820; 5600
0110x6,3
ГРП 6
Рис. 10.4. Расчетная схема газопроводов высокого давления
2000- 3710	2000 “ расчетный расход газа на участке, м3/ч
0160x9 1	3710 - расчетная длина участка, м
0160x9,1 - наружный диаметр газопровода х
толщина стенки трубы, мм
733
Решение. Нумеруем все узлы ответвлений сети и проставляем на
расчетной схеме длины участков. Далее определяем и проставляем на схе-
ме расходы газа на участках сети.
Расходы газа на ответвлениях к потребителям равны расходам газа по-
требителями:
^i-грш = 1^40 м3/ч; ^2-грп2 =1020 м3/ч и т.д.
Расходы газа на ответвлениях к нескольким потребителям определяем
как сумму расходов всех присоединенных участков:
= ^-ГРПЗ ± ^5-ГРП4 ~ 960 + 630 — 1590 м3/ч.
Расходы газа по участкам основной магистрали определяем аналогично:
1^3-4 — ^4-грп5 ± 1^4-грпб = 820 +1180 = 2000 м3/ч и т.д.
Потери давления в местных сопротивлениях учитываем путем увели-
чения фактической длины расчетных участков газопроводов на 10%.
Расчет начинаем с основной магистрали. Для нее находим среднеквад-
ратичный перепад давления
р2 _ р2
Д —. н
СР MSXar’
на который ориентируемся при выборе диаметров участков магистрали.
Диаметры участков подбираем по номограммам [27] так, чтобы значения А
для каждого участка были по возможности ближе к значению Аср.
Расчет системы сводим в табл. 10.3, в соответствующие графы которой
записываем номера участков, фактические и расчетные длины, расходы
газа. По номограммам [27] для принятого диаметра и известного расхода
находим действительные значения среднеквадратичного перепада давления
на 1 м газопровода (графа 6). Так как плотность газа отличается от плотно-
сти стандартного газа (рт = 0,73 кг/м3), то в величину Ат вводим поправку
на плотность Аф = Атро/рт (графа 7), а затем рассчитываем перепад давле-
ния на участке Аф-1Р, кПа2 (графа 8). Давление в начале первого участка
задано Рн = 0,7 МПа, давление в конце участка, т.е. в точке 1, определяем
по формуле (9.31) - Рк = -Аф-Ьр. Полученное давление Рк на участке
ГГРП-1 является начальным для следующего участка 1-2; давление в конце
участка 1-2 является начальным для участка 2-3 и т.д. Расчет следует счи-
тать правильным, если давление в конце участка 4-ГРП6 будет равно за-
данному. Допускается невязка ±10%.
Затем рассчитываем ответвления от главной магистрали к отдельным
потребителям. Для них находим среднеквадратичный перепад давления, по
которому подбираем диаметр ответвлений и уточняем истинную величину
давления газа перед потребителями. Все расчеты сведены в табл. 10.3.
Таблица 10.3
Гидравлический расчет полиэтиленовых газопроводов высокого давления
№ уч.	Длина участка, м		Расчетный расход газа на участке Кр, м3/ч	Диаметр газопровода £)нхб, мм	Средне- квадра- тичное падение давления Ат, кПа2/м	Фактическое среднеквад- ратичное падение давления Лф, кПа2/м	Средне- квадратич- ные потери давления на участке Лф-£р, кПа2	Давление газа, кПа	
	по плану L	расчетная AP=1,1Z						в начале участка Рн	в конце участка Рк =
									
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Основная магистраль ГГРП-1-3-ГРП6									
А _ 7002-4502 „кПа2 ср 22880	’ м									
ГГРП-1	4620	5082	5950	225x12,8	13,8	14,35	72927	700	645,81
1-2	2780	3058	4610	225x12,8	8,5	8,84	27033	645,81	624,53
2-3	5430	5973	3590	200x11,4	10,0	10,4	62119	624,53	572,64
3-4	3710	4081	2000	160x9,1	9,2	9,57	39055	572,64	537,46
4-ГРП6	4260	4686	1180	125x7,1	17,5	18,2	85285	537,46	451,20
		S£d=22880							
и	451,2 — 450,0	л Невязка	*— 100=0,27%									
Ответвления									
А _ 645,812 -4502 _	. кПа2 Лр" 8756	’	’ м									
1-ГРП1	7960	8756	1340	125x7,1	21,6	22,46	199660	645,81	466,28
Невязка 466>^450>0-100 = 3,62%									
Глава X
Окончание таблицы 10.3
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
л 624,532-4502 ол кПа2 ЛР= 7513	=24.96 м									
2-ГРП2	6830	7513	1020	110x6,3	19,5	20,28	152364	624,53	487,52
»т	487,52—450,0 «о у.о. Невязка	—2— 100 = 8,34%									
л 537,462-4502 1ЛЛОкПа2 4Р =	l7777;	= 14,02 р	6160	м									
4-ГРП5	5600	6160	820	110x6,3	12,4	12,9	79464	537,46	457,6
Невязка 45^4--°?0-100 = 1,69% *Т ч-» Vj \J									
л 572,642-4502 1П кПа2 19,46 р	6446	м									
3-5	3280	3608	1590	140x8,0	14,8	15,4	55563	572,64	521,88
5-ГРПЗ	2580	2838	960	110x6,3	17,5	18,2	51562	521,88	469,82
Невязка 469’^ 450>0-100 = 4,4% 450,0									
л 521,882-4502 пл с кПа2 2860	=24’5 м									
5-ГРП4	2600	2860	630	90x5,2	22,5	23,4	66924	521,88	454,25
и	454,25 — 450,0 .дл л пап/ Невязка	»	—1—100 = 0,94%  \z j XZ									
735
736
Глава X
10.3.8. Защита газопроводов от коррозии
В дипломном проекте должны быть решены вопросы защиты подзем-
ных стальных газопроводов от почвенной коррозии и вызываемой блуж-
дающими токами.
Защита подземных стальных трубопроводов от указанных видов кор-
розии осуществляется путем изолирования трубопровода от контакта с
окружающим грунтом и ограничения проникновения блуждающих токов
в трубопроводы из окружающей среды (за счет рационального выбора
трассы прокладки трубопроводов, применения различных типов изоляци-
онных покрытий, использования специальных способов прокладки тру-
бопроводов и путем катодной поляризации металла трубопровода, т.е.
созданием защитного потенциала на газопроводе по отношению к окру-
жающей среде).
Средства защиты от почвенной коррозии выбирают исходя из условий
прокладки газопровода и данных о коррозионной активности грунта и
грунтовых вод по отношению к металлу трубопровода.
При прокладке стальных трубопроводов непосредственно в грунтах
высокой коррозионной активности их следует защищать от почвенной кор-
розии защитными покрытиями и катодной поляризацией.
Для защиты подземных стальных газопроводов должны применяться
защитные покрытия усиленного и весьма усиленного типов [32]. В преде-
лах городов, населенных пунктов и территории промышленных предпри-
ятий, а также на газопроводах с давлением до 1,2 МПа необходимо исполь-
зовать покрытия весьма усиленного типа [32, 33, 34].
В зависимости от используемых материалов защитные покрытия могут
быть мастичные, экструдированные из расплава, оплавляемые на трубах из
порошков, из липких или наклеиваемых на трубу лент. Рекомендуется ис-
пользовать покрытия на основе битумных мастик (битумно-атактической,
битумно-резиновой, битумно-асбополимерной), полимерных липких лент на
основе поливинилхлорида и полиэтилена и полимерного рулонного материа-
ла «бутит», из экструдированного и напыленного полиэтилена [32, 33, 34].
Структура защитных покрытий весьма усиленного типа на основе
битумных мастик приведена в табл. 10.4, на основе полимерных липких
лент и из полимерного рулонного материала «бутит» - в табл. 10.5, из
экструдированного и напыленного полиэтилена - в табл. 10.6.
Стальные подземные газопроводы подлежат электрической защите во
всех опасных зонах (анодных и знакопеременных зонах) независимо от кор-
розионной активности грунта. Электрическая защита заключается в отводе
блуждающих токов с защищаемого газопровода и организации возврата их в
установки и сети постоянного тока, являющиеся источниками этих токов
(электрический дренаж), а также в подавлении протекающих по газопроводу
токов в местах их выхода в землю и токов, возникающих в процессе почвен-
ной коррозии, токами от внешнего источника (катодная поляризация).
С помощью электрических защитных установок на газопроводах устра-
няются анодные и знакопеременные зоны и создаются защитные (отрица-
737
тельные) потенциалы. Катодная поляризация подземных стальных газопро-
водов должна осуществляться таким образом, чтобы создаваемые на всей
их поверхности поляризационные защитные потенциалы находились в
пределах от -0,85 до -1,1 В [3, 33]. Средние значения защитных потенциа-
лов должны находиться в указанных пределах как при защите в грунтах
высокой коррозионной активности или опасном влиянии блуждающих то-
ков, так и при одновременном влиянии данных факторов.
Таблица 10.4
Структура защитных покрытий весьма усиленного типа
на основе битумных мастик
Конструкция и материалы защитного покрытия	Толщина, мм, не менее	
	каждого слоя	общая
Покрытия на основе битумно-атактической и битумно-резиновой мастики		
Битумная грунтовка		7,5...9,0
Битумная мастика	2,5...3	
Армирующая обмотка из стеклохолста	Не нормирована	
Битумная мастика	2,5...3	
Армирующая обмотка из стеклохолста	Не нормирована	
Битумная мастика	2,5...3	
Наружная обертка	В зависимости от материала	
Покрытия на основе битумно-асбополимерной мастики		
Битумная грунтовка		7,5
Битумная мастика	2,5	
Армирующая обмотка из стеклохолста	Не нормирована	
Битумная мастика	2,5	
Армирующая обмотка из стеклохолста	Не нормирована	
Битумная мастика	2,5	
Наружная обертка	В зависимости от материала	
Примечания.
1.	В качестве материалов для наружной обертки следует применять бумагу мешоч-
ную, оберточную марки А, бризол, пленку ПЭКОМ, бикарул.
2.	Толщина одного слоя наружной обертки входит в общую толщину покрытия
только на основе битумно-атактической и битумно-резиновой мастик.
3.	Допускается применение четырех слоев битумно-атактической или битумно-
резиновой мастики с тремя слоями армирующей обмотки при соблюдении общей
толщины покрытия не менее 9 мм.
4.	При изоляции труб диаметром до 150 мм битумно-атактической, битумно-
резиновой мастиками допускается общая толщина покрытия не менее 7,5 мм.
738
Глава X
Таблица 10.5
Структура защитных покрытий весьма усиленного типа на основе
полимерных липких лент и полимерного рулонного материала «бутит»
Структура покрытия	Толщина, мм, не менее
На основе полимерных липких лент	
Грунтовка битумно-полимерная	0,05
Липкая лента толщиной не менее 0,4 мм, 2-3 слоя	1,2
Обертка защитная, один слой из рулонных материалов	В зависимости от материала
На основе рулонного материала «бутит»	
Мастика бутилкаучуковая	0,05
Материал рулонный «бутит», 2 слоя	2,4+0,4
Обертка наружная, один слой из рулонных материалов	В зависимости от материала
Примечание. Для покрытий на основе полимерных липких лент в качестве мате-
риала для наружной обертки могут быть использованы: бризол, стеклорубероид,
изол, пленка ПЭКОМ, бикарул.
Таблица 10.6
Структура защитных покрытий весьма усиленного типа
из экструдированного и напыленного полиэтилена
Основа покрытия	Общая толщина, мм, не менее
Адгезионный подслой	Не нормирована
Полиэтилен экструдированный на трубы диаметром, мм: до 250 250...500 500 и выше	2,5 3,0 3,5
Полиэтилен, напыленный на трубы диаметром, мм до 250 250...500 500 и выше	2,3 2,5 3,0
Катодная поляризация подземных стальных газопроводов должна про-
водиться таким образом, чтобы исключить вредное влияние ее на соседние
подземные металлические сооружения. Это влияние заключается в умень-
шении (по абсолютной величине) минимального или увеличении макси-
мального защитного потенциала на соседних металлических сооружениях,
имеющих катодную поляризацию, более чем на 0,1 В, а также в появлении
739
опасности электрической коррозии на соседних подземных металлических
сооружениях, ранее не требовавших защиты от нее.
Для защиты газопроводов от коррозии блуждающими токами могут
быть использованы электрические дренажи, катодные станции, протекто-
ры, изолирующие фланцы и вставки, а также перемычки на смежные ме-
таллические подземные сооружения. Выбор того или иного способа защи-
ты зависит от конкретных условий прокладки газопровода.
В качестве активной защиты подземных стальных газопроводов целе-
сообразно использовать катодную защиту. Она заключается в катодной
поляризации защищаемой поверхности стального газопровода и придании
ей отрицательного потенциала относительно окружающей земли при по-
мощи источника постоянного тока.
Отрицательный полюс источника тока присоединяется к газопроводу,
а положительный - к заземлению (аноду). При этом постепенно разрушает-
ся анодное заземление, защищая газопровод.
Катодные установки используются для защиты от почвенной коррозии
и вызываемой блуждающими токами. Для защиты от последней катодная
защита применяется в тех случаях, когда устройство электрического дре-
нажа неоправданно по технико-экономическим соображениям (требуется
дренажный кабель большой длины и большого сечения). По этой причине,
а также из-за сложности согласования точек дренирования в городских ус-
ловиях и сетях блуждающих токов, катодная защита является основным
видом защиты.
Эффективность действия катодной защиты зависит от состояния изо-
ляции газопровода. При хорошей изоляции сокращается расход электро-
энергии и увеличивается протяженность защищенной зоны газопровода.
Установки катодной защиты состоят из катодной станции (преобразо-
вателя — источника постоянного тока), анодного заземления, защитного
заземления и соединительных кабелей. В установку автоматической защи-
ты, кроме того, входят неполяризующийся электрод сравнения длительного
действия и датчики электрохимического потенциала.
При действии катодной защиты рекомендуются следующие потенциа-
лы «газопровод-земля», В: максимально допустимые от почвенной корро-
зии 1,2... 1,5; от коррозии, вызываемой блуждающими токами, 2,5...9,0;
минимальные защитные 0,85 (по отношению к медносульфатному элек-
троду) [3].
Для защиты газопроводов применяют катодные станции типа ПСК,
ПАСК, ОПС, СКЗМ, КСС, КСК, АРТЗ [3, 33]. Рекомендуется использовать
катодное защитное устройство (КЗУ). Конструктивно КЗУ выполнено в
виде шкафа со степенью защиты от окружающей среды. Основные техни-
ческие характеристики КЗУ приведены в табл. 10.7.
i Определение параметров электрохимической защиты производится
расчетным путем [33]. Методика расчета позволяет определить параметры
катодных установок, необходимые для обеспечения защитного потенциала
на всех подземных сооружениях, расположенных в зоне действия установок.
740
Глава X
Таблица 10.7
Технические характеристики катодного защитного устройства
Наименование параметра	Ед. изм.	Значения параметров					
		КЗУ- 0,3 AM GSM	КЗУ- 0,6АМ GSM	КЗУ- 1,2 AM GSM	КЗУ- 2,0АМ GSM	КЗУ- 3,0АМ GSM	КЗУ- 5,0АМ GSM
1	2	3	4	5	6	7	8
1. Номинальное напряжение пи- тающей сети	В			220			
2. Номинальная частота питающей сети	Гц			50			
3. Максимальная выходная мощ- ность	кВА	0,3	0,6	1,2	2,0	3,0	5,0
4. Максимальное выходное напря- жение	В	12/24	24/48	24/48	36/72	48/96	48/96
5. Максимальный выходной ток	А	25/12,5	25/12,5	50/25	55/27,5	62/31	100/50
6. Пределы регули- рования выходного напряжения	%			0-100			
7. Диапазон стаби- лизации защитного потенциала	В			0,85-3,5			
8. Погрешность стабилизации за- щитного потенциа- ла, не более	%			1,5			
9. Погрешность стабилизации вы- ходного тока, не более	%			1,5			
10. Погрешность стабилизации вы- ходного напряже- ния, не более	%			1,5			
11. Коэффициент мощности, не менее	%			0,8			
12. К-п.д. в номи- нальном режиме, не менее	%			70			
741
Продолжение таблицы 10.7
1	2	3	4	5	6	7	8
13. Выходное со- противление изме- рительных цепей, не менее	МОм			10			
14. Коэффициент пульсаций выход- ного напряжения, не более		3,0	3,0	3,0	3,0	3,0	3,0
15. Масса, не более	кг	50	65	70	78	105	175
За основной расчетный параметр принимается средняя плотность защитно-
го тока, представляющая собой отношение тока катодной установки к сум-
марной поверхности трубопроводов, защищаемых данной станцией.
Исходными данными для расчета катодной защиты являются парамет-
ры проектируемых трубопроводов и удельное сопротивление грунта по
трассе газопровода.
Расчет производится в следующей последовательности.
Определяется площадь поверхности каждого из трубопроводов, S, м2,
которые могут иметь между собой электрический контакт, по формуле
S = nf,drllW-3,	(10.59)
f=l
где d, - диаметр трубопровода, мм;
- длина участка трубопровода, имеющего диаметр dh м.
По формуле (10.59) определяют площади поверхности газопроводов
5Г, водопроводов 5В, теплопроводов, прокладываемых в каналах 5теп, м2.
Поверхность теплопроводов при бесканальной прокладке следует сумми-
ровать с поверхностью водопроводов.
Находится суммарная площадь поверхности всех трубопроводов £<£,
м2, электрически связанных между собой
ZS=5r+SB+STen.	(10.60)
Определяется удельный вес поверхности каждого из трубопроводов в
общей поверхности всех сооружений, %:
•	водопроводов
Ь-
•100;
(10.61)
• теплопроводов
с = ^еп..Ю0;
(10.62)
742
Глава X
•	газопроводов
g=^!-100.
Определяется плотность поверхности каждого из трубопроводов, при-
ходящейся на единицу поверхности территории, м2/га:
•	газопроводов
• водопроводов
• теплопроводов
d =	(Ю.64)
*^тер
е=А.;	(10.65)
^тер
/ = ^-.	(10.66)
‘-'тер
Средняя плотность тока у, мА/м2, необходимого для защиты трубопро-
водов, определяется по формуле
j = 30 - (1006 +128с + 34б/ + Зе + 0,6/ + 5g) • 10"3.	(10.67)
Если в защищаемом районе нет теплопроводов, значения коэффициен-
тов с и/в формуле (10.67) принимаются равными нулю. Аналогично при
отсутствии водопроводов b и е равны нулю.
В случае, когда защищается только газопровод, а водопровод и тепло-
провод отсутствуют, средняя плотность защитного тока определяется по
выражению
у =20 +(100g-34d-5g)-10-3.	(10.68)
Если значение средней плотности защитного тока, найденное по
формулам (10.67) и (10.68), менее 6мА/м2, то в дальнейших расчетах
следует принимать j - 6 мА/м2 [33].
Величина суммарного защитного тока /, А, необходимого для обеспе-
чения катодной поляризации подземных стальных трубопроводов, распо-
ложенных в данном районе, определяется по формуле
/ = 1,Зу-£5.	(10.69)
Выбор способа электрохимической защиты осуществляется следую-
щим образом.
При сближении подземных трубопроводов с рельсами электрифициро-
ванных на постоянном токе железных дорог на участках с устойчивыми
отрицательными потенциалами рельсов относительно земли выбираются
точки подключения автоматического усиленного дренажа. Радиус действия
одного усиленного дренажа Я, м, может быть ориентировочно определен
по формуле
743
R = 60
(10.70)
где /др - среднее значение тока усиленного дренажа, А;
j - плотность защитного тока, А/м;
К- удельная плотность сооружений
(10.71)
^тер
где £5 - суммарная поверхность защищаемых трубопроводов, м2;
5тер - площадь территории, занимаемой защищаемыми сооружениями, га.
Ток дренажа определяется по формуле
/ =——
др Акаб + 0,05’
где Uдр - номинальное напряжение на выходе дренажа, В;
Rk3/5 ~ сопротивление дренажного кабеля, Ом;
0,05 - входное сопротивление защищаемого трубопровода, Ом.
При сближении защищаемых трубопроводов с рельсами трамвая, имею-
щими устойчивый отрицательный или знакопеременный потенциал, следует
также предусматривать устройство усиленного автоматического дренажа.
Остальные участки трубопроводов, подлежащие катодной поляризации,
необходимо защищать с помощью катодных станций или протекторов. Одна-
ко следует учитывать, что протекторная защита может быть использована для
катодной поляризации отдельных участков трубопроводов небольшой протя-
женности и не имеющих электрических контактов с другими сооружениями.
Число катодных установок определяется из условия оптимального раз-
мещения анодных заземлителей (наличия площадок, удобных для размеще-
ния анодов), наличия источников питания и т.д. Принимая значения тока ка-
тодной станции 1КС по табл. 10.7, число катодных установок п находится как
п=^~.	(10.73)
* КС
После размещения катодных станций на плане необходимо рассчитать
зону действия каждой из них. Для этого находят радиус действия R, м, ка-
ждой из установок по выражению
R = 60
(10.74)
Если площади окружностей с радиусом R и центрами в точках разме-
щения анодных заземлителей не охватывают всю территорию защищаемо-
го района, следует изменить либо места расположения катодных установок,
либо значения их токов и вновь выполнить проверку.
744
Глава X
Тип преобразователя для катодной станции необходимо выбирать с
таким расчетом, чтобы допустимое значение напряжения было на 30% вы-
ше расчетного с учетом перспективного развития сети трубопроводов, ста-
рения изоляционных покрытий и анодных заземлителей.
Выбор оптимальных параметров анодных заземлителей рекомендуется
производить по методике, приведенной в [33, прил. 2].
Совместно с устройствами электрохимической защиты подземных
стальных газопроводов от коррозии следует использовать изолирующие
вставки и соединения (фланцы).
Установку изолирующих фланцевых соединений необходимо преду-
сматривать, как правило, на стояках ввода газопроводов к потребителям,
где возможен электрический контакт с заземленными конструкциями и
коммуникациями, на надземных и надводных переходах газопроводов че-
рез препятствия (на вертикальных участках), а также на вводах (и выводах)
газопроводов в ГРС, ГРП и ГРУ.
Фланцевые соединения на подземных газопроводах (в колодцах) необ-
ходимо шунтировать постоянными разъемными электроперемычками. На
изолирующих фланцах электроперемычки должны быть разъемными, а
контактные соединения перемычек находиться вне колодца.
Для защиты надземных газопроводов от атмосферной коррозии сле-
дует использовать лакокрасочные покрытия, состоящие из двух слоев
грунтовки и двух слоев краски, эмали или лака, выдерживающие темпе-
ратурные изменения и влияние атмосферных осадков. Рекомендуемое
сочетание грунтовок и красителей с растворителями приведено в [3,
табл. 6.10, 6.11].
Для изоляции подземных газопроводов от металлических конструкций
необходимо применять прокладки или подкладки из полиэтилена или дру-
гих материалов, равноценных ему по изоляционным свойствам.
ПРИМЕР 10.3. Определить параметры катодной защиты подземных
трубопроводов на территории квартала новой застройки площадью 9,6 га.
Исходные данные для расчета: совмещенный геодезический план
квартала с нанесенными подземными сооружениями; коррозионная актив-
ность грунта от 15 до 50 Ом м.
На территории квартала проложены газопроводы низкого и среднего
давления, водопроводы и теплопроводы следующих диаметров и длин:
Газопроводы		Водопроводы		Теплопроводы	
D, мм	L, м	D, мм	L, м	D, мм	L, м
57	320	2x100	140	2x70	142
89	108	100	380	2x100	280
114	282	2x150	96	2x125	172
159	586	150	134	2x200	246
219	646	200	228	2x250	148
745
Решение. Принимаем среднее значение коррозионной активности
грунта р = 30 Омм.
Определяем поверхность трубопроводов, расположенных на террито-
рии квартала, по формуле (10.59).
Площади поверхности всех газопроводов:
$г =3,14(57 •320 + 89 108 + 114-282 + 159-586 + 219-646)-10"’ = 925,2 м2.
Площади поверхности всех водопроводов и теплопроводов соответст-
венно равны:
5в = 3,14(2400440+100*380+2450-96 + 150434 + 200-228)40’3=504м2;
£теп=3,14(2-70442 + 2 100-280+2425472 + 2-200-246+2-250448)40'3=
= 914,6 м2
Суммарная поверхность всех трубопроводов
££ = 925,2 + 504+914,6 = 2343,8 м2.
Определяем коэффициенты b, c,d, e.fngnoформулам (10.61)...(10.66):
504	914 6	952 2
*>=	„400=21,5%; с= Л;’ n-100 = 39,0%; g= * -—100 = 39,5%;
2343,8	2343,8	6 2343,8
. 925,2	. 2/	504 со < 2/ г 914,6 Q 2/
J= р	= 96,4 м /га; е=-^-^- = 52,5 м /га; f =	-=95,3м /га..
Подставив найденные значения коэффициентов и принятую величину
р в выражение (10.67), рассчитаем среднюю плотность защитного тока
у = 30-(100-21,5+128-39+34-96,4+3-52,5 + 0,6-95,3+5-39,5)40”3 =
= 19,17 мА/м2.
Определяем по формуле (10.69) суммарный защитный ток, необходи-
мый для обеспечения катодной поляризации подземных трубопроводов в
квартале
/ = 1,3 - 0,0192 - 2343,8 = 58,5А.
Принимая суммарный ток катодной защиты 60А, устанавливаем две
катодные станции с током ЗОА.
По плану квартала выбираем места расположения катодных установок
и анодных заземлений.
Для выявления зон действия катодных станций определим удельную
плотность сооружения по формуле (10.71)
D 2343,8 олл 1 2/
R - р	= 244,1 м2/га,
и по выражению (10.74) радиус действия каждой установки
746
Глава X
30
R = 60
Л	, =151,8м.
0,0192-244,1
Полученные радиусы действия каждой станции охватывают всю за-
щищаемую территорию квартала.
По [33] для тока /кс = 30 А и р = 30 Ом-м выбираем анодное заземление
из чугунных труб d= 150 мм, / = 15 м с сопротивлением растеканию =
= 0,53 Ом-м.
Находим сопротивление дренажного кабеля. Для кабеля АВРБ-Зх16
длиной 100 м сопротивление Акаб = 0,0646 Ом-м.
Тогда выходное напряжение катодной установки равняется
Циях — Дсс(^аз +^каб) =30(0,53 + 0,0646) = 18 В.
С учетом 30% запаса на развитие сети выбираем катодное защитное
устройство КЗУ 1,2AM GSM с параметрами: U = 24В; /= 50А (табл. 10.7).
Литература
1.	Ахмедов Р.Б., Мироненкова Л.Н. Сети и установки для газоснабжения промыш-
ленных предприятий. - М.: ВЗИСИ, 1980. - 88 с.
2.	Ионин А.А. Газоснабжение. - М.: Стройиздат, 1989. - 439 с.
3.	Стаскевич Н.Л., Северинец Г.Н., Вигдорчик Д.Я. Справочник по газоснабжению
и использованию газа. - Л.: Недра, 1990. - 762 с.
4.	Чепель В.М., Шур И. А. Сжигание газов в топках котлов и печей и обслуживание
газового хозяйства предприятий. - Л.: Недра, 1980. - 591 с.
5.	Гуськов Б.И., Кряжев В.Г. Газификация промышленных предприятий. - М.:
Стройиздат, 1982. - 368 с.
6.	СНБ 4.03.01 - 98. Газоснабжение. - Мн., 1999. - 94 с.
7.	СНиП 42-01-2002. Газораспределительные системы. - СПб., 2004-80 с.
8.	Газовое оборудование, приборы и арматура: Справ, пособие /Под ред. Н.ИРяб-
цева. - М.: Недра, 1985. - 527 с.
9.	Иссерлин А.С. Основы сжигания газового топлива. - Л.: Недра, 1987. - 331 с.
10.	Федоров Н.А. Техника и эффективность использования газа. - М.: Недра, 1983.
-311 с.
И. Столпнер Е.Б., Панюшева З.Ф. Справочное пособие для персонала газифициро-
ванных котельных. - Л.: Недра, 1990. - 397 с.
12.	Медников Ю.П., Дымов Г.Д., Рейхерт К.Н. Эксплуатация промышленных печей
и сушил на газовом топливе. — Л.: Недра, 1982. -231 с.
13.	Равич М.Б. Газ и эффективность его использования в народном хозяйстве. - М.:
Недра, 1987. - 238 с.
14.	Ахмедов Р.Б. Дутьевые газогорелочные устройства. - М.: Недра, 1987. - 263 с.
15.	Газовые дутьевые горелки /Э.М.Малая. - М.: ВНИИЭгазпром, 1981. - 40 с.
16.	Справочник работника газового хозяйства /М.А.Нечаев, А.С.Иссерлин,
Б.И.Млодок и др.; - Л.: Недра, 1973. - 360 с.
17.	Стандартизация горелок и газоиспользующего оборудования /М.В.Пушкина,
А.А.Чеканов, Л.Н.Букреева, Т.Н.Теленкова. - М.: ВНИИЭгазпром, 1985. - 39 с.
18.	Газогорелочные устройства. - Вып. 10. - М.: ВНИИЭгазпром, 1983. - 43 с.
747
19.	Кряжев Б.Г., Дудин Н.В., Марлин А.Е. Справочник для работников газовых
служб в сельском хозяйстве. - М.: Недра, 1986. - 320 с.
20.	Панин В.Н. Справочник по теплотехнике в сельском хозяйстве. - М.: Россельиз-
дат, 1986. - 320 с.
21.	Захаров А.А. Применение теплоты в сельскохозяйственном производстве. - М.:
Агропромиздат, 1986. - 286 с.
22.	Брызгалов В.А. и др. Овощеводство защищенного грунта. - Л.: Колос, 1985. - 352 с.
23.	Рекомендации по инженерному оборудованию сельских населенных пунктов.
Часть У. Газоснабжение. - М.: Стройиздат, 1984. - 58 с.
24.	Проектирование и строительство газопроводов из полиэтиленовых труб. П1-
2000 к СНБ 4.03.01-98. - Мн., 2000. - 58 с.
25.	Технические решения 8-88-27. Перевод существующих сельскохозяйственных
агрегатов на природный газ. - Мн.: Белгипрогаз, 1988.
26.	ВМ-09-90. Альбом проектных решений по переводу котлоагрегатов на природ-
ный газ. - Мн.: Белгипрогаз, 1990.
27.	СП 42-101-2003. Общие положения по проектированию и строительству газо-
распределительных систем из металлических и полиэтиленовых труб. - М.,
2003.- 163 с.
28.	СНиП 2.04.07-86. Тепловые сети. - М., 1988. - 48 с.
29.	СНиП 41-01-2003. Отопление, вентиляция и кондиционирование. - М., 2004. - 54 с.
30.	Гордюхин А.И. Газоснабжение объектов сельского хозяйства. - М.: Стройиздат,
1985.- 152 с.
31.	СНБ 4.02.01-03. Отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха. - Мн.,
2004.
32.	ГОСТ 9.602-89. Единая система защиты от коррозии и старения. Сооружения
подземные. Общие требования к защите от коррозии.
33.	Сборник нормативных документов для работников строительных и эксплуата-
ционных организаций газового хозяйства РСФСР. Защита подземных трубопро-
водов от коррозии. - Л.: Недра, 1991. - 221 с.
34.	Юренко В.В. Городское газовое хозяйство: Справочное пособие. - М.: Недра,
1991.-207 с.
35.	Конюхов Д.С. Использование подземного пространства: Учебное пособие для
вузов. - М.: Архитектура-С, 2004. - 296 с.
36.	Николаевская И.А. Инженерные сети и оборудование территорий, зданий и
стройплощадок: Учебник / И.А. Николаевская, Л.А. Горлопанова, Н.Ю. Моро-
зова; под ред. И.А. Николаевской. - 2-е изд., стер. - М.: Издательский центр
«Академия», 2005. - 224 с.
748
ГЛАВА XI. Подземные бесканальные тепловые сети из
предварительно изолированных трубопроводов
11.1. Общие положения
Подземные бесканальные предварительно изолированные (предизоли-
рованные) трубопроводы являются механической конструкцией, состоящей
из стальной трубы, наружной полиэтиленовой трубы-оболочки и пенопо-
лиуретановой теплоизоляции в кольцевом пространстве, которые жестко
связаны между собой и вместе с окружающим грунтом образуют единую
систему (рис. 11.1).
Бесканальная прокладка предизолированных трубопроводов обладает
значительными преимуществами по сравнению с традиционной прокладкой
по надежности, долговечности,
снижению затрат ручного труда
при строительстве и монтаже, по
сокращению сроков строительст-
ва. Кроме этого, сама конструк-
ция «груба в трубе» позволяет
исключить наружную коррозию
трубопровода.
Кроме вышеупомянутых до-
стоинств, предизолированные тру-
бопроводы имеют еще одно важ-
ное преимущество - систему опе-
ративного дистанционного кон-
троля (ОДК) за увлажнением изоляции, что позволяет своевременно реаги-
ровать на нарушение целостности стальной трубы или полиэтиленового
гидроизоляционного покрытия и заранее предотвращать утечки и аварии.
Для предизолированных труб используют стальные прямошовные
электросварные трубы из сталей марки 10, 20, Ст 3, 17 ГС, 17 ПС или 17
Г1СУ. Трубы должны быть изготовлены в соответствии с требованиями
ГОСТ 10704, 10705, ГОСТ 20295, бесшовные трубы по ГОСТ 8732.
Для трубопроводов сетей горячего водоснабжения используются водо-
газопроводные оцинкованные трубы по ГОСТ 3262.
Номинальные допускаемые напряжения о, МПа, для электросварных
труб и деталей приведены в таблице 11.1 [1].
Таблица 11.1
стальная	I	новая изоляция
Рис. 11.1. Конструкция предварительно
изолированного трубопровода
Номинальные допускаемые напряжения
Расчетная температура, °C	о, МПа, для марок стали				
	ВстЗсп5	10	20	17ГС, 17Г1С	09Г2С
100	142	150	150	208	208
150	134	144	146	201	195
749
В качестве теплоизолирующего материала в предизолированных тру-
бах при температуре теплоносителя до 130°С (кратковременные воздейст-
вия до 150°С) используется жесткий пенополиуретан плотностью не менее
60 кг/м3, с коэффициентом теплопроводности X не более 0,033 Вт/(м-°С).
В качестве трубы-оболочки предизолированных труб применяется по-
лиэтилен низкого давления по ГОСТ 16338 плотностью не менее 944 кг/м3,
с коэффициентом теплопроводности X = 0,43 Вт/(м-°С).
Предизолированные трубопроводы можно прокладывать традицион-
ным способом - в каналах, надземно. При надземной прокладке предизо-
лированные трубы выпускают в металлической оболочке. Оболочку со
спиральнозавальцованным замком изготавливают из оцинкованной стали
толщиной 0,55-1,0 мм.
При прокладке в непроходных каналах предизолированные трубы ук-
ладывают на скользящие опоры, при этом расчет теплотрасс производится
аналогично расчетам теплопроводов, изолированных минеральной ватой
или другими теплоизоляционными материалами.
Типоразмеры и основные параметры предизолированных труб для се-
тей теплоснабжения приведены в таблице 11.2, для сетей горячего водо-
снабжения в таблице 11.3 [1].
Таблица 11.2
Типоразмеры и основные параметры предизолированных труб
для сетей теплоснабжения
Типо- размер труб	Параметры стальной трубы				Параметры полиэтиленовой трубы-оболочки			Масса 1 м.п. трубы, кг	
	условный проход dy, мм	наружный диаметр d„, мм	минимальная толщина стенки трубы S, мм	площадь сечения стенки, А^, см2	наружный диаметр d,LOgtl мм	толщина стенки 5*06., мм	внутренний диаметр d^., мм	без воды	с водой
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
38/110	32	38	3,0	3,49	НО	2,5	105,0	3,59	4,45
45/110	40	45	3,0	4,56	НО	2,5	105,0	3,99	5,24
57/125	50	57	3,5	5,87	125	2,5	120,0	6,23	8,19
76/140	65	76	3,5	9,04	140	3,0	134,0	8,24	11,98
89/160	80	89	4,0	10,68	160	3,0	154,0	9,77	15,05
108/200	100	108	4,0	13,06	200	3,2	193,6	13,75	21,60
114/200	100	114	4,0	15,47	200	3,2	193,6	14,26	23,08
133/225	125	133	4,0	18,15	225	3,5	218,0	16,90	29,17
159/250	150	159	4,5	21,83	250	3,9	242,2	22,10	39,76
219/315	200	219	6,0	40,13	315	4,9	305,2	39,22	72,86
750
Глава XI
Продолжение таблицы 11.2
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
273/400	250	273	7,0	58,47	400	6,3	387,4	58,04	110,70
325/450	300	325	8,0	79,63	450	7,0	436,0	77,04	152,00
377/500	350	377	9,0	104,00	500	7,8	484,4	93,80	200,05
426/560	400	426	7,0	92,10	560	8,8	542,4	99,88	227,05
Таблица 11.3
Типоразмеры и основные параметры предизолированных труб
для сетей горячего водоснабжения
Типо- размер труб	Параметры стальной оцинкованной трубы				Параметры трубы-оболочки		
	условный проход dy, мм	наружный диаметр dH, мм	минимальная толщина стенки трубы 51, мм	площадь сечения стенки, А^, см2	наружный диаметр dH^, мм	толщина стенки ^об, мм	внутренний диаметр d^, мм
25/90	25	33,3	3,2	3,0	90	2,2	85,6
32/110	32	42,3	3,2	3,9	НО	2,5	105,0
40/110	40	48,0	3,5	4,9	НО	2,5	105,0
50/125	50	60,0	3,5	6,2	125	2,5	120,0
65/140	65	75,5	4,0	9,0	140	3,0	134,0
80/160	80	88,5	4,0	10,6	160	3,0	154,0
100/200	100	114,0	4,0	13,8	200	3,2	193,6
125/225	125	140,0	4,5	19,1	225	3,5	218,0
150/250	150	165,0	4,5	22,7	250	3,9	242,2
Минимальное заглубление бесканального трубопровода принимается
от 0,4 до 0,5 м от поверхности земли или низа дорожного покрытия [2].
Максимальное заглубление труб, м, под проезжей частью улиц (при
транспортной нагрузке НК-80) принимается:
для труб Dv -до 150 мм - 2,2 м,
Ьу от 200 до 500 мм - 2,5 м,
Dy от 600 до 1200 мм - 2,0 м.
При прокладке труб в траншее необходимо выдерживать минималь-
ные расстояния между ними (рис. 11.2). Наименьшая ширина В, м, траншеи
по дну при двухтрубной бесканальной прокладке тепловых сетей может
определяться по выражению [1]:
751
для Dy до 250 мм	В = 2d0& + А + 0,6 м;	(ПЛ)
для Dy до 500 мм	В = 2d&t + А + 0,8 м,
где А — расстояние в свету между оболочками труб, принимается:
А = 0,15 м для труб диаметром до 219 мм,
А = 0,25 м для остальных диаметров труб;
^об - наружный диаметр трубы-оболочки, м.
Рис. 11.2. Расположение труб в траншее
1 - трубопровод в изоляции; 2 - песчаная подушка; 3 - засыпка
песком; 4 - засыпка песчано-грунтовая; 5 - окружающий грунт
Для удобства сварки стальных труб и последующей герметизации гид-
розащитной оболочки концы труб имеют неизолированные участки длиной
150 мм (до диаметра 219 мм) или 250 мм для остальных диаметров.
При установке на предизолированных трубопроводах шаровых кранов
устройство камер для их обслуживания не требуется. Управление шаровы-
ми кранами (клапанами) осуществляется через коверы съемным механиз-
мом (ключом).
Производство предизолированных труб обеспечивает надежное сцепле-
ние между наружной поверхностью металлической трубы с пенополиурета-
новой изоляцией и внутренней поверхностью наружной полиэтиленовой обо-
лочки. Таким образом, все элементы теплоизолированной трубы при измене-
нии температуры теплоносителя перемещаются совместно. При бесканальной
прокладке теплотрассы значительная часть возникающих при этом усилий
погашается за счет трения между наружной оболочкой трубы и 1рунтом.
Компенсация тепловых удлинений предизолированных трубопроводов
при бесканальной прокладке может осуществляться:
1)	обычным компенсационным методом (с использованием Г, П,
Z-образных компенсаторов);
752
Глава XI
2)	с предварительным продольным напряжением теплопроводов путем
начального их разогрева (как с использованием стартовых компенсаторов,
так и без них);
3)	сильфонными компенсаторами.
Компенсационный метод - использование естественной компенсации
за счет изменения направлений трубопроводов, образующих самокомпен-
сирующие участки Г, П, Z-образной формы. В этих случаях между стенкой
траншеи и трубопроводом в местах изменения направления перед обратной
засыпкой устанавливаются специальные подушки из эластичного материа-
ла (пенополиуретан, пенополистирол, специальные конструкции из мине-
ральной ваты), обеспечивающие свободное перемещение труб при их тем-
пературном удлинении.
При применении метода прокладки с предварительным напряжени-
ем труб без стартовых компенсаторов, трубопровод после монтажа и
проведения гидравлического испытания на прочность перед засыпкой
грунтом нагревается до средней температуры теплоносителя (средней
между температурой монтажа и максимальной рабочей температурой),
после чего производится полная засыпка. При этом методе сила трения
между наружной оболочкой и грунтом обеспечивает общую устойчи-
вость системы, а изменение температуры приводит к изменению осевых
напряжений в трубопроводах. Продольные перемещения труб в этом
случае исключаются.
При применении метода прокладки предизолированных труб с предва-
рительным напряжением и использованием стартовых компенсаторов, тру-
бопровод полностью монтируется в траншее и засыпается грунтом (за ис-
ключением мест установки стартовых компенсаторов). Затем система на-
гревается до температуры, при которой все стартовые компенсаторы сраба-
тывают и замыкаются. После чего осуществляется фиксация компенсато-
ров сваркой. Таким образом, стартовые компенсаторы срабатывают один
раз, после чего система превращается в неразрезную и компенсация темпе-
ратурных расширений в дальнейшем осуществляется за счет знакопере-
менных осевых напряжений сжатия-растяжения.
Кроме гибкой компенсации при прокладке труб применяется осевая
компенсация сильфонными компенсаторами. Они поставляются в полно-
стью изолированном виде и не требуют дополнительно изоляционных ра-
бот на монтажной площадке.
11.2. Компенсационный метод прокладки
предизолированных труб
Температурные удлинения трубопроводов с П, Г и Z-образными ком-
пенсаторами осуществляются за счет их компенсационной способности.
Проектирование таких трубопроводов заключается в определении монтаж-
ной длины трубопровода АП1ах, при которой осевое напряжение сжатия о
при нагревании не превышает своего допустимого значения оД01).
753
Максимальная монтажная длина , м, прямого участка трубопрово-
да от неподвижной (или условной) опоры до компенсатора определяется по
формуле [2]
(11.2)
где А-гр - площадь поперечного сечения стенки стальной трубы, мм2;
Стдоп - допускаемое осевое напряжение трубопровода, МПа;
F - сила трения между грунтом и полиэтиленовой трубой-оболочкой,
Н/м, вычисляется по выражению [2]:
F-ц-И-л-(/об,	(11.3)
где ц - коэффициент трения между трубой-оболочкой и песчаной обсып-
кой, |i ~ 0,4;
V - давление грунта на наружную поверхность трубы-оболочки, Н/м2;
б/об - наружный диаметр полиэтиленовой трубы-оболочки, м.
Давление грунта на наружную поверхность трубы V, Н/м2, рассматрива-
ется как равномерно распределенная нагрузка и определяется по формуле [2]:
г=	(11.4)
где и - коэффициент нагрузки стальной трубы, и = 1,1;
h - расстояние от поверхности земли до оси трубопровода, м;
р - плотность засыпного грунта, кг/м3;
g - ускорение свободного падения, м/с2;
Ко - коэффициент бокового давления грунта, Ко = 0,5.
К типовым видам радиальной компенсации относятся Г, П, Z-образные
компенсаторы.
Г-образная компенсация рекомендуется в пределах углов от 45° до 90°
(рис. 11.3).
Рис. 11.3. Изменение направления трассы под углом 45° <! а <! 90°
Для обеспечения перемещения трубопровода при температурном уд-
линении устанавливаются амортизирующие прокладки, толщина которых
определяется в зависимости от расчетного температурного удлинения тру-
бопровода и условия, что общее сжатие каждой прокладки не должно пре-
вышать 50% ее толщины.
754
Глава XI
Необходимые размеры компенсационных зон можно определить по
номограмме рис. 11.4 [1, стр. 34] или рассчитать по формулам:
(11.5)
где £кь ^К2 - длины компенсационных зон для углов а = 90° (рис. 11.5);
Е - модуль продольной упругости стальной трубы, Н/мм2;
ДЬ( и ДЬ2 ~ температурное удлинение трубопровода соответственно
длиной L\ и Ь2, м.
£к, м
24 г
EL, мм
Рис. 11.4. Система Г-образная. Длина плеча компенсации LK в зависимости
от удлинения ЛЬ
155
Температурное удлинение LL
участка трубопровода длиной Z,
засыпанного грунтом, определя-
ется по формуле [1,2]
Fl}
Д£ = а(т-/М)£-———, (11.6)
2£-^,р
где а - коэффициент линейного
расширения стальной трубы,
мм/(м°С);
Рис. 11.5. Размеры компенсационных
зон для компенсационных углов а = 90°
т - расчетная температура
теплоносителя, °C;
Гм - температура наружного
воздуха при монтаже трубо-
провода, °C.
Для компенсационных углов 45° < а <90° (рис. 11.6) длина плеч ком-
пенсации £К1 и м, вычисляются с учетом приведенной длины переме-
щений, определяемых по формулам [1,2]
<01= —+4^",
tga sina
(11.7)
А<1
1,5-£-Jh-co2
°доп
(11.8)
1,5-£-
доп
Для углов a < 45° приме-
нение Г-образных компенса-
торов не желательно, т.к. эти
углы являются иекомпенсаци-
Рис. 11.6. Длина плеч компенсации для
углов 45° < a < 90°
онными.
Систему компенсации допускается применять при изменении направ-
ления трассы под углом от 8° до 45°. При этом, во избежание недопусти-
мых напряжений в стенке трубы на расстоянии не более 6 м от поворота
трассы должна быть установлена неподвижная опора либо применена сис-
тема компенсации под углом 90° на расстоянии не более 0,5	[2]. Воз-
можные варианты нетиповой компенсации представлены на рис. 11.7.
756
Глава XI
Рис. 11.7. Варианты систем компенсации при изменении направления трассы
на угол от 8 до 45°
Изменение направления трассы под углом меньше 8° следует считать
прямым участком трубопровода.
При Z-образной компенсации (рис. 11.8) вылет компенсатора Lz, м,
можно определить по номограмме рис. 11.9 [1, стр. 37] в зависимости от
Рис. 11.8. Размеры компенсационных
зон для Z-образных компенсаторов
диаметра трубы dH и удлинения AL
или вычислить по формуле [1]:
где - суммарное удлинение уча-
стков трубопроводов L\ и т.е.
AL = ^Li + ДЛ2, м.
Длина зон компенсации для
плеч Z-образного компенсатора дли-
ной Ц и L2 вычисляется по формуле
LK=O,lJd„Lz. (11.10)
757
При П-образной компенсации (рис. 11.10) вылет компенсатора, Н, м,
можно определить по номограмме рис. 11.11 [1 стр. 39] или вычислить по
формуле [1]:
/7 = 0,7	(11.11)
V °доп
где А£ = Д£, + ЛЛ2.
АЛ
Рис. 11.9. Система Z-образная. Длина плеча компенсации Lz в зависимости от
удлинения AL
758
Глава XI
Рис. 11.10. Компенсационные зоны для П-образных компенсаторов
Рис. 11.11. Система П-образная. Длина плеча компенсации (вылета
компенсатора) Н в зависимости от удлинения AL (AZ = AZ] + Д£2)
759
Длина компенсационной зоны LK, м, вычисляется по формуле [1]
£к=0,1.Д,Я-	(И12)
Необходимыми условиями для использования П-образного компенса-
тора являются следующие соотношения между длинами плеч, спинки и
вылета компенсатора [3]:
Z/1 ^гпах, ^2 — ^тах, 0,5/Z Ss Lcn Н,
0,25 А <2,0.
Z,2
Если длина спинки компенсатора больше вылета (£cn > Н), то П-образ-
ный компенсатор следует рассматривать как два Z-образных компенсатора.
Длину наибольшего плеча П-образного компенсатора рекомендуется
принимать < 60% общей длины участка [4].
11.3.	Прокладка труб с предварительным подогревом
11.3.1.	Прокладка без стартовых компенсаторов
При применении метода прокладки труб с предварительным напряже-
нием (без стартовых компенсаторов) трубопровод после монтажа и прове-
дения гидравлического испытания на прочность перед засыпкой грунтом
подвергается предварительному нагреванию. Компенсация температурных
деформаций происходит за счет изменения осевого напряжения в защем-
ленном теплопроводе. Поэтому область применения тепловых сетей без
постоянно действующих компенсирующих устройств ограничена допусти-
мым перепадом температур Az. Температура предварительного нагрева оп-
ределяется по формуле [4]
<п=(г+«м)/2,	(11-13)
где т - максимальная температура теплоносителя, °C;
tM - температура наружного воздуха при монтаже трубопровода, °C.
Максимальная температура теплоносителя
т =	+
где А/ - максимально допустимый перепад температур теплоносителя,
определяемый по формуле [4]
Аг=Л8.'д«".	(11.14)
а-Е
При достижении температуры предварительного прогрева и достиже-
ния расчетного удлинения производится засыпка траншеи грунтом, после
чего трубопровод прогревается до рабочей температуры.
Сила трения между грунтом и трубой-оболочкой удерживает всю сис-
тему от перемещений, а изменение температурного режима вызывает раз-
760
Глава XI
витие осевых напряжений в стальной трубе, которые не должны превышать
допустимого напряжения сгдоп. Продольные перемещения трубопровода в
этом случае исключаются, т.е. не учитываются.
Осевые напряжения, Н/мм2, при прогреве трубопровода определяются [1]
о = а£Д/,	(11.15)
здесь Л/ - разность температур стенки трубы вначале и после прогрева, °C.
11.3.2.	Прокладка со стартовыми компенсаторами
Стартовый компенсатор отличается от других компенсаторов тем, что
выполняет свою функцию только один раз при первом разогреве трубопро-
вода, после чего производится его фиксация сварным швом, и компенсатор
в дальнейшем играет роль отрезка трубы.
Основным условием для определения числа и мест установки старто-
вых компенсаторов являются условия: о < адоп и Д£ск > Д£, т.е. осевое на-
пряжение в стенке трубы не должно превышать допустимого значения и
компенсирующая способность компенсаторов должна быть больше вели-
чины удлинения трубопровода.
Удлинение Д£ск, м, воспринимаемое компенсатором при предвари-
тельном прогреве, вычисляется по формуле [2]
(11.16)
Максимально допустимое расстояние, м, между стартовыми компенса-
торами составляет [4]
к 200-Лн, г	я-1
-аЕ(т-1м)10"3 J.
(И-17)
Диапазон температур предварительного нагрева, при которых может
быть осуществлена заварка компенсатора [4]
t!T=tM+—ю3; /™"=т-^103.	(11.18)
11*1	Гт*	тг-т	* tin	у-»	X.	х
а-Е	а-Е
О 5/к
LK
Мп ах
0,5 £-тах
Рис. 11.12. Установка стартового компенсатора
Расстояние от стартового компенсатора до места установки ответвле-
ния должно быть не менее Z^/З, а до неподвижной опоры (условной или
реальной) - не более (рис. 11.12).
761
11.4.	Прокладка труб с применением сильфонных
компенсаторов
Компенсация тепловых удлинений прямых участков труб может осу-
ществляться при помощи сильфонных компенсаторов (СК). Как правило,
свободный ход компенсатора составляет 50-200 мм. Это обеспечивает ми-
нимальное перемещение труб при изменении температурного режима в
процессе эксплуатации и вызывает развитие незначительных осевых сжи-
мающих напряжений в трубопроводе.
Прямые участки, прилегающие к сильфонному компенсатору £, м, до
реальной или условной неподвижной опоры должны быть не больше
Максимальная длина участка между двумя соседними компенсато-
рами [1]
I. - Рдоп Ар-Л.
Сила упругой деформации сильфонного компенсатора FKi Н, обычно
приводится в характеристике самого компенсатора или может быть рассчи-
тана по формуле
Д=Р-Л + СК.Д/К,	(11.20)
где Р- расчетное давление в трубопроводе, Н/мм2;
Ак~ внутреннее сечение компенсатора, мм2;
Ск - сила упругости компенсатора, Н/мм2;
Д/к - расчетный ход компенсатора, мм.
Реально величина ограничена компенсационной способностью
подобранного компенсатора. Длина участка, на котором устанавливается
один СК, определяется выражением [4]
_ 1,15-2-Х
«(t-'o)
(11.21)
где X - амплитуда осевого хода компенсатора, мм;
t0 - расчетная температура наружного воздуха для проектирования
отопления, °C.
Установка реальных непод-
вижных опор между сильфонными
компенсаторами не требуется. При
переходе с осевой компенсации на
радиальную, когда сильфонный ком-
пенсатор граничит с участком са-
мокомпенсации, необходима уста-
новка реальной неподвижной опо-
ры (рис. 11.13).
12 < L < 0,5Z.mac
Рис. 11.13. Установка сильфонных
компенсаторов
762
Глава XI
11.5. Компенсационные зоны
Рис. 11.14. Зона компенсации
участка трубопровода
При изменениях температуры теплоносителя необходимо обеспечить
расчетные перемещения плеч Г, П, Z-образных компенсаторов, засыпанных
фунтом.
Под зоной компенсации понимается площадь, ограниченная с одной
стороны длиной компенсационного плеча L\ и с другой стороны высту-
пающим удлинением трубопровода, в
которой происходит перемещение трубо-
провода. Схема участка трубопровода с
зоной компенсации показана на рис. 11.14.
Компенсационные подушки изготав-
ливаются из эластичного материала (вспе-
ненного полиэтилена, губчатой резины,
пенополиуретана). Низкое сопротивление
сжатию этого материала гарантирует сво-
бодное перемещение компенсирующих
плеч и нормальную работу трубопроводов.
Компенсационные подушки уклады-
ваются как отдельные элементы ступеня-
ми. Каждая плита первого слоя принимает
на себя часть удлинения (AZ) на длине L\ следующий слой воспринимает
часть удлинения на длине L", которая определяется по выражению
A£-J£,	(11.22)
Д£
где d- компенсирующая способность плиты.
Количество подушек, устанавливаемых по длине компенсирующего пле-
ча, должно обеспечить покрытие г/з длины плеча. Перемещение компенсатора
величиной 10 мм и менее не требует применения компенсирующих подушек.
Схема установки подушек показана на рис. 11.15 [1].
10 мм < Л£< 20 мм
Один слой амортизирующих
20 мм < ДА< 40 мм
Два слоя амортизирующих
40 мм < ДЛ< 60 мм
Три слоя амортизирующих
подушек
Рис. 11.15. Схема установки подушек
Примечание: аналогична установка амортизирующих подушек на втором плече
Г-образного компенсатора
763
Подушки выполняются двух типов:
-	тип А, [2, рис. 13, табл. 5.1]
-	тип В, [2, рис. 14, табл. 5.2]
Допустимые перемещения трубопроводов при использовании подушек
типа А и В и выбор их количества приведен в [2, рис. 15].
11.6.	Неподвижные опоры
Условная неподвижная опора на прямом участке трубопровода обра-
зуется в таком месте, где наступает равновесие сил трения между грунтом,
трубой и силами, возникающими под влиянием изменения температуры.
Для предохранения трубопровода от разрушающих усилий (превышаю-
щих расчетную прочность), возникающих при температурных удлинениях, в
отдельных случаях необходимо устанавливать реальные неподвижные опоры.
Реальная неподвижная опора устанавливается в следующих случаях:
1.	При выполнении угла поворота трассы от 10° до 45°. Неподвижные
опоры должны устанавливаться на расстоянии не более 6 м от поворота
трассы (рис. 11.7), либо применена система компенсации под углом 90° на
расстоянии не более чем О^Дли (рис. 11.7).
2.	На вводах в здание, когда прямолинейный участок трубопровода,
непосредственно входящий в здание, имеет длину более 10 м.
3.	При переходе диаметров больше чем на один типоразмер с целью за-
щиты участка с меньшим диаметром трубы (рис. 11.16а). При разнице диа-
метров на один типоразмер неподвижная опора может не устанавливаться, но
рекомендуется проверять такие ситуации расчетом при конкретных условиях.
4.	Для защиты трубопроводов при комбинации осевой и радиальной
компенсации (рис. 11.13).
5.	Для защиты малых компенсационных плеч при радиальной компен-
сации (рис. 11.166).
существующую неподвижную
опору демонтировать
Рис. 11.16. Установка неподвижных опор
764
Глава XI
6.	На ответвлении от основного теплопровода, выполненного с помо-
щью прямого или углового тройника (рис. 11.1 бе).
7.	При комбинации канальной и бесканальной прокладки трубопрово-
да (рис. 11.16г).
В [1, табл. 12.1] приведены наиболее распространенные случаи уста-
новки реальных неподвижных опор с формулами для определения дейст-
вующих сил. На рисунках в таблице длины участков по обе стороны от
опоры не превышают L^.
11.7.	Ответвления трубопроводов
Ответвления при бесканальной прокладке трубопроводов выполняют-
ся при помощи прямых, угловых или параллельных тройников (рис. 11.17).
Рис. 11.17. Тройник в полиэтиленовой оболочке
а - прямой; б — угловой; в — параллельный
765
Для предохранения основного трубопрово-
да и его ответвлений от напряжений, превы-
шающих допустимые значения при температур-
ном удлинении, необходимо соблюдение сле-
дующих условий:
1)	При применении прямого или углового
тройника ответвление следует устраивать в ви-
де Z-образного участка с выполнением всех
требований для Z-образного компенсатора (рис.
11.18а).
Если ответвление невозможно выполнить в
виде Z-образного участка, то на ответвлении
устанавливается неподвижная опора (рис.
11.186). При этом обязательно устройство ком-
пенсационных зон как для Г-образной компен-
сации с двойным удлинением.
2)	При применении параллельного тройни-
ка ответвление рассматривается как Г-образный
участок компенсации. Причем компенсацион-
ное плечо принимается с запасом 1,5-2,0 м.
3)	При радиальной компенсации ответвле-
ние от основного теплопровода следует выпол-
нять на расстоянии от компенсационной зоны
не менее 0,3 ее длины (рис. 11.19). Причем уд-
линение основного теплопровода в месте от-
ветвления не должно превышать 50 мм.
4)	Ответвления от основного теплопрово-
да, как правило, должны предусматриваться в
зоне минимальных перемещений у неподвиж-
ных опор (реальных или условных). При этом
ответвление следует обкладывать амортизи-
рующими прокладками для обеспечения боко-
вых перемещений.
Рис. 11.18. Ответвление
с применением прямого
или углового тройника
Рис. 11.19. Ответвление
от основного теплопро-
вода вблизи Г-образного
компенсатора
11.8.	Присоединение к теплопроводам канальной
прокладки
Присоединение бесканальных предизолированных трубопроводов к
существующим теплопроводам канальной прокладки встречается в практи-
ке при реконструкции существующих тепловых сетей.
При подсоединении бесканальной прокладки к канальной на прямых
участках не следует передавать нагрузки от бесканальных трубопроводов
на канальные. Это достигается основными способами, представленными на
рис. 11.16 и 11.20а.
766
Глава XI
При ответвлении бесканального трубопровода от канального может
применяться компенсационная ниша. Разгрузку трубопроводов каналь-
ной прокладки от влияния бесканальных трубопроводов при ответвлении
лучше выполнять при помощи самокомпенсирующих участков; осевые
компенсаторы в этих случаях не рекомендуются. Применение реальных
неподвижных опор допускается только на бесканальном трубопроводе
(рис. 11.206).
Рис. 11.20. Присоединение бесканальной прокладки трубопровода к канальной
а - сочетание канальной и бесканальной прокладок теплопроводов; б - ответвление
бесканального теплопровода от канального с использованием компенсационных ниш
В местах сопряжения бесканальных участков теплопроводов с каналь-
ными следует устанавливать резиновые или стальные гильзы с сальнико-
вым уплотнением, обеспечивающим возможность боковых перемещений.
Проходы теплопроводов сквозь стенки камер и фундаменты зданий
также осуществляются с помощью установки специальных резиновых (по-
лимерных или стальных с сальниковым уплотнением) гильз с последую-
щим бетонированием.
Ввод теплопровода в здание можно выполнять одним из способов,
представленных на рис. 11.21.
Рис. 11.21. Ввод трубопроводов в здание
767
Узлы выхода теплопроводов из здания и камеры показаны в [1, прилож.].
11.9.	Установка арматуры и фасонных изделий
Вся запорная арматура, фасонные изделия-отводы, тройники, перехо-
ды, сильфонные компенсаторы, концевые элементы, спускники и воздуш-
ники поставляются изолированными пенополиуретаном в полиэтиленовой
оболочке с патрубками под сварку.
Предварительно изолированные отводы выполняются с углами до 90°.
Угол отводов определяется как отклонение от осевого направления основ-
ного теплопровода. Основные размеры гнутых, крутоизогнутых и сварных
отводов приведены в [5].
В качестве запорной арматуры на предизолированных трубопроводах
применяются шаровые краны (клапаны), устанавливаемые непосредствен-
но в грунт под ковер или в камерах. Арматура поставляется в комплекте с
четырехгранным ключом, на котором указано положение шарового клапа-
на (открыто, закрыто).
Управление шаровыми кранами £)у<150 мм осуществляется Т-образ-
ным ключом; кранами Dy 200-350 мм - переносными планетарными редук-
торами; кранами Dy > 400 мм - герметичными стационарными редукторами.
Расстояние от верха управляющей головки крана до верха обреза люка
должно быть в пределах 200-500 мм [1].
Для всех типоразмеров шаровых кранов расстояние по горизонтали от оси
управляющей головки до внутренней поверхности люка должно быть не менее
150 мм с учетом максимальных расчетных температурных перемещений [1].
Уровень песчаной засыпки внутри узлов управления должен быть на
200 мм ниже верха головок управления шаровых кранов, верха изоляции
патрубков воздушников [1].
Строительные конструкции должны исключать «замыв» грунтом вы-
шеуказанный уровень песчаной засыпки.
Основные размеры предизолированных шаровых кранов приведены в [5].
В нижних точках тепловых сетей предусматриваются спускники для
отвода воды в дренажные колодцы, а в верхних точках - патрубки воздуш-
ников или воздухоотводящие трубопроводы.
Трубопроводы для спуска воды и отвода воздуха присоединяются к
теплопроводам с помощью предизолированных тройников. На трубопрово-
дах дренажа и воздухоудаления предусматриваются зоны компенсации.
11.10.	Системы аварийной сигнализации
Для контроля за теплофизическим состоянием тепловой изоляции пре-
дизолированные теплопроводы оснащены системой оперативного дистан-
ционного контроля (ОДК), которая позволяет выявить участки с повышен-
ной влажностью пенополиуретана.
Принцип действия системы ОДК импульсного типа основан на измере-
нии электрического сопротивления теплоизоляционного слоя между сталь-
768
Глава XI
ной трубой и проводами системы контроля. Сигнальную цепь образуют 2
медных провода, каждый площадью сечения 1,5 мм2, проходящие по всей
длине теплопровода. Провода системы контроля располагаются в тепловой
изоляции в положении «без десяти минут два часа» на расстоянии 10-25 мм
от поверхности стальной трубы [4].
Основной сигнальный провод располагается справа по ходу движения
теплоносителя, второй провод — транзитный располагается слева. Все от-
ветвления от теплопровода присоединяются в разрыв правого сигнального
провода, левый транзитный провод не проходит через ответвления.
При монтаже сигнальной системы на стыках используют специальные
обжимные муфты, которые обеспечивают сращивание сигнальных проводов.
Соединительные кабели служат для соединения сигнальных проводов в
разных трубах между собой или с коммутационными терминалами, а также
для удлинения концевых кабелей и промежуточных кабельных выводов.
Коммутационные терминалы представляют собой коробку с герметич-
ным кабельным вводом сигнальных проводов с клеммами для подсоедине-
ния приборов контроля за состоянием тепловой изоляции и произведения
периодических замеров.
Монтаж и эксплуатация системы оперативного дистанционного кон-
троля (ОДК) импульсного типа приведена в [6].
ПРИМЕР 11.1. Разработать монтажную схему участка тепловой сети,
схема которой показана на рис. 11.22. Тепловые сети из предизолирован-
ных трубопроводов JHX5 = 325x8 проложены бесканально с использовани-
ем П и Г-образных компенсаторов. Стальная труба марки ВстЗсп5; номи-
нальное допустимое напряжение [о] = 137 МПа; коэффициент линейного
расширения стальной трубы а = 1,25-10-5 1/°С; коэффициент трения между
трубой-оболочкой и песчаной обсыпкой ц = 0,4; коэффициент нагрузки
стальной трубы v= 1,1; плотность засыпного грунта р= 1800 кг/м3; коэф-
фициент бокового давления грунта Ко = 0,5; модуль продольной упругости
трубы £' = 2105 Н/мм2; температура наружного воздуха при монтаже
ГМ = 1О°С; расчетная температура теплоносителя т=130°С; глубина зало-
жения теплопровода h = 1,2 м.
Рис. 11.22. Расчетная схема тепловой сети
769
Решение. Используем поворот трассы УП в качестве Г-образного
компенсатора. Определяем максимальную монтажную длину L^, м, пря-
мого участка трубопровода от неподвижной опоры (реальной или услов-
ной) до компенсатора по выражению (11.2)
где Атр — площадь поперечного сечения стенки стальной трубы, мм2;
= п (d„ - 5) 5 = 3,14 (325 - 8) 8 = 7963 мм2;
Ода - допускаемое осевое напряжение трубы, Н/мм2;
Одо„ = 1,25 [ст] = 1,25 -137 = 171 Н/мм2;
F- сила трения между грунтом и полиэтиленовой трубой-оболочкой, Н/м;
= 0,4-1,1 • 1,2-1800-9,8
F= ц-v/z-p q
1+0,5А
3,14-0,45 = 9870 Н/м.
Следовательно,
^гпах
7963-171
9870
= 138м.
Принимаем плечо Г-образного компенсатора равным 138 м (рис. 11.23).
Оставшийся прямолинейный участок от Г-образного компенсатора до
источника теплоты длиной L = 350 - 138 = 212 м необходимо скомпенсиро-
вать П-образным компенсатором.
Поскольку 2£тах = 2 -138 = 276 м > 212 м, то устанавливаем один
П-образный компенсатор К1, который располагаем в центре пролета
1 = 212 м.
Принимая длину спинки компенсатора равной 4 метрам, находим дли-
ну плеч П-образного компенсатора
г .	212-4
= £2 =-----= 104 M.
Поскольку плечи П и Г-образного компенсаторов не равны (104 < 138),
между ними устанавливаем реальную неподвижную опору Н2 (рис. 11.23).
Суммарное удлинение плеч П-образного компенсатора находим по
формуле (11.6)
а(г-?м)Л
FL2
2ЕА
=2 1Э25-10“5(130 —10) 104-987°510-—
2210s-7963
= 0,245 м.
770
Глава XI
Находим вылет П-образного компенсатора по выражению (11.11)
0 7 ll,5£<f,A£ = 0 7 I I^^-IO^O,325-0,245
’ V °доп ’ V	171
Плечо Г-образного компенсатора на участке от УП до разветвления
теплопровода в УТ1 (участок длиной 250 м) найдем из условия равенства
его с плечами П-образного компенсатора К2, установленного на оставшем-
ся участке после Г-образного компенсатора.
Принимая длину спинки П-образного компенсатора равной 4 м, нахо-
дим плечи Г и П-образных компенсаторов (рис. 11.23)
250-4
3
= 82 м.
Поскольку плечи Г и П-образных компенсаторов равны, между ними
будет находиться условная неподвижная опора УН.
При равных длинах плеч П-образного компенсатора К2 суммарное их
удлинение при изменении температурного режима составит
Д£=2 a(x-ZM)£
FL2
2ЕА^
=2 1,25-10'5(130-10)82
9870-822
2-2-Ю5-7963
= 0,204 м.
771
Вылет П-образного компенсатора
11,5-£Лн-Д£ I 1,5- 2 105 0,325 0,204
V °доп ' ’ V	171
Определив размеры компенсаторов и места их установки разрабатыва-
ем монтажную схему трубопроводов, располагая подающий трубопровод
справа по ходу движения теплоносителя от источника теплоты (рис. 11.23).
Поскольку в УТ1 имеется переход диаметров, устанавливаем непод-
вижную опору на теплопроводе большего диаметра. Ответвление присое-
диняем через параллельный тройник.
ПРИМЕР 11.2. Предварительно изолированные теплопроводы проло-
жены с предварительным подогревом и использованием стартовых компен-
саторов. Определить количество установленных компенсаторов и темпера-
туру предварительного нагрева. Схему теплопроводов и исходные данные
взять из примера 11.1 (рис. 11.22).
Решение. Допускаемое осевое напряжение сдоп = 171 МПа; площадь
поперечного сечения стенки трубы = 79,63 см2; сила трения между грун-
том и трубой-оболочкой F = 9870 Н/м (см. Пример 11.1).
По формуле (11.18) находим диапазон температур предварительного
нагрева, при которых может быть осуществлена заварка компенсаторов,
принимая /м = 10°С; т = 130°С:
max + Ялоп. = , о +--------Ц!------
а-Е l,25-10’s-2-105
= 78,4°С;
/т1П =Т
*'ПН **
-^£22- = 13О------------------ = 61,6°С.
а-Е 1,25-10 -2-105
Температуру предварительного нагрева находим как среднее значение
Гпн = 70°С, тогда осевые напряжения в рабочем состоянии составят:
а = а£(т -/п„) = 1,25 • 10~5- 2  105(130 - 70) = 150 МПа <171 МПа,
а осевые напряжения при прогреве
с = аЕЫ = 1,25 • 105 • 2 • 105(70 -10) = 150 МПа,
т.е. такие же, как и в рабочем состоянии.
Максимальное допустимое расстояние между стартовыми компенсато-
рами определяем по выражению (11.17)
к 200-4)Г
Т-niax  -^-2{2аЛОп - а£(т -/„)]=
200-79,63
9870
Г2-171-1,25-10”5-2-105(130-10)1 = 68м.
772
Глава XI
Угол поворота трассы используем в качестве Г-образного компенсато-
ра с длиной плеч 138 м и 82 м (см. пример 11.1).
Температурное удлинение прямолинейного участка теплосети от
Г-образного компенсатора до источника теплоты длиной £ = 350 - 138 =
= 212м компенсируем установкой стартовых компенсаторов, расстояние
между которыми должно быть не более £IJnax (рис. 11.24).
Между Г-образным компенсатором и участком со стартовыми компен-
саторами располагается условная неподвижная опора УН1 (плечо Г-образ-
ного компенсатора равно £тах).
На расстоянии £bJnax/2, равном 34 м, от реальной Н1 и условной УН1
неподвижных опор устанавливаем стартовые компенсаторы. Поскольку
расстояние между ними превышает £^пах(212 - 34-2 = 144 > 68), то устанав-
ливаем еще два компенсатора (рис. 11.24).
Величину удлинения трубопровода, которую должен воспринять один
стартовый компенсатор, находим по выражению (11.6)
Д£ = а(т-7м)£
FL2
9870. 482
= 1,25 • 10-5 (70-10)48----;-------- 0,029 м.
2-2 105-7963
Аналогично находим количество и'места установки стартовых ком-
пенсаторов на участке от УП до разветвления трубопроводов.
Поскольку плечо Г-образного компенсатора меньше £пих(82 < 138 м),
то устанавливаем реальную неподвижную опору Н2.
773
Находим удлинение участка трубопровода, которое будет восприни-
мать один компенсатор
AL )-^
FL2
9R70•SO2
= 1,25 -1 СГ5 (70 -10) 50------------ 0,0298 м.
2-2 105-7963
ПРИМЕР 11.3. Предварительно изолированные трубопроводы проло-
жены бесканальным способом с использованием двухсильфонных компенса-
торов 2СКУ-16-300-360. Амплитуда осевого хода компенсатора X = ±180 мм.
Схема тепловой сети и исходные данные см. пример 11.1. Расчетная темпе-
ратура наружного воздуха t0 = -25°С. Определить места установки сильфон-
ных компенсаторов и неподвижных опор.
Решение. Находим максимальную длину участка, на котором
устанавливается один компенсатор по формуле (11.21)
LK
'-'max
1,15-2-Х
а(т-/о)
1,15-2180
1,2510^(130 + 25)
= 213677 мм = 213,7 м.
Поворот трассы УП используем в качестве Г-образного компенсатора
с плечами 138 м и 82 м (см. пример 11.1).
Оставшийся прямолинейный участок теплосети от Г-образного ком-
пенсатора до источника теплоты длиной L = 350 -138 = 212м можно ском-
пенсировать одним сильфонным компенсатором, т.к. 212 < 213,7 м.
Сильфонный компенсатор устанавливаем в середине участка 212 м
(рис. 11.25). При переходе с осевой компенсации на радиальную (Г-образ-
ный компенсатор) устанавливаем реальную неподвижную опору Н2.
Плечо Г-образного компенсатора на участке УП-разветвление теплотрас-
сы принимаем 82 м. Оставшаяся длина участка составляет 250 - 82 = 168 м.
В середине этого участка устанавливаем один сильфонный компенсатор
(168 < 213,7 м), а между ними реальную неподвижную опору НЗ (рис. 11.25).
774
Глава XI
ПРИМЕР 11.4. Определить длину вылета П-образного компенсатора
(рис. 11.26). Трубопровод диаметром 325x8/450 мм. Длина плеч компенса-
тора L}=L2= 105 м.
Г^Юбм
Рис. 11.26. Схема П-образного компенсатора
Решение. Находим суммарное удлинение плеч компенсатора Д£ =
=	+ ДТ2- При равенстве плеч L\ -L2 - 105 м суммарное удлинение оп-
ределяем по формуле (11.6)
Д£ = 2 а(г-Гм)24
где а - коэффициент линейного расширения трубы, а = 1,25-10“5 1/°С;
т - расчетная температура теплоносителя, т = 130°С;
tK - температура монтажа, tM = 10°С;
F- сила трения между трубой - оболочкой и грунтом, F — 9870 Н/м;
Е - модуль продольной упругости трубы, Е = 2 • 105 Н/мм2;
Атр - площадь поперечного сечения стенки стальной трубы, А = 7963 мм2.
Д£=2 1,25 10’5(130-10)105
9870 1052
2-2-1О5-7963
-I
= 0,247 м.
Вылет компенсатора Н, м, при допускаемом осевом напряжении
сдоп =171 Н/мм2 (пример 11.1)
/1,5 £Л-ДД I1,5-2-105-0,325-0,247 _
п = U, / |----------— и, --------------------------о,эМ.
V адов	’	171
ПРИМЕР 11.5. Определить вылет Z-образного компенсатора (рис.
11.27). Трубопровод диаметром 325x8/450 мм. Длина плеч компенсатора
L\ = 80 м, L2 - 60 м. Необходимые данные принять из примера 11.4.
Решение. Находим температурные удлинения плеч компенсатора по
формуле (11.6)
775
 = 1,25-IO"5 (130-10)80-98705—--= 0,1 м.
2ЕА„	2-2105-7963
= 1,25 • 10"5 (130 -10)60---70.б--= 0,08 м.
2Е-А—	2-2 105 7963
Рис. 11.27. Схема Z-образного компенсатора
Суммарное удлинение участков L\ и £2
ЛЛ = Дй + ЛЛ2 = 0,10 + 0,08 = 0,18 м.
Вылет компенсатора по формуле (11.9)
11,5 2 10s 0,325>0,18
N	171
= 10,1 м.
ПРИМЕР 11.6. Определить длины зон компенсации для Г-образного
компенсатора (рис. 11.28). Трубопровод диаметром 325x8/450 мм. Длина
плеч Г-образного компенсатора L\ = 138 м; L2 = 82 м.
X-
Н1
Ц = 138м
Рис. 11.28. Схема Г-образного компенсатора
776
Решение. По формеле (11.6) находим температурные удлинения плеч
компенсатора, принимая данные для расчета из примера 11.4
9Я70.1 те2
Д£, = 1,25 -10-5 (130 -10)138-— = о, 148 м.
2-2 105-7963
9R70.R22
Мг = 1,25 • 10"5(130 -10) 82-----;----= 0,102 м.
2-2105-7963
Зная и ДА2 находим длины компенсационных зон по формуле (11.5):
,	, , 11,5 E d» ЛЕ, . „ 1 1,5-2-105 0,325-0,102
lki -1>2 J--------------- У, z м.
\ ^ДОП	»	171
1,5-2-105-0,325-0,148
— 11,1 м.
171
Литература
1.	Рекомендации по проектированию предварительно изолированных труб произ-
водства ООО «Сармат»/ООО «Сармат» Управление ПИ-труб. - Мн., 2004. - 62 с.
2.	Проектирование и строительство тепловых сетей из теплогидропредизолирован-
ных труб: Пособие ГЛ-98 К СНиП 2.04.07-86. - Мн.: Минстройархитектура РБ,
1999.-48 с.
3.	Рекомендации по проектированию и строительству тепловых сетей из предизо-
лированных труб, производимых согласно ТУ РБ 14739482. 130-97/СКТБ ООО
«Сармат» - Мн., 2001. - 43 с.
4.	Проектирование и строительство тепловых сетей бесканальной прокладки из
стальных труб с индустриальной тепловой изоляцией из пенополиуретана в по-
лиэтиленовой оболочке СП 41-105-2002: Свод правил по проектированию и
строительству. — М.: Госстрой России, 2003. - 31 с.
5.	Каталог предварительно изолированных труб производства ООО «Сармат» / ООО
«Сармат» Управление ПИ-труб. - Мн., 2004. - 59 с.
6.	Инструкция по проектированию, монтажу и эксплуатации системы оперативного
дистанционного контроля (ОДК) импульсного типа. - 2-е изд. / ООО «Сармат»
Управление ПИ-труб. - Мн., 2004. - 54 с.
777
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие.........................................................3
Глава I. Методические указания и примеры расчетов по выполнению
курсового и дипломного проектов «Отопление зданий различного
назначения».........................................................5
1.1.	Исходные данные для проектирования.............................5
1.2.	Определение расчетных температур в неотапливаемых помещениях...5
1.3.	Расчетные потери теплоты отапливаемого здания. Расчет тепловой
мощности системы отопления..........................................8
1.3.1.	Определение основных и добавочных потерь теплоты помещения
через ограждающие конструкции...................................10
1.3.2.	Определение расхода теплоты на нагревание инфильтрующегося
наружного воздуха через ограждающие конструкции.................12
1.3.3.	Определение суммарного теплового потока, регулярно
поступающего в помещения здания от различных источников;
затраты теплоты на нагревание холодных материалов...............18
1.3.4.	Тепловой баланс помещений и здания.......................18
1.4.	Выбор и конструирование системы отопления.....................20
1.4.1.	Выбор и размещение отопительных приборов и элементов
системы отопления в помещениях здания...........................21
1.4.2.	Способы присоединений различного типа отопительных
приборов к трубопроводам системы отопления и устройства
для регулирования теплоотдачи отопительного прибора.............26
1.4.3.	Выбор схемы присоединения системы водяного отопления к
тепловым сетям..................................................28
1.4.4.	Конструирование и некоторые положения по выполнению
чертежей систем отопления.......................................30
1.4.5.	Конструирование систем напольного отопления..............33
1.4.6.	Конструирование систем электрического отопления..........35
1.4.7.	Конструирование систем воздушного отопления..............36
1.5.	Определение расчетного теплового потока и расхода теплоносителя
для расчетного участка системы отопления, расчетной мощности
системы водяного отопления.........................................37
1.6.	Гидравлический расчет системы водяного отопления..............39
1.6.1.	Исходные данные..........................................39
1.6.2.	Основные принципы и последовательность гидравлического
расчета системы отопления и подбора регулирующих клапанов.......41
1.6.3.	Методы гидравлического расчета трубопроводов.............45
1.6.4.	Гидравлический расчет однотрубной системы водяного
отопления методом характеристик сопротивления.
Определение характеристик и подбор балансовых клапанов..........46
1.6.5.	Гидравлический расчет двухтрубной системы водяного отопления
методом удельных потерь давления. Определение характеристик и
подбор клапанов отопительных приборов...........................56
778
1.6.6.	Конструирование и подбор оборудования теплового пункта
системы водяного отопления...................................... 59
1.6.7.	Подбор циркуляционного насоса системы водяного отопления..61
1.6.8.	Выбор типа и подбор расширительного бака..................63
1.6.9.	Особенности теплового и гидравлического расчета систем
напольного отопления.............................................66
1.7.	Тепловой расчет системы отопления...............................74
1.8.	Особенности конструирования и расчета системы теплоснабжения
калориферов.........................................................78
1.9.	Расчет систем парового отопления................................79
1.10.	Определение годового расхода энергии на отопление и вентиляцию
здания...............................................................81
1.11.	Определение величины экономии энергии за счет программируемого
снижения температуры воздуха в помещениях в нерабочие дни............83
1.12.	Определение показателей экономической эффективности
энергосберегающих мероприятий........................................85
1.12.1.	Натуральные технико-экономические показатели (годовая
экономия энергоресурсов).........................................87
1.12.2.	Исходные стоимостные показатели..........................87
1.12.3.	Критерии экономической эффективности инвестиций для ЭСМ
первой группы.....................................................89
1.12.4.	Критерии экономической эффективности инвестиций для ЭСМ
второй группы....................................................91
1.12.5.	Рабочая методика отбора лучшего варианта ЭСМ.............94
1.12.6.	Формы ТЭО энергосберегающих мероприятий..................95
Литература...........................................................103
Глава II. Методические указания и примеры расчетов по курсовым
проектам «Вентиляция общественного здания», «Вентиляция и
отопление промышленного здания» и курсовой работе
«Кондиционирование воздуха и холодоснабжение»...........................104
2.1.	Вентиляция общественного здания...............................104
2.1.1.	Исходные данные для выполнения курсового проекта и его объем.104
2.1.2.	Расчетные параметры наружного и внутреннего воздуха.....105
2.1.3.	Расчет поступлений теплоты, влаги и вредных веществ в
помещения......................................................106
2.1.4.	Расчет воздухообмена в помещениях.......................122
2.1.5.	Организация воздухообмена в помещениях, расчет количества
и размещение вентиляционных каналов на планах здания...........128
2.1.6.	Расчет воздухораспределения в помещении.................133
2.1.7.	Аэродинамический расчет воздуховодов....................140
2.1.8.	Подбор вентиляционного оборудования.....................153
2.1.9.	Глушители шума..........................................170
2.2.	Вентиляция и отопление промышленного здания...................182
2.2.1.	Исходные данные для выполнения проекта, оформление, выбор
расчетных данных................................................182
779
2.2.2.	Расчет теплопоступлений, составление тепловых балансов
и выбор системы отопления.......................................188
2.2.3.	Определение производительности местной вытяжной
вентиляции..................................................... 192
2.2.4.	Воздушное душирование....................................198
2.2.5.	Расчет воздухообмена.....................................198
2.2.6.	Воздушно-тепловые завесы.................................207
2.2.7.	Распределение воздуха....................................211
2.2.8.	Аэродинамический расчет систем вентиляции................213
2.3.	Кондиционирование воздуха и холодоснабжение.......................220
2.3.1.	Исходные данные для выполнения курсовой работы...........220
2.3.2.	Системы кондиционирования воздуха...........................222
2.3.3.	Построение на I-d диаграмме основных процессов обработки
воздуха в теплый и холодный периоды года........................237
2.3.4.	Выбор холодильной машины.................................277
2.3.5.	Проектирование системы кондиционирования воздуха офисных
и жилых помещений...............................................283
Литература..........................................................291
Глава III. Методические указания и примеры расчетов к курсовой
работе «Централизованное горячее водоснабжение жилого
микрорайона»........................................................293
3.1.	Исходные данные для проектирования, содержание и объем
курсовой работы.................................................... 293
3.2.	Обоснование выбора системы горячего водоснабжения.
Конструктивные элементы системы.....................................294
3.3.	Определение расчетных расходов горячей воды и теплоты..........297
3.4.	Расчет и построение графиков расхода теплоты...................301
3.5.	Гидравлический расчет подающих теплопроводов системы горячего
водоснабжения.......................................................303
3.6.	Расчет потерь теплоты подающими теплопроводами.................308
3.7.	Определение циркуляционных расходов воды.......................314
3.8.	Корректировка гидравлического расчета подающих теплопроводов...317
3.9.	Гидравлический расчет циркуляции в системе горячего водоснабжения.318
3.10.	Подбор оборудования центрального теплового пункта.............322
Литература..........................................................335
Глава IV. Методические указания и примеры расчетов для
курсового проекта «Теплоснабжение района	города»..................336
4.1.	Исходные данные для проектирования, содержание и объем
курсового проекта...................................................336
4.2.	Описание системы теплоснабжения................................337
4.3.	Определение расчетных тепловых нагрузок района города.
Построение графиков расхода теплоты.................................338
4.4.	Регулирование отпуска теплоты..................................346
4.4.1.	Регулирование отпуска теплоты в закрытых системах
теплоснабжения..................................................346
780
4.4.2.	Регулирование отпуска теплоты в открытых системах
теплоснабжения..................................................352
4.5.	Определение расчетных расходов теплоносителя в тепловых сетях..357
4.5.1.	Закрытые системы теплоснабжения..........................357
4.5.2.	Открытые системы теплоснабжения..........................358
4.6.	Выбор конструкции тепловой сети и разработка монтажной схемы...359
4.7.	Гидравлический расчет водяных тепловых сетей.................. 365
4.8.	Определение расходов воды и гидравлический расчет сети при
аварийных режимах...................................................376
4.9.	Разработка графиков давлений и выбор схем присоединения абонентов
к тепловым сетям....................................................378
4.10.	Разработка и построение продольного профиля тепловых сетей....380
4.11.	Подбор основного оборудования теплоподготовительной установки
источника теплоты...................................................385
4.12.	Механический расчет теплопроводов.............................394
4.13.	Тепловой расчет теплоизоляционной конструкции.................405
4.14.	Тепловой и гидравлический расчет водоподогревательных установок..421
Литература......................................................... 433
Глава V. Методические указания по дипломному проекту
«Теплоснабжение города».............................................434
5.1.	Состав и содержание проекта....................................434
5.2.	Общие указания по выполнению проекта...........................435
5.3.	Методические рекомендации и примеры расчетов для дипломного
проекта.............................................................436
5.3.1.	Методика построения графиков регулирования для закрытых
систем теплоснабжения...........................................436
5.3.2.	Методика построения графиков регулирования для открытых
систем теплоснабжения...........................................446
5.3.3.	Гидравлический расчет паропроводов.......................453
5.3.4.	Гидравлический расчет конденсатопроводов.................462
5.3.5.	Тепловой и гидравлический расчет пароводяных подогревателей.466
Литература..........................................................469
Глава VI. Методические указания к дипломным проектам по
отоплению, вентиляции, кондиционированию воздуха и курсовым
работам «Экологическое обоснование промышленного объекта» и
«Очистка вентиляционных выбросов и энергосбережение
промышленного объекта».................................................470
6.1.	Исходные данные, состав и общие указания по выполнению
дипломного проекта.....................................................470
6.2.	Особенности экологической и энергосберегающей направленности
специальности «Теплогазоснабжение, вентиляция и охрана
воздушного бассейна»................................................473
6.2.1.	Влияние деятельности человека на состояние окружающей
природной среды............................................476
6.2.2.	Историческое и современное содержание охраны природы.....479
781
6.2.3.	Структура и состав атмосферы.............................480
6.2.4.	Загрязнение атмосферы, его источники и последствия.......482
6.3.	Исходные данные и содержание курсовых работ экологической и
энергосберегающей направленности....................................485
6.4.	Расчеты выделений вредных веществ в воздушную среду
технологическим оборудованием промышленных предприятий..............488
6.4.1.	Участки механической обработки материалов................490
6.4.2.	Цеха и участки сварки и резки металлов...................493
6.4.3.	Кузнечно-прессовые и термические цеха....................494
6.4.4.	Участки нанесения лакокрасочных покрытий.................496
6.4.5.	Участки механической обработки древесины.................499
6.4.6.	Цеха и участки химической и электрохимической обработки
металлов...................................................500
6.5.	Расчеты выбросов в атмосферу вредных веществ при сжигании топлива.504
6.5.1.	Расчет выбросов твердых частиц...........................505
6.5.2.	Расчет выбросов оксидов серы.............................508
6.5.3.	Расчет содержания оксида углерода в дымовых газах........509
6.5.4.	Расчет выбросов оксидов азота............................511
6.5.5.	Расчет выбросов оксидов ванадия..........................513
6.6.	Анализ влияния выбросов в атмосферу проектируемым
промышленным объектом на окружающую среду...........................514
6.6.1.	Нормирование качества атмосферного воздуха..................514
6.6.2.	Определение доминирующей вредности..........................516
6.6.3.	Расчет рассеивания в атмосфере вредных веществ газовых
выбросов...................................................519
6.6.4.	Нормирование предельно допустимых выбросов...............525
6.6.5.	Обоснование размеров санитарно-защитной зоны.............528
6.7.	Очистка газовых выбросов и энергосбережение....................529
6.7.1.	Очистка газовых выбросов от пылей........................530
6.7.2.	Очистка выбросов от газообразных компонентов.............541
6.7.3.	Энергосбережение в системах очистки газовых выбросов при
объединении с энерготехнологией.................................546
Литература..........................................................557
Приложения..........................................................559
Глава VII. Теплотехнический расчет наружных ограждающих
конструкций отапливаемых зданий.....................................568
7.1.	Основные положения теплотехнического проектирования наружных
ограждающих конструкций.............................................568
7.2.	Расчетные условия..............................................569
7.3.	Сопротивление теплопередаче наружных ограждающих
конструкций.........................................................571
7.4.	Сопротивление паропроницанию наружных ограждающих
конструкций.........................................................581
7.5.	Сопротивление воздухопроницанию ограждающих конструкций........585
7.6.	Теплоустойчивость помещений....................................589
Литература..........................................................598
782
Глава VIII. Рекомендации по использованию элементов
энергосбережения в зданиях и сооружениях при выполнении
курсовых и дипломных проектов.........................................599
8.1.	Общие соображения............................................... 599
8.2.	Установка приборов учета и регуляторов.......................... 601
8.3.	Тепловая изоляция................................................603
8.4.	Учет климатических условий при расчете отопления.................606
8.5.	Экономия электроэнергии в зданиях и сооружениях..................609
8.6.	Нормирование потребления ТЭР.................................... 611
Литература........................................................... 615
Глава IX. Методические указания и примеры расчетов для курсового
проекта «Газоснабжение города»........................................616
9.1.	Исходные данные для проектирования, содержание и объем курсового
проекта............................................................ 616
9.2.	Характеристика объекта проектирования и потребителей газа........617
9.3.	Определение свойств газообразного топлива........................618
9.4.	Определение количества сетевых ГРП...............................623
9.5.	Определение расходов газа потребителями города...................624
9.6.	Выбор системы газоснабжения города...............................638
9.7.	Гидравлический расчет кольцевой сети среднего(высокого) давления.639
9.8.	Гидравлический расчет распределительной сети низкого давления....651
9.9.	Устройство внутреннего газоснабжения.............................658
9.10.	Гидравлический расчет внутридомовых газопроводов................663
9.11.	Выбор и расчет газовых горелок для котлов квартальной котельной.673
9.11.1.	Расчет подовой горелки....................................673
9.11.2.	Расчет инжекционной горелки среднего давления.............680
9.12.	Подбор и расчет оборудования для ГРУ квартальной котельной......688
Литература............................................................696
Глава X. Методические указания к дипломному проекту по
газоснабжению.........................................................698
10.1.	Состав и содержание проекта.....................................698
10.2.	Общие указания по оформлению проекта............................699
10.3.	Методические рекомендации и примеры расчетов по проекту.........700
10.3.1.	Выбор схемы газоснабжения промышленного предприятия.......700
10.3.2.	Определение расходов газа промышленными агрегатами и
котлами........................................................702
10.3.3.	Выбор и расчет горелочных устройств газоиспользующих
агрегатов......................................................705
10.3.4.	Гидравлический расчет газовых сетей предприятий...........716
10.3.5.	Выбор схемы газоснабжения сельскохозяйственных объектов...720
10.3.6.	Определение расчетных расходов газа сельскохозяйственными
потребителями..................................................725
10.3.7.	Гидравлический расчет газопроводов сельскохозяйственных
объектов.......................................................731
10.3.8.	Защита газопроводов от коррозии...........................736
Литература...........................................................746
783
Глава XI. Подземные бесканальные тепловые сети из
предварительно изолированных трубопроводов.........................748
11.1.	Общие положения..............................................748
11.2.	Компенсационный метод прокладки предизолированных труб.......752
11.3.	Прокладка труб с предварительным подогревом..................759
11.3.1.	Прокладка без стартовых компенсаторов.................759
11.3.2.	Прокладка со стартовыми компенсаторами................760
11.4.	Прокладка труб с применением сильфонных компенсаторов........761
11.5.	Компенсационные зоны.........................................762
11.6.	Неподвижные опоры............................................763
11.7.	Ответвления трубопроводов....................................764
11.8.	Присоединение к теплопроводам канальной прокладки............765
11.9.	Установка арматуры и фасонных изделий........................767
11.10.	Системы аварийной сигнализации..............................767
Литература.........................................................776
Учебное издание
Борис Михайлович Хрусталев
Юрий Яковлевич Кувшинов
Виктор Михайлович Копко
Александр Александрович Михалевич
Петр Иванович Дячек
Виктор Владимирович Покотилов
Эдуард Владимирович Сенъкевич
Лилия Владимировна Борухова
Виталий Петрович Пилюшенко
Галина Ивановна Базыленко
Олег Иосифович Юрков
Валерий Васильевич Артихович
Марина Григорьевна Пшоник
Теплоснабжение и вентиляция
Курсовое и дипломное проектирование
З-е издание исправленное и дополненное
Редактор:
Компьютерная верстка:
Копко В.М.
Алексеев В.Ю.
Диапозитивы предоставлены издательством
Подписано в печать 26.03.2008. Формат 60x90 1/16.
Бумага газетная. Гарнитура «Таймс». Печать офсетная.
Усл.-печ. л. 49. Тираж 2000 экз. (П завод). Заказ № 2169.
Лицензия ЛР № 0716188 от 01.04.98.
Издательство Ассоциации строительных вузов (АСВ)
129337, Москва, Ярославское шоссе, 26, оф. 706 (отдел реализации: оф. 511)
тел., факс: (495) 183-56-83
http://www.iasv.ru, e-mail: iasv@mgsu.ru
Отпечатано в полном соответствии с качеством
предоставленных диапозитивов в ОАО «Дом печати — ВЯТКА»
610033, г. Киров, ул. Московская, 122