ВЫСШЕЕ ПРОФЕССИОНАЛЬНОЕ ОБРАЗОВАНИЕ
ВЕНТИЛЯЦИЯ
Рекомендовано
Учебно-методическим объединением по образованию
в области строительства в качестве учебного пособия
для студентов высших учебных заведений, обучающихся по специальности
«Теплогазоснабжение и вентиляция» направления «Строительство»
АСАЕСмк
Москва
Издательский центр «Академия»
2008

УДК 62-784.2(075.8)
ББК 38.762.2я73
В296
Авторы:
В. И. Полушкин, С. М
. Анисимов, В. Ф. Васильев, В. В.Дерюгин
Рецензенты:
Заслуженный деятель науки и техники РФ, вице-президент Международной
академии наук экологии и безопасности жизнедеятельности (МАНЭБ), проф.,
д-р техн. наук С. М.Аполлонский;
зав. кафедрой теплогазоснабжения и охраны воздушного бассейна СПбГАСУ,
проф., д-р техн. наук А. Н. Воликов\
проф. кафедры теплогазоснабжения МИКХиС, гл. инженер проектов ФГУП
«Центринвестпроект», канд. техн. наук Н. Н. Павлов
Вентиляция : учеб, пособие для студ. высш . учеб, заведе-
В296 ний / [В.И .Полушкин, С.М .Анисимов, В.Ф .Васильев,
В.В .Дерюгин].
—
М. Издательский центр «Академия»,
2008.
-4
16 с.
18ВМ 978-5 -7695-3951-0
Изложены основы тепло- и массообмена технологического оборудо­
вания, а также человека с окружающей средой; выбор расчетных пара­
метров наружного воздуха; условия формирования микроклимата в по­
мещении; рассмотрены вредные вещества, поступающие в помещение и
атмосферу от работающего технологического оборудования; аспирация и
системы местной вытяжной вентиляции; системы местной приточной вен­
тиляции; аэрация цехов; определение воздухообмена и расчет воздухо-
распределения; вентиляционные сети и их расчет; вентиляционное обо­
рудование (вентиляторы, эжекторы, нагреватели и фильтры); системы
пневмотранспорта и очистное оборудование.
Для студентов высших учебных заведений. Может быть использовано
инженерно-техническими работниками в области теплоснабжения и вен­
тиляции.
УДК 62-784.2(075.8)
ББК 38.762.2я73
Оригинал-макет данного издания является собственностью
Издательского центра «Академия», и его воспроизведение любым способом
без согласия правообладателя запрещается
© Полушкин В.И., Анисимов С.М., Васильев В.Ф.,
Дерюгин В. В., 2008
© Образовательно-издательский центр «Академия», 2008
ISBN 978-5-7695-3951-0 © Оформление. Издательский центр «Академия», 2008

Посвящается светлой памяти
доктора технических наук, профес­
сора Георгия Алексеевича Максимова
ВВЕДЕНИЕ
В среднем более 75 % времени взрослый человек проводит в
помещении, которое можно условно считать замкнутым. Физио­
логические процессы, происходящие в организме и сопровожда­
ющиеся выделением в воздушную среду теплоты, водяных паров
и газов, изменяют состав и состояние воздуха помещения. В про­
мышленных помещениях добавляются выделения от технологи­
ческого оборудования, поэтому это оборудование стремятся вы­
полнять максимально герметичным с минимальными технологи­
ческими зазорами. Эти выделения называются вредными. Количе­
ство вредных выделений зависит от тяжести выполняемых работ,
времени пребывания человека в помещении и некоторых других
факторов.
Вентиляция (лат. ventilatio — проветривание) — это комплекс
устройств и мероприятий, предназначенных для удаления вред­
ных выделений из помещения (зон пребывания человека). В зоне
пребывания человека концентрация вредных выделений не должна
превышать предельно допустимые значения (ПДК) т.е . допустимые
концентрации вредных выделений в воздушной среде. Чистота
воздуха в обслуживаемой или рабочей зоне должна соблюдаться
при средней необеспеченности 400 ч/год — при круглосуточной
работе и 300 ч/год — при односменной работе в дневное время.
История развития отечественной техники вентиляции на­
считывает несколько веков. Начиная от М.В .Ломоносова, ко­
торый написал трактат «О вольном движении воздуха в рудни­
ках примеченном» (1763 г.), плеяду славных имен отечественных
ученых, внесших заметный вклад в развитие техники вентиля­
ции, продолжили: Н.А .Львов (1751 —1803), Н .А .Амосов (1787—
1868), И .Д .Флавицкий (1858—1887), С .¿ .Лукашевич (1850—
1912), Б .М .Аше (1884-1942), В .М .Чаплин (1891-1931),
B. Д .Мачинский, А .В .Нестеренко, В .В .Батурин (1890—1972),
Р.М .Ладыженский, П .Н .Каменев (1891—1973), Л .С .Клячко,
C. Е .Бутаков (1905—1968), М .П .Калинушкин, О .Е .Власов,
Г.А .Максимов (1903—1971), В .М .Гусев (1908—1991), Е .В .Сте­
фанов, Н.С .Сорокин, И.Г.Староверов, С .А .Рысин, В.Н.Богос­
ловский, В .П .Титов, Н .Н .Павлов, М .И .Гримитлин (1928—2002)
И др.
3

Обработанный (чистый) воздух, подаваемый в помещение, на­
зывается приточным, а загрязненный воздух, удаляемый из поме­
щения — вытяжным.
Системы вентиляции по способу перемещения воздуха в поме­
щении подразделяются на системы с естественным побуждением
и системы с искусственным побуждением.
При естественном побуждении перемещение воздуха
в помещении осуществляется за счет действия гравитационных
сил и ветрового давления. Наружный воздух как более плотный
поступает в помещение через нижние аэрационные проемы; вы­
тяжной воздух удаляется через верхние проемы. Если приточные и
вытяжные аэрационные проемы оснащены регулируемыми фра­
мугами, т.е . осуществляется организованный воздухообмен, то
такая система вентиляции называется аэрацией.
При искусственном побуждении перемещение воз­
духа в помещении осуществляется за счет работы вентиляторов.
Системы вентиляции могут быть местными и общеобменными.
Системы местной вентиляции подразделяются на приточные и
вытяжные.
В системах местной приточной вентиляции «чистый» воздух
подается непосредственно на рабочие места.
В системах местной вытяжной вентиляции удаление загрязнен­
ного воздуха осуществляется непосредственно от мест образова­
ния. Причем коэффициент улавливания желательно иметь наи­
больший. В противном случае вредность распространится по поме­
щениям и уловить ее удастся с меньшей концентрацией, а следо­
вательно, с большим расходом воздуха, что приведет к удорожа­
нию системы.
Системы общеобменной вентиляции также подразделяются на
приточные и вытяжные.
Организация воздухообмена общеобменной приточной и вы­
тяжной вентиляций зависит от относительной плотности и места
расположения источников вредных выделений.
Если в помещении имеются легкие вредные выделения (тепло­
та, горячий газ, водяные пары и т.д .), то приточный воздух пода­
ется в рабочую зону, а вытяжной в зависимости от токсичности
газа удаляется из верхней зоны или из верхней и нижней зон
одновременно. Иногда из-за технологических соображений при­
точный воздух подается в верхнюю и нижнюю зоны. Если в поме­
щении имеются тяжелые вредные выделения, то приточный воз­
дух подается в большем объеме в рабочую зону, а частично — в
верхнюю, вытяжной воздух удаляется в основном из рабочей зоны,
частично — из верхней.
Перечисленные схемы организации воздухообмена не охва­
тывают все возможные случаи, а только дают общее представле­
ние.
4

В производственных зданиях, как правило, проектируется и
аварийная вентиляция. Эта система должна обеспечивать удаление
дыма и вредных выделений при аварийных ситуациях. Она состо­
ит из вытяжных и приточных установок, которые включаются ав­
томатически и обеспечивает большие расходы воздуха по сравне­
нию с обычной системой вентиляции. При пожаре приточные ус­
тановки подают воздух без подогрева в лестничные клетки и дру­
гие проходы для эвакуации людей.

ГЛАВА 1
ТЕРМОДИНАМИКА ВЛАЖНОГО ВОЗДУХА
1.1 . Основы тепло- и массообмена
При расчете массообмена возникают трудности (иногда непре­
одолимые) в нахождении границ переноса массы и численных
значений коэффициентов тепло- и массообмена.
При переносе вещества и теплоты происходят процесс моле­
кулярной проводимости, называемой в этом случае диффузией, и
процесс молярного переноса конечными массами движущейся
жидкости. Дифференциальные уравнения обоих процессов пере­
носа вещества весьма сходны с уравнениями переноса теплоты.
Поэтому оказывается возможным распространить результаты,
полученные для процессов переноса теплоты, на перенос веще­
ства. Но вместе с тем существует аналогия между процессами пе­
реноса теплоты и импульса. Отмеченное обстоятельство принято
называть тройной аналогией.
В 1855 г. А .Фик получил для молекулярного переноса вещества
уравнение
д2с
э7’
0.1)
где с — концентрация вещества в среде, мг/м3; т — время; Л —
коэффициент диффузии вещества, который соответствует коэф­
фициенту температуропроводности а и совпадает с ним по раз­
мерности; у — направление малекулярного направления вещества.
Легко заметить сходство этого уравнения с уравнением Фурье
[1]. Тогда уравнения переноса потока теплоты ц и массы g можно
записать в виде:
Я= а(/ж- /), Вт/м2;
(1.2)
£ = Рс(сж - с), кг/(м2 с);
(1.3)
£ = Р</(4* - ¿0, кг/(м2-с);
(1.4)
£ = РДАк - Р), кг/(м2-с),
(1.5)
где а — коэффициент теплоперехода, Вт/(м2-К); /ж — температу­
ра поверхности жидкости, "С; сж,
рж — соответственно кон­
6

центрация, влагосодержание и парциальное давление водяных
паров над поверхностью жидкости; рс, рл рр — коэффициенты
массоперехода, отнесенные соответственно к разности концент­
раций, влагосодержаний и парциальных давлений водяных паров.
Коэффициенты рс, рл Рр связаны между собой следующими
соотношениями:
»■■р-Чшр-
м/с;
(1.6)
Р</-РсР-Рр0,622’“/(м2 с);
(1.7)
о 0,622 0 0,622
Рс/
= РсР
,КГ
Рб
Рб
/(м2 с-Па),
(1.8)
где р — плотность воздуха, кг/м3; ръ — барометрическое давле­
ние, Па.
Для дальнейших рассуждений используем критерий Стантона,
представляющий собой соотношение между изменением темпе­
ратуры жидкости по длине и движущимся температурным напо­
ром или между результатом теплообмена и его причиной:
с,.
N11
а
по переносу теплоты — 81 = --------- =
---------;
Ке-Рг мфср
по массопереносу —
-
гх
Яе •8с
и»
где Иит = рс//£) —диффузионный критерий Нуссельта; вс — кри­
терий Шмидта, являющийся аналогом критерия Прандтля Рг для
массопереноса; м>— скорость среды, м/с; ср — теплоемкость при
постоянном давлении, кДжДкг •°С).
Рассмотрим соотношение критериев Стантона
Бг_а
81ш рсрср '
(1.9)
Это соотношение принято называть числом Льюиса.
Из уравнения (1.9) с учетом соотношений (1.6 ... 1.8) можно
определить коэффициенты массообмена:
Рс=
а
Ьесрр’Р*=
а
Ьес„
Р,=
0,622а
Ьесрр6
(1.10)
7

В частном случае при аналогии Рейнольдса имеем Рг = 1. Если
одновременно принять 8с = 1, то и число Льюиса Ье будет рав­
но 1. Тогда имеет место так называемая тройная аналогия тепло-
и массообмена:
Рг=1=»V=о;Бс=1=>V=ДЬе=1=>а=Д
где V— коэффициент кинематической вязкости среды, м2/с; а —
коэффициент температуропроводности, м2/с.
Анализ приведенных зависимостей позволяет сделать важный
практический вывод, что результатами теоретических и экспери­
ментальных исследований в достаточно изученной области матери­
ального переноса, теории теплопередачи можно воспользоваться
при решении аналогичных задач, возникающих при рассмотрении
процессов массообмена, что существенно упрощает расчет:
Рс
а
Рср
0,622 а
сРРь
(1-П)
Следует отметить, что последние соотношения будут справед­
ливы только при полном подобии процессов тепло- и массопере-
носа, которое выполняется исключительно при соблюдении сле­
дующего условия подобия (теорема Кирпичева—Гухмана): два яв­
ления подобны, если они описываются одной и той ж е системой
дифференциальных уравнений и имею т подобные условия однозначно­
сти.
Это условие не вызывает сомнения, так как перенос теплоты и
массы (влаги) описывается идентичными дифференциальными
уравнениями. Подобие условий однозначности включает в себя
выполнение следующих положений:
• геометрическое подобие каналов и границ потоков теплоты и
массы;
• подобия полей температур и парциальных давлений;
• подобия физических характеристик потоков для сходных то­
чек аппарата;
• подобия полей скоростей и изменений статических давлений.
Это подобие иногда имеет место на практике для отдельных
участков поверхности контакта воды и воздуха. Но когда речь идет
о средних значениях коэффициентов переноса, могут происхо­
дить естественные отклонения, которые приводят к нарушению
соотношения их средних значений. В общем случае при расчете
процессов тепло- и массопереноса в системах отопления, венти­
ляции и кондиционирования воздуха необходимо определять ко­
эффициент массообмена р независимо от коэффициента тепло-
перехода а и устанавливать значение числа Ье, которое будет иг­
рать роль поправки при нарушении теоремы Кирпичева—Гухма­
на. Учитывая сложность совместно протекающих процессов теп­
8

ло- и массопереноса, в практику расчетов был введен безразмер­
ный комплекс NTU (Number of heat Transfer Units — число еди­
ниц переноса явной теплоты):
NTU = (aF)/(Gcp),
(1.12)
где F — поверхность тепло- и массообмена, м2; G — массовый
расход среды, кг/ч; ср — теплоемкость среды, кДжДкг •‘С).
Аналогично определяется число единиц переноса массы NTUm:
NTUm= (PcpF)/«7) = М7<7,
(1.13)
где (}</— является одновременно коэффициентом скрытого тепло-
и массообмена.
Отношение чисел единиц переноса
NTU
а
а
NTUm Cppfr.
срpd
(1.14)
Последнее уравнение более полно раскрывает смысл числа
Льюиса. В частности, если бы соотношение Льюиса на практике
полностью соблюдалось для средних значений коэффициентов
тепло- и массообмена, то отношение чисел единиц переноса всегда
было бы равно единице. Однако, как показывает опыт, в реаль­
ных аппаратах число Ье не равно единице. Поэтому для полной
оценки тепло- и массопереноса в аппаратах систем вентиляции и
кондиционирования воздуха Е.В.Стефанов ввел понятие о со­
вершенстве процесса:
$=ыти/ытиш.
Процесс тепло- и массообмена в аппарате считается совер­
шенным, если £ = 1. В аппаратах встречаются случаи, когда Ье =
1, а £ * 1. Такая ситуация нередко возникает при различии площа­
дей поверхности тепло- и массообмена.
1.2 . «/—¿»-диаграмма влажного воздуха
Немецкий ученый Р. Молье впервые исследовал свойства во­
дяного пара и составил таблицы термодинамических свойств пара
(1906 г.) . Диаграмму влажного воздуха (смесь сухого воздуха и во­
дяных паров) в 1918 г. построил профессор Казанского универси­
тета Л. К . Рамзин. В литературе диаграмма влажного воздуха носит
названия: диаграмма Молье, диаграмма Рамзина, диаграмма «/'—
11». Эта диаграмма построена на основе закономерностей, опреде­
ляющих термодинамические свойства воздуха. Состав сухой части
воздуха приведен в табл. 1.1.
9

Таблица 1.1
Состав сухой части атмосферного воздуха
Наименова­
ние эле­
мента
Процентное
содержа­
ние, %
Молекуляр­
ная масса,
кг/моль
Наименова­
ние эле­
мента
Процентное
содержа­
ние, %
Молекуляр­
ная масса,
кг/моль
Азот
78,8
28
Неон
1,8 -10-3
20
Кислород
20,95
32
Озон
1 1(Н
48
Аргон
0,93
40
Криптон
1 1(Н
84
Углекис­
лый газ
0,03
48
Ксенон
8 10-6
131
Водород
5 10~5
2
Радон
6 10-'8
222
Гелий
5- 1(Н
4
Каждый газ, входящий в смесь, ведет себя так, как будто в
смеси не имеется других газов, распространяясь по всему объему
смеси. На основании уравнения состояния данного газа можно
установить его давление, соответствующее температуре и объему
смеси. Это давление газа называется парциальным. Согласно зако­
ну Дальтона полное барометрическое давление рб, Па, смеси рав­
няется сумме парциальных давлений отдельных газов рь входящих
в смесь:
Л=5>
(1.15)
В соответствии с уравнением состояния идеальных газов пар­
циальное давление /-го компонента смеси газов
Р/=
/и,ЯТ
Ц/Г
=у,
ИТ
(1.16)
где тI — масса /-го компонента смеси газов, кг; Я — универсальная
газовая постоянная, Я = 8 314 Дж/(моль К); Т — температура газа,
К; V— объем газа, м3; ц, — молярная масса /-го газа, кг/моль; V, —
число молей /-го газа, входящего в состав смеси.
При термодинамических расчетах влажный воздух можно в пер­
вом приближении рассматривать как бинарную смесь (смесь двух
газов), состоящую из водяных паров (газа с молярной массой цп=
= 18 кг/моль) и сухого воздуха (условно однородного газа с мо­
лярной массой Цсв= 29 кг/моль). Тогда барометрическое давление
влажного воздуха рб, Па, будет равно сумме парциальных давле­
ний сухого воздуха рсв и водяного пара р„:
Рб=Рс.В Рю
(1.17)
10

Уравнение (1.16) удобно записать, пользуясь выражениями для
плотности отдельных газов, составляющих смесь, и газовой по­
стоянной:
р, = да,/К, кг/м3;
Я, = Я/ц„ДжДкгК).
Плотность сухого воздуха, кг/м3, при нормальном атмосфер­
ном давлении
_ 1с.вРс.в
_
Ю13ю529_353
Рсв
ЯТ
8314Г
Т
Аналогично находится плотность пара, кг/м3,
Рп = 219/71
Отсюда плотность влажного воздуха, кг/м3,
(1.18)
(1.19)
Рв=
_
Рс.вИ-С
.В
РпЦп
ят
ят
Рп
_
_
уп/ш
"
353 1,32 рп
~ Рс.В ~^р(Рс.в —Рп)~р
р
= рс.в (1-0 ,00374 рп),
(1.20)
где рП— парциальное давление водяного пара в воздухе, кПа.
Так как парциальное давление водяного пара — величина все­
гда положительная, то плотность влажного воздуха меньше плот­
ности сухого воздуха. Отсюда следует, что влажный воздух в поме­
щении будет всплывать вверх и замещаться более сухим. С другой
стороны, при нормативных метеорологических условиях помеще­
ния давление водяного пара обычно не превышает 2,3 кПа. Следо­
вательно, плотность сухого и влажного воздуха в реальных усло­
виях будет отличаться не более чем на 1%. Поэтому обычно при
расчетах процессов вентиляции плотность считают для сухого воз­
духа. При изменении термодинамических свойств воздуха в рас­
сматриваемых процессах количество сухой части остается неиз­
менной, поэтому принято все параметры воздуха относить к 1 кг
сухой части влажного воздуха.
Влагосодержание воздуха </, г/кг, представляет собой массу во­
дяного пара, г, приходящуюся на 1 кг сухой части влажного воз­
духа:
^ _ ЮРп_ЮРпЯс.вРп_ЮМ-пРп_^22—^2—
Рс.в
^пЦс.вРс.в
Цс.вРс.в
Рб~Рп
(1.21)
11

Относительная влажность воздуха <р' показывает степень насы­
щенности воздуха водяными парами, г/кг:
$=
(1-22)
где рнп — парциальное давление водяного пара в насыщенном
влажном воздухе, кПа.
Величину относительной влажности часто выражают в процен­
тах, %,
ф = ф'100.
Пользуясь понятием относительной влажности воздуха <р', г/кг,
влагосодержание можно определить как
^/ = 622—<РРн;?—
.
(1.23)
Рб ~ ФА..п
Парциальное давление насыщенного пара, Па, зависит только
от температуры и может быть найдено по эмпирической формуле
Рнп = 479 + (11,52 + 1,62/)2.
(1.24)
Удельная энтальпия сухого воздуха /св, кДж/кг, представляет
собой величину
^С.В = Сс.В^>
т. е. при температуре / = О°С удельная энтальпия принимает нуле­
вое значение.
Удельная энтальпия пара представляет собой сумму теплоты
парообразования /„„ = 2 500 кДж/кг и энтальпии перегретого пара
^п.п-
/п = *н.п Л1.11»
/„ = 2500+1,8/,
(1.25)
где 1,8 кДж/(кг- К) — теплоемкость пара.
Удельная энтальпия влажного воздуха /„„, кДж/кг, складыва­
ется из удельной энтальпии сухого воздуха и перегретого пара:
/в.в= V +'п^Ю-3;
= 2,005/ +(2500 + 1,8/)</ • 10 '3,
(1.26)
где ср = 1,005 кДж/(кг •К) — теплоемкость сухого воздуха.
По приведенным уравнениям строится «/—¿/»-диаграмма, ко­
торая представлена на рис. 1.1.
По линии <р= 100 % определяются параметры полностью насы­
щенного водяными парами влажного воздуха. Выше этой линии
находится область, в которой водяные пары представляют собой
перегретый пар. Это рабочая область, характеризующая атмосфер-
12

Рис. 1 .1 .« /—¿/»-диаграмма
влажного воздуха
ньш вошух. Ниже линии <р =100% находится область
в
которой происходит ^установившийся процесс, о п реде^щ ’ий
образование и разрушение водяных капель. Для того чтобы пЯС
ширить рабочую область Л. К . Рамзин развернул ось d по отноше-
нию к оси I на 135 Каждая точка в рабочей области диаграммы
соответствует определенному тепловлажностному состоянию воз­
духа. Положение точки может быть задано любыми двумя пара­
метрами состояния (/', d, t, рп, <р).
На рис. 1.2 показано, как по температуре воздуха и удельной
энтальпии находятся остальные параметры. На рис. 1.3 это же сде­
лано для температуры и относительной влажности. На рис. 1.4 по­
казана возможность нахождения относительной влажности возду­
ха по показаниям сухого /0 и влажного tm термометров. При этом
предполагается, что резервуар влажного термометра смочен тон­
кой пленкой воды, испарение с поверхности которой происходит
по адиабатическому процессу (/ = const).
На рис. 1.5 приведен процесс нахождения температуры точки
росыпопараметрам воздушной средьгЕсли точность о т ­
дать, то наступает момент, когда из воздуха и л у
*ot,nonn-
начинает выпадать влага. Эта температура и называет
турой точки росы.
13

Рис. 1.2. Определение параметров воздуха по / и /
Рис. 1.4. Определение параметров воздуха по показаниям сухого и влаж­
ного термометров
14

Рис. 1.3. Определение параметров воздуха по / и ср
Рис. 1.5. Определение температуры точки росы влажного воздуха с по­
мощью «/-¿/»-диаграммы
15

1.3 . Расчетные параметры наружного воздуха
В зависимости от выбранных расчетных параметров наружного
воздуха устанавливается (СНиП 23-01-99* «Строительная клима­
тология») мощность систем отопления, вентиляции и кондицио­
нирования воздуха. Эта мощность определяет, в свою очередь, воз­
можность систем поддерживать требуемые параметры воздуха в
помещении (вероятность обеспеченности расчетных метеороло­
гических параметров в помещении). Принято коэффициент обес­
печенности определять по числу случаев
когда климатические
условия в помещении будут соответствовать заданным, и анало­
гично по продолжительности К ^\
кп=(и- п)/м-
к\=(г-
где /V, Z — соответственно общее число случаев и общая их про­
должительность; п,
—
соответственно число случаев и продол­
жительность отклонений метеорологических условий в помеще­
нии от расчетных в этот же период года.
По данным обсерваторий для многих городов России постро­
ены зоны наружного климата. Климатическая информация долж­
на отражать динамику изменения параметров наружного климата
для возможности учета нестационарности процессов теплопере­
дачи в ограждениях и элементах систем инженерного оборудова­
ния. Как правило, подобная информация представляется в виде
номограммы продолжительности стояния т сочетания температур
и относительной влажности наружного воздуха (рис. 1.6). Если на
«/'—¿/»-диаграмме отложить вероятности повторяемости /, °С, и
удельной энтальпии /, кДж/кг, наружного воздуха, то можно по-
Фн. %
Рис. 1.6. Продолжительность стояния
температур и относительной влажно­
сти наружного воздуха
16

Рис. 1.7. Зоны параметров наруж-
*
ного воздуха
лучить зону наружного климата для данного города или местнос­
ти (рис. 1.7), в которой находятся точки, соответствующие рас­
четным параметрам наружного климата (А и Б), а также показа­
ны зоны параметров наружного воздуха, при которых заданные
метеорологические параметры в помещении соблюдаться не бу­
дут. На примере летних условий в табл. 1.2 приведены значения
коэффициентов обеспеченности для помещений с различным
уровнем требований к климату и их связь с параметрами наруж­
ного климата, которые следует принимать по СНиП 23-01-99*
«Строительная климатология».
Коэффициент обеспеченности принимается на основании тех­
нико-экономических или социологических обоснований. Часто
сопоставляются ущерб от несоблюдения метеорологических усло­
вий со стоимостью более высокого уровня систем вентиляции. При
расчете коэффициента обеспеченности и соответствующих пара­
метров наружного воздуха может быть принята линейная зависи-
Таблица 1.2
Коэффициенты обеспеченности для различных помещений
Уровеньтребований
к климату поме­
щений
к,
Возможное отк­
лонение пара­
метров, ч
Параметры кли­
мата по СНиПу
Повышенные
1,0
10,0
0
—
Высокие
0,9
0,98
50
—
Средние
0,7
0,92
200
Б
Низкие
0,5
0,8
400
А
17

мость. Это в первую очередь относится для расчетов защитных
свойств ограждений, разрешающих возможностей систем регули­
рования, а также для выбора параметров воздушной среды в по­
мещении. Параметры наружного воздуха, /н, °С, /н, кДж/кг, при­
водятся для различных городов России в теплый и холодный пе­
риоды года (см. СНиП 23-01-99*). Для жилых, общественных, ад­
министративно-бытовых и производственных помещений следует
принимать:
• параметры А — для систем вентиляции, воздушного душиро-
вания и кондиционирования воздуха третьего класса для теплого
периода года, а также для систем вентиляции (при отсутствии
выделений вредных паров и газов) в холодный период года;
• параметры Б — для систем отопления, вентиляции (при на­
личии в помещении выделений вредных паров и газов), воздуш­
ного душирования и кондиционирования воздуха для холодного
периода года, для систем кондиционирования воздуха первого
класса для теплого периода года. Для систем кондиционирования
воздуха второго класса следует принимать температуру наружного
воздуха для теплого периода года на 2 °С, а удельную энтальпию
на 2 кДж/кг ниже установленных для параметров Б. Для систем
вентиляции и кондиционирования, не используемых с 13 до 16 ч,
параметры наружного воздуха для теплого периода года допуска­
ется принимать ниже приведенного уровня.
Контрольные вопросы
1. В чем заключается аналогия между тепло- и массопереносом?
2. Объясните физический смысл критериев Стантона и Льюиса.
3. Объясните физический смысл тройной аналогии тепло- и массооб-
мена.
4. Какие параметры объединяет «/-¿/»-диаграмма?
5. Как определить температуру точки росы на внутренней поверхно­
сти наружного ограждения здания?
6. Объясните, почему плотность влажного воздуха меньше плотности
сухого.
7. Как определяются расчетные параметры наружного воздуха?

ГЛАВА 2
ФОРМИРОВАНИЕ МИКРОКЛИМАТА
В ПОМЕЩЕНИИ
2.1 . Нормирование параметров внутреннего воздуха
К метеорологическим параметрам воздушной среды помеще­
ния могут предъявляться как гигиенические требования, так и
технологические. Технологические требования диктуются услови­
ями проведения технологического процесса и не должны проти­
воречить гигиеническим. Гигиенические требования определяют­
ся самочувствием человека. Технологические требования излага­
ются в соответствующих министерских требованиях и в настоя­
щем разделе не рассматриваются. Общая схема взаимосвязи со­
стояния здоровья человека с параметрами окружающей среды, в
частности, определяется принятым в гигиене труда понятием
«психофизиологическое состояние человека» (ПФС). Если ПФС с
наибольшей эффективностью согласуется с деятельностью основ­
ных физиологических функций человека, то такое состояние можно
назвать комфортным. При комфортном состоянии энергозатраты
человека на адаптацию к окружающей среде минимальны и воз­
можно улучшение самочувствия человека, повышение его рабо­
тоспособности и т.д . Достаточно общим можно считать определе­
ние Бетфорда, в котором состояние комфорта человека представ­
ляет собой субъективное чувство, возникающее у людей под вли­
янием комплексных воздействий следующих факторов: акустиче­
ские; запах; факторы, влияющие на обоняние и дыхание, зрение;
влияние цветов, температуры, влажности и подвижности возду­
ха; вибрации и т.д . Специалисты считают условия комфортными,
когда соответствующее субъективное чувство возникает не менее
чем у 95 % людей (абсолютная достоверность).
В соответствии с ГОСТ 12.1 .005—88 «Воздух рабочей зоны. Об­
щие санитарно-гигиенические требования», СНиП 41-01-2003 под
микроклиматом следует понимать климат внутренней среды по­
мещений, который определяется действующими на организм че­
ловека сочетаниями температуры, влажности и подвижности воз­
духа, а также газовый состав воздуха. Поэтому в рассматриваемом
ГОСТе приводятся предельно допустимые концентрации разли­
чных паров и газов. Если в данный момент не рассматриваются
вредные пары и газы, то важнейшими для жизнедеятельности че­
ловека газами являются кислород и углекислый газ. Основной га­
19

зообмен человека происходит через поверхность кожи (включая
поры) и через легкие. Причем поверхность альвеол легких состав­
ляет приблизительно 200 м2, а поверхность тела взрослого челове­
ка принимается равной 1,75 м2. Следовательно, газообмен через
легкие в 114 раз превышает газообмен через кожу. Кислород из
вдыхаемого воздуха в организме преобразуется в углекислый газ с
выделением теплоты от 19,7 до 21,2 кДж на литр поглощенного
кислорода.
Таким образом, при нахождении людей в помещении и осо­
бенно при их производственной деятельности в помещении будут
выделяться теплота, уменьшаться содержание кислорода и накап­
ливаться углекислый газ. Как показывают расчеты, для человека
более опасным является не снижение содержания кислорода в
воздухе, а накопление теплоты и повышение содержания угле­
кислого газа. Очевидно, что этот процесс интенсифицируется при
повышении тяжести выполняемых работ. Гигиенисты тяжесть вы­
полняемых работ определяют главным образом по потреблению
кислорода. В табл. 2.1 приведены категории тяжести выполняемых
работ, потребление кислорода, выделение углекислого газа и теп­
лоты.
В некоторой степени условно к различным категориям тяжести
можно отнести следующие работы.
Категория 1а — работы, производимые сидя и сопровожда­
ющиеся незначительным физическим напряжением (ряд профес­
сий на предприятиях точного приборостроения, на часовом и
швейных производствах, в сфере управления и т.д .) .
Категория 16 — работы, производимые сидя, стоя или связан­
ные с ходьбой и сопровождающиеся некоторым физическим на­
пряжением (ряд профессий в полиграфической промышленно­
сти, на предприятиях связи, контролеры, мастера и т.п .) .
Таблица 2.1
Энергозатраты человека
Категория тяжести
выполняемых работ
Энергозатраты,
Вт
Потребление
кислорода, г/ч
Выделение угле­
кислого газа, г/ч
Состояние покоя
До 88
До 28
До 23
Легкие работы
1а
88... 140
28...44
23...36
16
140... 172
44... 56
36...45
Работы сред-
ней тяжести
Па
172...232
56...80
45 ...70
Нб
232... 293
80... 112
70... 100
Тяжелые работы III
Более 293
112... 150
112... 150
20

Категория На — работы, связанные с постоянной ходьбой,
перемещением мелких (до 1 кг) изделий или предметов стоя или
сидя и требующие определенного физического напряжения (ряд
профессий в механосборочных цехах машиностроительных пред­
приятий, в прядильно-ткацком производстве и т.д .) .
Категория Нб — работы, связанные с ходьбой, перемещением
и Переноской грузов до 10 кг и сопровождающиеся умеренным
физическим напряжением (ряд профессий в механизированных
литейных, прокатных, кузнечных, термических, сварочных цехах
машиностроительных и металлургических предприятий и т.д .) .
Категория III — работы, связанные с постоянными передви­
жениями людей, перемещением и переноской значительных (свы­
ше Ю кг) грузов и требующие больших физических усилий (ряд
профессий в кузнечных цехах с ручной ковкой, литейных цехах с
рунной набивкой и заливкой опок машиностроительных и метал­
лургических предприятий и т.д .) .
Если физическая нагрузка превышает работоспособность чело­
века, то развивается состояние истощения даже в том случае, когда
обеспечено необходимое для этого труда количество кислорода.
В частности, истощение организма возможно, если в ходе трудо­
вой деятельности отдача вырабатываемой энергии происходит в
недостаточной степени (переохлаждение), например при работе
в теплых и влажных условиях. Кроме того, человек очень тонко
реагирует даже на небольшие изменения температуры огражде­
ний или поверхностей технологического оборудования. Эта тем­
пература оказывает непосредственное влияние на температуру
кожи человека. По данным Е.В.Стефанова [11], во время обсле­
дования людей, находящихся в метеорологической камере при
температуре стен и воздуха 22 °С, общая оценка была «приятно
тепло». При увеличении температуры стен на 1°С (23 °С) и неиз­
менной температуре воздуха 22 °С оценка была «жарко», «непри­
ятно жарко».
На рис. 2.1 приведена номограмма для определения радиацион­
но-эффективной температуры, т.е. такой температуры, при кото­
рой сохраняются тепловые ощущения человека при определенных
сочетаниях радиационной температуры поверхности и температу­
ры воздуха в помещении. Например, при температуре стен поме­
щения /„ = 20°С и температуре воздуха ta= 20°С, а также Гп= 26°С
и tB=10"С или/„ = 9 °С,/в= 30 °Сбудетодна и та же радиационно­
эквивалентная температура tr = 20 °С. Считают, что человек выде­
ляет при нормальной температуре и влажности воздуха и легкой
работе около 50 г влаги в час путем испарения с поверхности
кожи и с выдыхаемым воздухом (скрытая теплота испарения). Но
в горячих цехах и при тяжелой работе влаговыделения увеличива­
ются. На рис. 2 .2 приведены влагопоступления W в горячих цехах
при тяжелой работе в зависимости от температуры окружающей
21

Температура воздуха
Рис. 2.1. Номограмма для определения радиационно-эффективной тем­
пературы Гг
среды /в[11]. Различными исследователями установлено, что теп­
лоотдача за счет конвекции при комфортных условиях составляет
33...35% всей теплоотдачи. Количество теплоты, отдаваемое из­
лучением, находится в пределах 42...44%. Теплоотдача испарени­
ем составляет 20...25 % отдаваемой теплоты. При температуре воз­
духа ниже температуры кожи человека количество испаряемой
влаги остается практически постоянным. При более высоких тем­
пературах влагоотдача возрастает. Потоотделение начинается при
температуре выше 28...29°С , а при температуре выше 34°С теп­
лоотдача испарением и потоотделением является практически
22

единственным способом теплоотдачи организма. Поданным [И]
при температуре воздуха 38 °С и влажности 56 % наступает предел
естественной терморегуляции тела, при легкой одежде этот пре­
дел—38°Си43%,приобычнойодежде—38°Си39%.
Следует иметь в виду, что изменение метеорологических усло­
вий приводит к значительным изменениям в соотношении от­
дельных составляющих теплоотдачи человека. При снижении тем­
пературы воздуха и увеличении его подвижности возрастает доля
конвективной составляющей. При снижении температуры поверх­
ности наружных ограждений увеличивается радиационная тепло­
отдача. При повышении влагосодержания воздуха повышается пар­
циальное давление водяных паров и соответственно снижается
теплоотдача испарением. Низкая относительная влажность возду­
ха (соответственно низкое влагосодержание воздуха) усиливает
испарение влаги со слизистых оболочек дыхательных путей, что
вызывает неприятные субъективные ощущения и ухудшает филь­
трационные свойства слизистой оболочки верхних дыхательных
путей по отношению к пыли и микрофлоре, усиливает опасность
простудных заболеваний. В отношении подвижности воздуха так­
же имеются ограничения. Совершенно неподвижный воздух спо­
собствует развитию инертности сосудистых реакций на термиче­
ские раздражители и затрудняет испарение влаги с поверхности
кожи. Слишком высокая подвижность может привести к переох­
лаждению тела.
В 1884 г. инженер И.И .Флавицкий пришел к выводу о необ­
ходимости учета комплексного влияния температуры воздуха /в
и относительной влажности (рна самочувствие человека. Им вве­
дено понятие эффективной температуры. Это температура на­
сыщенного неподвижного воздуха, вызывающего такое же теп­
ловое ощущение, как ненасыщенный воздух при рассматривае­
мой температуре. Опыт показал, что комфортные теплоощуще-
ния в теплый период года наблюдаются при эффективной тем­
пературе 17...21 °С. Относительная влажность воздуха не долж­
на выходить за пределы 30...70%. Связь между шкалой эффек­
тивной температуры и теплоощущениями человека можно про­
следить по табл. 2 .2 .
Таблица 2.2
Зависимость теплоощущений человека от эффективной температуры
Значение эф­
фективной
температуры
40...42 °С 35 °С 30 °с
25°С 20°С 15°С 10°С
Теплоощу-
щения
Очень
жарко
Жарко Тепло Ком­
фортно
Прох­
ладно
Холод­
но
Очень
холод­
но
23

Рис. 2.3. Номограмма эквивалентно-эффективных температур
Продолжение работ в этом направлении вылилось в появлении
понятия эквивалентно-эффективная температура. Эта такая тем­
пература, которая эквивалента тепловому воздействию темпера­
туры воздуха, относительной влажности и подвижности. На рис.
2.3 приведена номограмма для определения эквивалентно-эффек­
тивных температур. Из этой номограммы, в частности, видно, что
чем выше температура воздуха по сухому термометру, тем при
одинаковых теплоощущениях ниже должна быть температура влаж­
ного термометра (ниже относительная влажность воздуха), так как
уменьшение теплоотдачи конвекцией должно компенсироваться
увеличением теплоотдачи испарением. Этого же эффекта можно
достичь увеличением подвижности воздуха, т. е. увеличением теп­
лоотдачи вынужденной конвекцией. С другой стороны, как видно
из номограммы, при достижении низких температур воздуха (ниже
7...10°С) относительная влажность оказывает обратное влияние
на тепловое ощущение. При низких температурах потоотделение
незначительно и основную часть теплоты человек отдает конвек­
цией. Поэтому при высокой влажности воздуха и относительно
низкой его температуре человек ощущает в большей степени хо­
лод, чем при сухом воздухе (см. нижнюю часть номограммы, рас­
положенную левее шкалы температур по сухому термометру). Если
24

же температура воздуха выше температуры тела человека (свыше
35...36°С), то увеличение подвижности воздуха приводит к при­
току теплоты к телу, а не отводит теплоту как при более низкой
температуре, что видно по изменению характера номограммы в
этой части.
Несмотря на очевидные достоинства использования эквива­
лентно-эффективных температур они имеют ряд существенных
недостатков, так как не учитывают теплоотдачу человека излу­
чением (следует отметить, что есть номограммы, учитывающие
радиационную температуру помещения), теплофизические свой­
ства одежды, тяжесть выполняемых работ и т.д . Более совершен­
ными методами оценки теплоощущений человека при измене­
нии метеорологических параметров в помещении являются ме­
тоды, разработанные проф. В .Н .Тетеревниковым и проф. П .Оле
Фангером. В настоящее время большее мировое признание нашла
методика П.Оле Фангера, которая и рассматривается далее.
2.2 . Построение зон микроклимата
в помещении
Для построения зон микроклимата в помещении воспользуем­
ся методикой П.Оле Фангера. Он предложил следующее уравне­
ние теплового баланса человека:
^Я—_(1 11) Яа. Я» Яя.л Яс.а Як (7р»
(2-1)
гт
где Д<7 — избыточный (недостаточный) тепловой поток от чело­
века, который может быть положительным либо отрицательным,
т.е . тело человека либо накапливает теплоту, либо отдает больше,
чем получает, Вт/м2; М — метаболическая теплота (теплопродук­
ция, энергозатраты) человека, значение которой зависит от тя­
жести выполняемых работ, Вт;
—
расчетная площадь поверхно­
сти взрослого человека, принимается равной 1,75 м2; ц — тепло­
вой коэффициент потерь метаболической теплоты; да — скрытая
теплота диффузии пара через поры кожи, Вт/м2; <7И— скрытая тепло­
та испарение с поверхности кожи вследствие потоотделения, Вт/м2;
Яял ~ явная теплота, отдаваемая с выдыхаемым воздухом, Вт/м2;
дсл — скрытая теплота, отдаваемая с выдыхаемым воздухом, Вт/м2;
<7К— теплоотдача конвекцией, Вт/м2; — тепловой радиацион­
ный поток, Вт/м2.
Теплопродукция (энергозатраты) человека. Как отмечалось ра­
нее, теплопродукция зависит от тяжести выполняемых работ. Она
может быть определена по табл. 2 .3 .
25

Таблица 2.3
Теплопродукция (энергозатраты) человека
Вид
деятельности
м/р,
Вт/м2
Л
Вид
деятельности
M/FT,
Вт/м2
Л
Состояние
покоя
40...60
0 Работы средней
тяжести:
Па
116
100.. . 130
130.. .167
0...0,05
0...0 .1
Легкие работы:
1а
16
50.. . 80
80.. . 100
0
0
Тяжелые рабо­
ты:
III
167...300 0,1...0,2
Тепловой поток через кожу путем диффузии. Используется фор­
мула Дальтона для определения скрытого теплового потока диф­
фузии, Вт/м2,
Ял=гт(Рт- А).
(2.2)
где г — теплота испарения влаги при температуре тела 35°С, при­
нимается равной 2,4 •103Дж/кг; т — постоянная кожи при тепло­
вом комфорте, равная 2,26 •10~9 кг/(с •м2-кПа); рв — парциальное
давление водяных паров в воздухе, кПа, которое может быть оп­
ределено по «/—¿/»-диаграмме.
Банхиди предложил следующую эмпирическую формулу для
определения парциального давления водяных паров, кПа, при
влаговыделениях через поры:
А = 14,4/, - 190,
(2.3)
где /т — средняя температура тела человека, °С.
По данным П.Оле Фангера температура тела человека, °С,
к = 35,7 - 0,032М(1- ц)/Рт.
(2.4)
Подставляя уравнения (2.3) и (2.4) в уравнение (2.2), полу­
чим
Яв. -
5,42 •10'3[324 - 0,461Л/(1 - г|)/^т - р„], Вт/м2. (2.5)
Тепловой поток, отдаваемый испарением с поверхности кожи.
Для определения этого потока используется эмпирическая фор­
мула П. Оле Фангера:
Я» = 0,49[Л/(1 - Л)/^т - 50], Вт/м2.
26
(2.6)

Скрытый тепловой поток, отдаваемый человеком с выдыхаемым
воздухом. Этот поток, Вт/м2, находится по формуле
<7с.д = г в вв(<4.в - <4),
(2.7)
где г — теплота испарения, кДж/кг; (?вв — количество выдыхае­
мого воздуха, кг/с.
Количество выдыхаемого воздуха, кг/с, может быть найдено
по эмпирической формуле
Свв = 0 ,166 10-5Л//^т.
(2.8)
Разность влагосодержания выдыхаемого ёвв и вдыхаемого ¿в
воздуха, кг влаги/кг сухого воздуха, может быть найдена по эм­
пирической зависимости Тейлора:
4,в - <4=0,029-0,80<4=
= 0 ,029 - 0,00492рв.
(2.9)
При выводе формулы (2.9) использовалась известная зависи­
мость влагосодержания воздуха от парциального давления:
¿4 = 0,622дв/(дб - р в).
Пренебрегая парциальным давлением водяного пара рвпо срав­
нению с барометрическим давлением р6, для нормальных атмос­
ферных условий получаем, кг влаги/кг сухого воздуха,
</„ = 0 ,00615дв.
Парциальное давление водяного пара в воздухе рв может быть
найдено по «/-¿»-диаграмме. С учетом приведенных зависимос­
тей скрытая теплота, отдаваемая при дыхании, Вт/м2, определя­
ется из выражения
4.д = 0,0196А/(5,9 - Рв)/Ь .
(2.10)
Явный тепловой топок, отдаваемый человеком с выдыхаемым
воздухом. Этот поток, Вт/м2, может быть определен по формуле
¿яд = срСв.в(1в, ~ 4) = 0,0017/1/(34 - /„)//;,
(2.11)
где ср — теплоемкость воздуха, принимается равной 1 103
Дж/(кг - °С); /вв — температура выдыхаемого воздуха, /вв = 34 °С.
Тепловой радиационный поток. Расчет производится по форму­
ле Стефана—Больцмана, Вт/м2:
¿Р= еаКГод/ЮО)4 - (Гг/100)4],
(2.12)
где а — постоянная Стефана—Больцмана, а = 5,67 Вт/(м2-К4); е —
излучающая способность одетого человека, е = 0,7; Тоа — темпера­
тура поверхности одежды, К; Тг — радиационная температура в
рассматриваемой точке помещения, К.
27

Таким образом,
<7р= 4 ,0[(ГОД/100)4 - (7;/100)4], Вт/м2.
(2.13)
Конвективный тепловой поток от человека. Этот поток, Вт/м2,
определяется по уравнению
<7к = /оД®(^ОД —О ,
(2.14)
где /од
коэффициент, учитывающий увеличение поверхности
тела человека за счет одежды; а — коэффициент теплоперехода с
поверхности одежды к воздуху помещения, Вт/(м2-К), который
определяется при свободной или вынужденной конвекции.
Для расчета коэффициента теплоперехода при свободной кон­
векции пользуются приближенной формулой, Вт/(м2-К),
а = 2 ,4(/‘од - /в)0,25.
(2.15)
Для вынужденной конвекции используется формула, Вт/(м2- °С),
а = 3,75 + 3,05и>,
(2.16)
где IV— расчетная подвижность воздуха в рабочей зоне помеще­
ния, м/с.
Термическое сопротивление одежды Д>д и значения коэффи­
циента/оддля различных типов одежды приведены в табл. 2.4.
Таблица 2.4
Значения и / од для различных типов одежды
Тип одежды
Термическое сопротивле­
ние одежды /С , м2- К/Вт
Уод
Шорты и рубашка
0,0155
1,05
Легкая летняя одежда
0,0775
1,1
Легкая специальная одежда
0,093
1,1
Деловой костюм
0,124...0,14
1,15
Деловой костюм и хлопчато­
бумажный плащ
0,155...0 ,2
1,15
Теплая традиционная евро­
пейская одежда
0,23
1,15... 1,2
Теплая зимняя европейская
одежда
0,23...0,31
1,15... 1,2
Теплая зимняя одежда в хо­
лодных районах
0,465 ...0,62
1,3... 1,5
28

Температура на поверхности одежды определяется для стацио­
нарных условий теплообмена из условия равенства теплоотдачи
тела человека ц0, Вт/м2, количеству теплоты, проходящей через
одежду, т.е .
Яо = ( 'т - /од)/Яод-
(2.17)
Отсюда
^од ~ ¿т ~ ^оа.Яо-> С.
(2.18)
Как показано ранее, для определения температуры тела чело­
века, °С, может быть использована формула П.Оле Фангера:
^ = 35,7 - 0,032Л/(1 - ц)//;.
Из уравнения (2.1) можно определить теплоту, отдаваемую
телом человека, Вт/м2,
ЯО- М(1 —П)/РГ~Яя~ Ян~ Ясл ЯяА)
или (с учетом выполнения теплового баланса)
Яо = я'о-
Тогда температура на поверхности одежды человека, °С, опре­
деляется по зависимости
'<» = 35,7 - 0,032Л/(1 - тд/Е, - Н0Л{М(1- ц)/^ -
-
5,42 •10"3[324 - 0,461Л/(1 - ц)/Рт - рв] -
(2 19}
-
0,49[0,461 А/(1 - г\)/Рт - 50] - 0,0196Л/(5,9 - р в)/Рт -
-
0,0017М(34 - о //;}.
Подставив уравнения (2.2 . . .2 .19) в уравнение (2.1), получаем
зависимость теплового баланса человека от определяющих ме­
теорологических параметров воздуха (температуры воздуха, ра-
диационной температуры, парциального давления водяных па-
ров), тяжести выполняемых работ и термического сопротивления
одежды, Вт/м2:
Л<7= Л/(1 - Ц)/Рт ~ 5,42 •Ю-З[324- 0,461М(\ - ц)/^т- рв] -
-
0,49[Л/(1- ц)/^т - 50] - 0,0196Л/(5,9 - рв)/Рт -
-
0,0017А/(34 - /в)/^ т - 4[(7’ОД/100)4 - (Гг/Ю0)4] -
/оД^(^ОД —О -
Для оценки теплоощущений человека П.Оле Фангер предло­
жил следующие ранговые оценки (РМУ — ожидаемые значения
теплоощущений) (табл. 2 .5).
Для расчета Я (аналог РМУ) предложена следующая формула:
5 = [0,037 + 0,41ехр(-0 ,049Л///т.)]Д<7.
(2.21)
29

Таблица 2.5
Значения РМУ по П .О ле Фангеру
Холодно
-3
Слегка тепло
+1
Прохладно
-2
Тепло
+2
Слегка прохладно
-1
Жарко
+3
Комфортно
0
На рис. 2.4 показан пример построения зон микроклимата в
помещении по уравнению (2.21).
На рис. 2 .5 .. .2 .7 представлены номограммы, предложенные
П.Оле Фангером для выбора метеорологических условий в рабо­
чей зоне помещения при различной тяжести выполняемых работ,
где (тм — температура мокрого термометра, °С; /в — температура
воздуха в помещении, °С.
ГОСТ 12.1 .005—88 и СНиП 41-01-2003 регламентируют требо­
вания к воздуху рабочей зоны. Выделяются метеорологические
параметры:
• оптимальные, которые обеспечивают комфортные условия.
Под оптимальными параметрами микроклимата понимаются со­
четания показателей микроклимата, которые при длительном и
систематическом воздействии на человека обеспечивают нормаль­
ное тепловое состояние организма при минимальном напряже­
нии механизмов терморегуляции и ощущение комфорта у 80%
людей, находящихся в помещении;
• допустимые, которыедопускают определенные перегрузки тер­
морегуляционного аппарата человека и принимаются в качестве
расчетных при проектировании систем вентиляции.
Оптимальные и допустимые метеорологические параметры воз­
душной среды на рабочих местах производственных помещений
приведены в табл. 2 .6, 2.7 .
30

Рис. 2.5. Диаграмма комфорта для легких работ, по данным П.Оле Ф ан-
гера (энергозатраты до 172 Вт):
а —легко одетые люди (Лщ, = 0,078 м2-К/Вт); б — нормально одетые люди (Лод=
= 0,155 м2-К/Вт); в —тепло одетые люди (Д,д = 0,23 м2-К /Вт)
Классификация помещений в жилых и общественных зданиях.
Эта классификация приводится в соответствии с ГОСТ 30494—
96 (введен с 1999 г.). Параметры микроклимата относятся к зоне
обслуживания помещения (зона обитания высотой до 2 м и на
расстоянии 0,5 м от ограждающих конструкций). К помещениям с
постоянным пребыванием людей относятся помещения, в кото­
рых люди находятся не менее 2 ч непрерывно или 6 ч суммарно в
течение суток.
Локальная неравномерность результирующей температуры долж­
на быть не более 2,5 °С для оптимальных и не более 3,5 °С для
допустимых параметров.
31

Рис. 2.6 Диаграмма комфорта для работ средней тяжести, по данным
П. Оле Фангера (энергозатраты до 293 Вт):
а —легко одетые люди (R^ = 0,078 м2- К/Вт); 6 — нормально одетые люди (/(,„=
= 0,155 м2 К/Вт); в —тепло одетые люди (R^ = 0,23 м2-К/Вт)
При обеспечении показателей микроклимата в различных точ­
ках обслуживаемой зоны допускается:
• перепад температуры воздуха — не более 2 °С для оптималь­
ных показателей и 3 °С — для допустимых;
• перепад результирующей температуры помещения по высоте
обслуживаемой зоны — не более 2 °С;
• изменение скорости движения воздуха — не более 0,07 м/с
для оптимальных показателей и 0,1 м/с — для допустимых;
32

• и зменение относительной влажности воздуха — не более 7 %
для оптимальных показателей и 15 % — для допустимых.
Результирующая температура помещения (5и, °С, при подвиж­
ности воздуха 0,2 м/с определяется по формуле
tsU=('„+ 0/2,
где /„ — температура воздуха в помещении, °С; /г— радиационная
температура помещения, °С.
Рис. 2.7. Диаграмма комфорта для тяжелых работ, по данным П . Оле Ф ан-
гера (энергозатраты более 293 Вт):
а —легко одетые люди (Д,л = 0,078 м2-К/Вт); б — нормально одетые люди (/?,,,=
= 0,155 м2-К/Вт); в —тепло одетые люди (Л<,п = 0,23 м2-К/Вт)
33

Таблица 2.6
Оптимальные и допустимые нормы температуры, относительной влажности и скорости движения воздуха
в обслуживаемой зоне помещений жилых зданий и общежитий
Период года Наименование помещения
Температура
воздуха, °С
Результирующая
температура, °С
Относительная
влажность, %
Скоростьдвижения
воздуха, м/с
опти­
мальная
допусти­
мая
опти­
мальная
допусти­
мая
опти­
мальная
допустимая,
не более
оптималь­
ная, не
более
допусти­
мая, не
более
Холодный Жилая комната
20...22 18...24
(20... 24)
19...20 17...23
(19...23)
45 ...30
60
0,15
0,2
То же, в районах с тем­
пературой наиболее
холодной пятидневки
(обеспеченностью 0,92)
-31 °С и ниже
21...23 20...24
(22...24)
20...22 19...23
(21...23)
45... 30
60
0,15
0,2
Кухня
19...21 18...26 18...20 17...25 н н
нн
0,15
0,2
Туалет
19...21 18...26 18...20 17...25 н н
нн
0,15
0,2
Ванная, совмещенный
санузел
24...26 18...26 23 ...27 17 ...26 н н
нн
0,15
0,2
Холодный Помещения для отдыха
и учебных занятий
20...22 18...24 19...21 17 .. .23 45...30
60
0,15
0,2
Межквартирный кори­
дор
18...20 16...22 17... 19 15...21 45...30
60
0,15 1 0,2

Вестибюль, лестничная
клетка
16. .18
О
г
ч
т
Т
15.. .17 13. ..19 НН
НН
0,2
0,3
Кладовые
16.. .18 12...22 15.. .17 11.,..21
НН
НН
НН
НН
Теплый
Жилая комната
22. ..25 20...28 22 ...24 18...27 60...30
65
0,2
0,3
П р и м е ч а н и е . Значения в скобках относятся к домам для престарелых людей и инвалидов; НН — не нормируется.
Таблица 2.7
Допустимые нормы температуры, относительной влажности и скорости движения воздуха в обслуживаемой или
рабочей зоне жилых, общественных, административно-бытовых и производственных помещений в теплый период года
Назначение помещения
Категория
Температура, °С
Скорость дви­
жения воздуха,
м/с, не более
Относительная
влажность воз­
духа, %, не
более
работ
в обслуживаемой или
рабочей зоне
на по­
стоянных
рабочих
местах
на непо­
стоянных
рабочих
местах
на постоянных и непостоянных
рабочих местах
Жилое, общественное,
административно-быто­
вое
Неболеечемна3°Свы­
ше расчетной темпера­
туры наружного воздуха
(параметры А)
0,5
65
Производственное
Легкая:
1а
На 4 °С выше расчетной
температуры наружного
воздуха (параметры А)
28/31
30/32
0,2
75
и>
и»

со
04
Окончание табл. 2.7
Назначение помещения Категория
работ
Температура, “С
Скорость дви­
жения воздуха,
м/с, не более
Относительная
влажность воз­
духа, %, не
более
в обслуживаемой или
рабочей зоне
на по­
стоянных
рабочих
местах
на непо­
стоянных
рабочих
местах
на постоянных и непостоянных
рабочих местах
Производственная
1б
28/31
30/32
0,3
75
Средней
тяжести:
На
Нб
27/30
27/30
26/31
29/31
0,4
0,5
Тяжелая:
III
26/29
28/30
0,6
П р и м е ч а н и я : 1. В числителе приведены допустимые нормы для районов с расчетной температурой наружного воздуха (А)
ниже 25 °С, а в знаменателе — выше 25 °С. В населенных пунктах с расчетной температурой наружного воздуха (А) 18°С и ниже
вместо 4°С допускается принимать 6°С или более (при расчетном обосновании).
2. В населенных пунктах с расчетной температурой наружного воздуха (А) на постоянных и непостоянных рабочих местах в
теплый период года превышающей:
• 30 “С — температуру воздуха в помещении следует увеличивать на 0,4 °С сверх приведенных в таблице на каждый градус
превышения;
• 28 °С — на каждый градус превышения следует увеличивать скорость движения воздуха на 0,1 м/с, но не более чем на 0,3 м/с
выше скорости, приведенной в таблице;
• 24 °С — на каждый градус превышения допускается принимать относительную влажность воздуха на 5 % ниже относительной
влажности, указанной в таблице.
3. Если допустимые нормы невозможно обеспечить по производственным или экономическим условиям, то следует предусмат­
ривать воздушное душирование или кондиционирование воздуха на постоянных рабочих местах.

При подвижности воздуха от 0,2 до 0,6 м/с результирующую
температуру, °С, следует вычислять по формуле
Радиационная температура 1п °С, определяется по формуле
где — температура по шаровому термометру, °С; т — констан­
та, т = 2,2 при диаметре сферы до 150 мм; н> — подвижность
воздуха, м /с.
По температурам внутренних поверхностей ограждений и ото­
пительных приборов радиационная температура гп °С, находится
по формуле
где г, — температура внутренней поверхности ограждений и ото­
пительных приборов, °С; 7*} — площадь внутренней поверхности
ограждений и отопительных приборов, м2.
Все помещения, в которых находятся люди, можно подразде­
лить на несколько категорий:
1 категория — помещения, в которых люди в положении лежа
или сидя находятся в состоянии покоя и отдыха;
2 категория — помещения, в которых люди заняты умствен­
ным трудом, учебой;
За категория — помещения с массовым пребыванием людей, в
которых люди находятся преимущественно в положении сидя без
уличной одежды;
36 категория — помещения с массовым пребыванием людей, в
которых люди находятся преимущественно в положении сидя в
уличной одежде;
Зв категория — помещения с массовым пребыванием людей, в
которых люди находятся преимущественно в положении стоя без
уличной одежды;
4 категория — помещения без занятий подвижными видами
спорта;
5 категория — помещения, в которых люди находятся в полу­
раздетом виде (раздевалки, процедурные кабинеты, кабинеты
врачей и т.д .);
6 категория — это помещения с временным пребыванием лю­
дей (вестибюли, гардеробные, коридоры, лестницы, санузлы,
курительные, кладовые).
Требуемые параметры микроклимата для рассматриваемых по­
мещений приведены в табл. 2 .6, 2.7.
Метеорологические условия в пределах оптимальных норм или
один из входящих в эти условия параметров допускается прини­
(и=
+ 0,4гг
¡г=
37

мать вместо допустимых параметров, если это экономически обо­
сновано.
Температуру воздуха в помещении следует принимать:
• для теплого периода года при проектировании вентиляции в
помещениях с избытками явной теплоты — максимальную из до­
пустимых температур, а при отсутствии избытков теплоты — эко­
номически целесообразную в пределах допустимых температур;
• для холодного периода года и переходных условий при про­
ектировании вентиляции для ассимиляции избытков теплоты —
экономически целесообразную в пределах допустимых темпера­
тур, а при отсутствии избытков теплоты — минимальную из до­
пустимых температур. При проектировании отопления — мини­
мальную из допустимых температур.
В холодный период года в общественных, административно­
бытовых и производственных помещениях отапливаемых зданий,
когда они не используются 24 ч, в нерабочий период можно про­
ектировать дежурную систему отопления, которая будет поддер­
живать в помещении температуру ниже нормируемого значения,
но не ниже 5 °С, обеспечивая восстановление нормальной темпе­
ратуры к началу рабочего времени.
Контрольные вопросы
1. Дайте определение оптимальных и допустимых параметров внут­
реннего воздуха.
2. Как зависят энергозатраты человека от категории тяжести выпол­
няемых работ?
3. Составьте уравнение теплового баланса человека.
4. Напишите уравнение теплоощущений человека в зависимости от
параметра РМУ.
5. Объясните влияние радиационно-эффективной температуры на теп­
ловые ощущения человека.
6. Каким образом влияют составляющие теплоотдачи (излучение, кон­
векция и испарение) человека на его самочувствие?
7. Дайте классификацию помещений в жилых и общественных зда­
ниях.

ГЛАВА 3
ВРЕДНЫЕ ВЕЩЕСТВА ПРОМЫШЛЕННЫХ
ПРОИЗВОДСТВ
3.1 . Вредные промышленные выбросыватмосферу
Производственная деятельность человека приводит к некото­
рому загрязнению окружающей среды (как рабочей зоны, так и
атмосферы), такая среда оказывает негативное влияние на само­
чувствие и работоспособность человека, кроме того, нередко яв­
ляется определяющим фактором, приводящим к профессиональ­
ным заболеваниям и травматизму. В зависимости от технологии
производства (кроме безотходных производств) в воздух выде­
ляются: избыточная теплота, избыточная влага, вредные пары
и газы, пыль. Вещества, для которых органами санэпидемнад-
зора установлена предельно допустимая концентрация, приня­
то называть вредными веществами.
Концентрация этих веществ в помещениях приводится к нор­
мам при помощи работы систем вентиляции, а в атмосферном
воздухе — за счет очистки выбросов или их рассеяния. За год [8]
в атмосферу Земли в среднем выбрасывается: около 200 млн т
оксида углерода, более 20 млрд т диоксида углерода, 150 млн т
диоксида серы, 53 млн т оксида азота, свыше 250 млн т пыли,
120 млн т золы, более 50 млн т различных углеводородов. По
прогнозам в результате антропогенных воздействий на атмосфе­
ру к 2025—2050 гг. возможно удвоение содержания диоксида уг­
лерода, увеличение содержания других вредных паров, газов и
пыли. Это может привести к повышению средней температуры в
приземном слое на 1,5...3,0 °С. Повысится интенсивность таяния
ледников, изменятся атмосферные циркуляционные процессы,
что послужит причиной повышения уровня мирового океана на
0,3 ...0 ,5 м и может привести к затоплению освоенной человеком
суши. Часть выбрасываемых паров и газов участвует в биологи­
ческом обмене в атмосфере и не ухудшают ее качества. Есте­
ственным фильтром являются в значительной степени лесные
массивы. Поэтому защита и профилактика лесов является меж­
дународной проблемой. Гигиенический стандарт атмосферы до­
пускает суммарные вредные выбросы до 1,5 т/га. Однако некото­
рые газы представляют особую угрозу экосфере. Например, вы­
бросы диоксида углерода снижают прозрачность воздуха и ин­
тенсифицируют поглощение инфракрасного излучения, что вы­
39

зывает опасность стабильного повышения средней температуры
атмосферы, которое может и приводит к более интенсивному
таянию ледников, повышению уровня воды в морях и океанах,
изменению биологического состава атмосферы.
Одними из значительных источников вредных выбросов (вред­
ностей) являются системы промышленной вентиляции, техноло­
гические выбросы, выбросы котельных и т.д . Поэтому основное
внимание обращается на создание безотходных технологических
процессов, повышение эффективности улавливания и очистки
вредных паров и газов, а в атмосферу желательно выбрасывать
только те пары и газы, которые не удается очистить.
3.2 . Влияние на человека вредных промышленных
выбросов впомещении
По степени воздействия на организм человека вредные веще­
ства подразделяются на 4 класса: 1 — чрезвычайно опасные; 2 —
высокоопасные; 3 — умеренно опасные; 4 — малоопасные. В зави­
симости от опасности воздействия на организм человека установ­
лены различные значения предельно допустимых концентраций
(ПДК).
Предельные концентрации следующие:
в атмосферном воздухе — максимально разовые; среднесуто­
чные; при отсутствии данных по максимальным и среднесуточ­
ным концентрациям используют ориентировочно безопасный уро­
вень воздействия (ОБУВ) на человека вредного вещества;
в рабочей зоне помещения — предельно допустимые концент­
рации.
Естественно, величины этих допустимых концентраций раз­
личны в зависимости от токсичности вредности. Далее описыва­
ются наиболее распространенные и вредные для человека веще­
ства [8].
Диоксццы серы и оксиды азота. Общие объемы выброса этих
веществ в результате работы угольных электростанций, транспор­
та и промышленных предприятий в настоящее время составляют
ориентировочно: угольные электростанции — 74%, промышлен­
ные котельные — 14%, промышленные производства — 8 %, про­
чие источники — 4 %, в том числе выбросы оксидов азота: авто­
мобильным транспортом — 44 %, электростанциями — 34 %, про­
мышленными котельными — 17%, прочими источниками — 5%.
Сокращение таких выбросов только на 50 % могло бы приостано­
вить подкисление окружающей среды и обеспечить буферные про­
цессы в пределах сохранности состава атмосферы.
Ртуть и ее неорганические соединения. Среднегодовое произ­
водство ртути в мире составляло: в XVI в.
—
90 т, XVII в.
—
585 т,
40

XVIII—820т, XIX —3080 т, XX в. превысило7500т. В среднем
мировое производство ртути ежегодно увеличивается на 2 %. В воз­
дух (ПДК ртути 0,0003 мг/м3) пары ртути поступают: при произ­
водстве хлора и каустика ртутным методом (0,3 кг на тонну про­
изведенного каустика); добыче ртути из ртутных руд и извлечения
из руд благородных металлов (ртуть составляет 4...6 % общего ко­
личества произведенного металла). В дымовых газах ртутных заво­
дов содержится ртути около 7... 100 мг/м3, в воздухе вытяжных
шкафов — 0,5... 1,5 мг/м3, в выбросах местной вытяжной вентиля­
ции — 0,01 ...0,1 мг/м3. Пары ртути могут поступать в помещения
и атмосферу при производстве и применении ртутьсодержащих
приборов (термометров, барометров и т.д .); производстве и при­
менении электротехнических приборов (выпрямителей перемен­
ного тока, ртутных контактов и т.д .); производстве и примене­
нии диффузионных вакуумных насосов и специальных ртутных
вакуумных установок и др. В воздухе ртуть находится в виде мо-
ноатомного пара Hg° и всасывается в легкие на 85...90% . Затем
пары частично растворяются в жидкостях дыхательных путей, об­
разуя комплексные соли ртути.
Поступившие в легкие пары ртути окисляются и поступают в
кровь, разносятся по органам и тканям, задерживаясь в них про­
порционально кровеснабжению. Первичным биохимическим ме­
ханизмом действия ртути является блокада ионами металла био­
логически активных групп белковой молекулы и низкомолекуляр­
ных соединений. Ртуть накапливается преимущественно в клеточ­
ном ядре. Повреждающее действие ртути распространяется на все
субклеточные структуры клетки. Влияние ртути на скорость син­
теза дезоксирибонуклеиновых кислот (ДНК) и рибонуклеивовых
кислот (РНК) в клетках культур и тканях живого организма явля­
ется следствием избирательной локализации этих соединений в
ядерной фракции клетки. Воздействие ртути на рабочих во время
производства может привести к появлению у них дистрофических
и дегенеративных изменений в коре мозговых полушарий и их
нервных элементах. Чем больше выражены изменения в органах,
тем глубже поражены их нервные структуры.
Изменения в отделах головного мозга сводятся к изменению
сосудистого русла и структуры нейронов. В начальный период воз­
действия изменения в нейронах носят в основном реактивный харак­
тер, а в дальнейшем могут приобрести дегенеративный характер.
Клиническая картина отравления развивается через 8... 24 ч и вклю­
чает в себя общую слабость, головную боль, боли при глотании,
повышенную температуру, катаральные явления со стороны ды­
хательных путей. Затем развивается ртутный стоматит с язвен­
ными процессами на слизистой оболочке десен, боли в животе,
желудочные расстройства, признаки поражения почек, реже вос­
паление легких. Нарушение здоровья людей появляется при сред­
41

них концентрациях ртути 0,02...0 ,03 мг/м3 (в некоторых случаях
опасными оказывались средние концентрации 0,0085; 0,01; 0,045;
0,05 мг/м3). Отсутствие влияния паров ртути на организм человека
отмечается при концентрациях порядка 0,0017...0 ,003 мг/м3.
Оксиды свинца. Эти оксиды в организме человека отлагаются
главным образом в центральной нервной системе. В полушариях
головного мозга происходит скопление органического свинца в
10 раз больше, чем неорганического. Свинец отлагается также в
печени, сердце и легких, в которых органический свинец может
превышать неорганический в 5—6 раз. Тетраэтилсвинец легко
проникает в организм через неповрежденную кожу, пищевари­
тельный тракт и чаще всего через легкие. Концентрация тетра­
этилсвинца 4...5 мг/л при 15-минутной экспозиции оказывается
достаточной, чтобы вызвать смерть животного (кролика). Более
слабая концентрация при продолжительной экспозиции приво­
дит также к летальному исходу, который в среднем наступает на
(З...6)-е сутки, а иногда на 24-е сутки. При введении тетраэтил­
свинца в дозе 0,00008 мг/(кг сут) (что происходит, например,
при концентрации в питьевой воде от 0,01 мг/л и более) у подо­
пытных животных наблюдались патологические изменения в го­
ловном мозге, сердечной мышце, печени, почках и селезенке.
Смертельная доза для человека составляет 1,5 мг/кг. Для острого
отравления тетраэтилсвинцом характерен скрытый период (не­
сколько часов), после которого у пострадавшего появляются сла­
бость, быстрая утомляемость, головная боль, потеря аппетита,
расстройство сна, гипотония, гипотермия. Появляются признаки
расстройства вегетативной и центральной нервной системы. Наи­
более резкие патоморфологические изменения обнаруживаются в
центральной нервной системе. При острых отравлениях имеют место
деструктивные изменения нервных клеток и сердечно-сосудистой
системы. Наблюдаются психические расстройства (нарушается со­
отношение между процессами возбуждения и торможения), так
называемого тетраэтилсвинцового психоза. При патологоморфоло­
гическом исследовании головного мозга погибших от отравления
этилированным бензином отмечалось наличие тяжелого пораже­
ние коры мозжечка (клетки Пуркинье).
Диоксины. Это определенная группа химических соединений,
включающая в себя полихлорированные дибензо-л -диоксины
(ПХДД) и дибензофураны (ПХДФ). Они являются представите­
лями хлорированных циклических ароматических эфиров. «Эта мно­
гочисленная группа веществ (ксенобионики), чужеродных живым
организмам, поступает в биосферу с продукцией или отходами
многочисленных производств» (А.Ф . Порядин). В принципе все со­
единения, которые являются галогенизированными и другими про­
изводными дибензо-л -диоксина, можно назвать диоксиноподоб­
ными токсикантами (синонимы термина «диоксины»). Диоксины
42

являются универсальным клеточным ядом и поражают все виды
животных и большинство растений. Они чрезвычайно устойчивы
к химическому и биологическому разложениям, сохраняются в
окружающей среде в течение десятков лет и беспрепятственно пе­
реносятся по пищевым цепям. По определению американских уче­
ных, диоксины играют роль чужеродного гормона, подавляя им­
мунную систему и усиливая действие радиации, аллергенов, ток­
синов и т.д . Провоцируется развитие онкологических заболева­
ний, болезней крови и кроветворной системы, эндокринной си­
стемы. Изменения передаются по наследству. Диоксины поступа­
ют в окружающую среду при хлорфенольных производствах, про­
изводстве удобрений, полихлорбифенилов (ПХВ), целлюлозно-
бумажного производства; с отходами электронной и радиоэлект­
ронной промышленности, использующей для обезжиривания хло-
рорганические растворители и др. Кроме перечисленного источ­
никами загрязнения окружающей среды диоксинами можно счи­
тать следующие процессы:
• хлорорганический синтез, высокотемпературные процессы
хлорирования органических веществ, пиролитическая переработ­
ка и сжигание хлорорганических соединений; синтез и примене­
ние три-, тетра-, пентахлорфенолов, полихлорпирокатехинов и
их производных, полихлорциклогексанов и др.;
• сжигание твердых бытовых отходов, особенно материалов на
основе поливинилхлорида;
• хлорирование лигнинов при отбеливании целлюлозы;
• хл орирование воды, содержащей фенольные вещества и лиг-
нины;
• высокотемпературные процессы при плавлении меди и про­
ката в электродуговых печах, получение магния, никеля и других
металлов из их хлоридов;
• газовые выбросы автотранспорта, использующего горюче­
смазочные материалы, содержащие присадки хлор- или бромор-
ганических соединений, а также бензин с добавкой свинца при
наличии дихлорэтанового уловителя;
• табачный дым. Общая концентрация гептахлордибензо-л -
диоксина в сигаретном дыме достигает 5 мкг/м3. При ежеднев­
ном выкуривании 20 сигарет человек поглощает количество
диоксина, близкое к предельному допустимому суточному по­
треблению.
Бенз(а)пирены. По имеющимся данным глобальная эмиссия
бенз(а)пирена в окружающую среду составляет около 5 000 т в
год, причем 61 % приходится на сжигание угля, 20 % — на произ­
водство кокса, 4 % — на сжигание древесины и 1% — на выбро­
сы транспорта. В больших промышленных городах содержание
бенз(а)пирена в воздухе находится в диапазоне от 0,1 до 100 г/м3.
Расчетная средняя летальная доза бенз(а)пирена при однократ­
43

ном поступлении в организм человека составляет 70 мкг/кг массы
тела, минимально действующая — ориентировочно 1,0 мкг/кг,
что значительно меньше соответствующих доз известных синте­
тических ядов (например, стрихнина или кураре). Основными про­
явлениями острых отравлений бенз(а)пиренами являются: психо­
неврологические нарушения, увеличение лимфатических узлов,
нарушение остроты зрения, повышение холестерина в сыворотке
крови (норма 1 г/м3). Начальным в воздействии этого вещества на
организм человека является его взаимодействие с белком. Проис­
ходит изменение скорости синтеза жизненно важных белков, ве­
дущее к генерализованной дисфункции клетки и ее гибели. Со­
держание бенз(а)пирена в жировой ткани человека при высоких
уровнях воздействия составляет 20... 173 г/кг. Кроме общетокси­
ческого действия яда на человека это вещество и его аналоги вы­
зывают развитие иммунодефицита, несколько менее выраженно­
го, чем при ВИЧ-инфицировании.
Оксид углерода. Газ без запаха и цвета, являющийся продуктом
неполного сгорания углерода. Он может выделяться в цехах метал­
лургических и машиностроительных заводов (доменных, марте­
новских, литейных, кузнечных, термических и других цехах),
котельных, ТЭЦ и т.д . Этот газ вытесняет кислород из крови,
легко соединяется с гемоглобином крови, связывает его и вызы­
вает кислородное голодание организма. Начальная стадия отрав­
ления характеризуется головной болью, головокружением и чув­
ством слабости, переходящим в оцепенение. Затем наступает сон­
ливость и полная потеря сознания.
Сернистый газ (диоксцц серы). Газ бесцветен с характерным
едким запахом. Образуется при сжигании топлива или продуктов,
содержащих серу. Может выделяться в кузнечных, термических и
литейных цехах при работе оборудования на углях с примесью
серы. Этот газ преимущественно действует на верхние дыхатель­
ные пути, а при достаточны сильных отравлениях — на легкие .
При концентрациях 14... 17 мг/м3вызывает смерть при продолжи­
тельности воздействия 0,5... I ч. Концентрация 4...5 мг/м3опасна
для жизни при той же длительности воздействия. Концентрация
0,2 ...0 ,3 мг/м3вызывает отравление при многочасовом воздействии.
Серная кислота. Часто поступает в воздух помещений при тех­
нологических процессах, при которых выделяется сернистый газ.
Вызывает раздражение слизистой оболочки дыхательных путей. При
высоких концентрациях вызывает тяжелое поражение бронхов и
легких.
Сероводород. Выделяется при проведении технологических про­
цессов многих химических производств, производства вискозных
химических волокон и др. Пары сероводорода вызывают раздра­
жение дыхательных путей и роговую оболочку. Он является ядом,
действующим на нервную систему. В результате нарушения кле­
44

точного дыхания может вызвать потерю сознания, судороги, а
при более высокой концентрации — смерть в результате останов­
ки дыхания.
Сероуглерод. Часто выделяется одновременно с сероводородом.
Оказывает наркотическое действие. Это вещество практически не
выводится из организма, а накапливается в нем. Из-за заметного
влияния малых концентраций сероуглерода на организм вызывает
хроническое отравление.
Бензин, бензол, толуол. Входят в состав многих растворителей ла­
ков и выделяются в воздух помещения при окраске различных изде­
лий, разбавлении и растворении лаков и красок, обезжиривании
изделий, растворении органических веществ. Пары этих веществ ока­
зывают на организм наркотическое действие. При отравлении отме­
чаются разнообразные симптомы поражения нервной и сердечно­
сосудистой систем. При многократном воздействии низкие концен­
трации оказывают влияние на кровь и кроветворные органы.
Синильная кислота. Бесцветная жидкость с запахом горького
миндаля. Пары синильной кислоты выделяются при использовании
цианистых солей калия, натрия, аммония. Эти вещества применя­
ются в термических цехах при цементации поверхности металлов,
в гальванических цехах при процессах меднения, цинкования и др.
Пары синильной кислоты могут вызвать тяжелые отравления.
Помимо токсического действия вредных паров и газов при про­
ектировании систем вентиляции и очистных установок важны ва­
ловые выбросы этих паров и газов из оборудования и систем. По­
этому далее приводятся эти данные для некоторых отраслей про­
мышленности.
При подготовке поверхности металла к обработке, например в
гальванических производствах (снятие оксидов, обезжиривание и
т.д .), применяют следующие растворы: серная и соляная кисло­
ты, хлористый натрий, сернокислое железо, едкий натр, тринат-
рийфосфат, азотная, соляная или плавиковая кислоты, азотно­
кислый натрий, сернокислый цинк, цианистый калий, углеки­
слый калий и др. При покрытии металлов применяют: оксиды
цинка, цианистый натрий, едкий натрий, сернистый натрий,
сернистый цинк, сернистый алюминий, цианистый кадмий, сер­
нокислый кадмий, хлористый кадмий, хлористый натрий, ук­
суснокислый натрий, олово сернокислое, цианистая медь, се­
ребро цианистое, хлорное железо, железисто-синеродистый ка­
лий и некоторые др. Анализ дисперсного состава аэрозолей пока­
зал, что средний размер частиц находится в пределах: при травле­
нии металла — 5 . ..6,5 мкм; обезжиривании металла — 5 ...5,5 мкм;
цианистом цинковании — 5 . . .8 мкм. При таком небольшом ди­
апазоне фракционных диаметров можно ограничиться скоростью
сдува 0,5 ...4 м/с или всасывания до 10 м/с. Температура выхода
газовоздушной смеси (ГВС) с поверхности испарения составляет
45

от 20...80°С , концентрация газа на поверхности испарения —
8,9... 141,3 г/м3.
Защита людей от вредных выбросов в атмосферу. Для защиты
людей у предприятий, выделяющих вредные пары и газы, предус­
матриваются санитарные защитные зоны. На границе санитарной
защитной зоны предприятия концентрации не должны превышать
предельно допустимых максимально разовых значений. Газообмен
человека с окружающей средой происходит через поверхность кожи
и легкие. Поверхность альвеол легких, участвующих в газообмене,
составляет около 200 м2, а расчетная поверхность тела взрослого
человека — 1,75 м2. Газообмен через легкие в 114 раз превышает
газообмен через поверхность кожи. Поэтому при расчетах в основ­
ном газообмен происходит через легкие. Кислород из вдыхаемого
воздуха осуществляет окислительные процессы в организме чело­
века, которые проходят с выделением углекислого газа и теплоты.
Количество выделяющейся теплоты составляет 10,6... 11,4 кДж на
1 г вдыхаемого кислорода. Количество выдыхаемого углекислого
газа несколько меньше поглощенного кислорода. Отношение объ­
емов выделенного углекислого газа и поглощенного кислорода
называется дыхательным коэффициентом (ДК), ДК = 0,71... 1,0. При
выполнении тяжелой физической работы ДК = 1,0. Количество
выделяемой человеком теплоты и углекислого газа зависит от тя­
жести выполняемых работ (табл. 3 .1, 3.2). Расход наружного возду­
ха Ун, м3/ч, необходимого для разбавления С02до ПДК, опреде­
ляется по формуле
К=Сг/(спйК-с0),
(3.1)
где (7Г— количество выделенного С 02, г/ч; Сддк — предельно
допустимая концентрация С 02, г/м3; с0 —фоновая концентрация
углекислого газа, г/м3.
Таблица 3.1
Выделения теплоты и углекислого газа одним человеком
Категория тяжести
выполняемых работ
Тепловыделе­
ния, Вт
Потребление
кислорода, г/ч
Выделения угле­
кислого газа, г/ч
Состояние покоя
До 88
До 28
До 23
Легкие работы
1а
88... 140
28...44
23 ...36
16
140... 172
44... 56
36...45
Работы средней
тяжести
На
172 ...232
56...80
45 ...70
Нб
232... 293
80... 112
70... 100
Тяжелые работы
III
Более 293
112... 150
112...150
46

Таблица 3.2
Выделения теплоты и углекислого газа одним человеком в помещениях
различного назначения
Наименование помещения
Тепловыделение, Вт Выделение углекислого
газа, г/ч
Театр
88
23
Кинотеатр
140
45
Залы совещаний
110
37
Торговые залы, лаборато­
рии НИИ
по
37
Фоновое содержание углекислого газа в наружном воздухе сле­
дует принимать: в сельской местности — 0 ,4 ...0 ,5 г/м3; поселках —
0,5...0,6 г/м3; больших городах — 0,6...0,8 г/м3.
Предельно допустимые концентрации С 02:
• жилые помещения с постоянным пребыванием людей — 2 г/м3;
Таблица 3.3
Нормы подачи наружного воздуха из расчета на одного человека
Наименование
Расход наруж­
Наименование
Расход наруж­
помещений
ного воздуха,
м3/ч, не менее
помещений
ного воздуха,
м3/ч, не менее
Школьные помеще­
16
Культурно-зрелищ­
20
ния
ные учреждения
(кинотеатры, клу­
бы, театры и т.д .),
торговые залы
Общественные зда­
Производственные
ния:
здания:
при отсутствии
25
при внутреннем
30
курения
объеме помеще­
при незначитель­
35
ния на одного
ном курении
человека менее
при значитель­
50
20 м3
ном курении
при внутреннем
объеме помеще­
20
ния на одного че­
ловека 20...40 м3
в здании отсутст­
вуют окна и дру­
гие световые про­
емы
70
47

• помещения с временным пребыванием людей (театры, кино­
театры и т.д .)
—
3 г/м3;
• помещения больниц и детские комнаты — 1,25 г/м3;
• опасные для человека концентрации — 45 г/м3.
По формуле (3.1) можно определить необходимый расход на­
ружного воздуха в расчете на одного человека для разбавления
С 02до ПДК. Этот расход не должен быть меньше санитарных тре­
бований (табл. 3 .3).
Пример 3.1 . Кинотеатр на 500 чел. находится в поселке. Опреде­
лить необходимый расход приточного воздуха.
Реш ение . В соответствии с данными, приведенными в табл.
3.2, определяем необходимое количество приточного воздуха Упр:
вг=45•500=22500г/ч;
КР= 6г/(спдк - Со) = 22500/(3 - 0,5) = 9000 м3/ч.
Проверка соответствия рассчитанного воздухообмена санитар­
ным нормам (см. табл. 3.3):
КР=
п = 20 •500 =10000 м3/ч.
В дальнейших расчетах принимаем наибольший из полученных
расходов воздуха, т.е . 10000 м3/ч.
Контрольные вопросы
1. Какие суммарные вредные выбросы в атмосферу допускаются гиги­
еническим стандартом?
2. На какие классы по степени воздействия на человека подразделя­
ются вредные вещества?
3. На какие категории подразделяются предельно допустимые кон­
центрации вредных веществ в атмосферном воздухе и воздухе рабочей
зоны помещения?
4. Какие мероприятия применяются в промышленности для защиты
людей от вредных выбросов в атмосферу?
5. Как зависят выделения теплоты и углекислого газа человеком от
тяжести выполняемых работ?
6. Приведите нормативные величины подачи наружного воздуха в
помещения.

ГЛАВА 4
ДИНАМИКА ИЗМЕНЕНИЯ КОНЦЕНТРАЦИЙ
ВРЕДНЫХ ВЫДЕЛЕНИЙ В ПОМЕЩЕНИИ
4.1 . Динамика изменения концентраций газа
в помещении
Вредные выделения как от технологических процессов, так и
внешних воздействий, как правило, переменны во времени. При
выводе расчетных уравнений принимается следующее допущение:
концентрация газа мгновенно распределяется по всему объему
помещения, наружные ограждения воздухонепроницаемы.
Схема вентиляции помещения с газовоздушными выделения­
ми (ГВС) приведена на рис. 4 .1, где с0 — фоновая концентрация
вредного вещества, г/м3, которая в данном случае равна концен­
трации этого вещества в приточном воздухе (так как расход при­
точного воздуха равен расходу наружного воздуха);
—
расход
приточного воздуха в помещении, м3/ч; (7Г— количество вредно­
го вещества (газа), поступающего в помещение от технологиче­
ских источников, г/ч; с — текущая концентрация вредного веще­
ства в помещении за промежуток времени бт, г/м3; Квыт — расход
вытяжного воздуха, в первом приближении, принимается рав­
ным расходу приточного, так как помещение предполагается гер­
метичным, м3/ч, Квыт = Упр;
Уп— объем помещения, м3.
Количество вредного вещества, г, вносимого в помещение при­
точным воздухом за промежуток времени бт:
с1СпР = с0Кпрбт.
(4.1)
Количество вредного вещества, г, выделившегося в помеще­
нии за время бх:
6 С Г=(7гбт.
(4.2)
Рис. 4 .1. Схема вентиляции поме­
щении с газовыми выделениями

Количество вредного вещества, г, удаляемого из помещения
вытяжной вентиляцией:
¿Свьгг = сУвъпё х = сУпрёх.
(4.3)
Изменение количества газа в помещении, г:
ёСп= Упёс.
(4.4)
где У„ — объем помещения, м3.
Массовый баланс вещества в помещении:
с0Упрёт + в гёх - сУщёх = У„ёс.
(4.5)
Количество углекислого газа, вьщеляющегося в помещении при
стационарном режиме, г/ч:
Ог = gгm,
где gг — количество углекислого газа, вьщеляемого одним челове­
ком, г/ч; т — расчетное число людей, находящихся одновремен­
но в помещении.
Расход приточного воздуха, м3/ч, необходимый для разбавле­
ния поступающего в помещение вредного вещества:
^пр = Сг/(Спдк —^о)*
Полученный расход приточного воздуха сравнивается с мини­
мальным расходом наружного воздуха (по санитарным нормам,
см. табл. 3 .3), м3/ч,
УпГр= '>т,
где V — минимальный расход наружного воздуха, м3/(ч •чел).
Выбирается наибольшее из двух значений расхода приточного
воздуха и определяется ПДК вредных выделений в помещении
при стационарном режиме работы вентиляции.
После преобразования дифференциального уравнения матери­
ального баланса газа в помещении получаем:
ёх/Уа = ёс/(с0Упр + Сг - сУпр);
}К> д.
с'Чсо+Ог/Упр-с)
IК
I со+0г/Упр-с
'
(4.6)
(4.7)
Откуда получаем формулу для расчета текущего значения кон­
центрации газа в помещении, г/м3:
с = с0+ Су/Упр- (Со- с„ + Сг/Кпр)ехр(-лх),
(4.8)
где п — кратность воздухообмена в помещении, и = Упр/Уп, ч_|.
При начальной концентрации газа, с„ = 0, выражение (4.8)
можно записать в виде, г/м3,
с = (с0 + Сг/Упр) [1 - ехр(-лт)].
50

Рис. 4.2. Области действия общеобмен­
ной и аварийной вентиляции
с
Выражение (4.8) позволяет установить характер изменения кон­
центраций газа в помещении при общеобменной вентиляции. Если
начальная концентрация газа существенно больше сПдк> то сни­
жение концентрации вредности в помещении достигается приме­
нением аварийной вентиляции (рис. 4 .2).
Пример 4.1 . Определить изменение концентрации С 02в поме­
щении зрительного зала кинотеатра объемом У„ = 5 000 м3 при
числе посадочных мест т = 300 мест, продолжительности сеансов
Тс = 1,5 ч, антрактов та = 0,5 ч. Кинотеатр находится в большом
городе при фоновой концентрации С02с0= 0,7 г/м3(ПДК С02
в кинотеатре принимается сПДк = 3,0 г/м3). Количество С02,
которое выделяется одним человеком, находящимся в кинотеат­
ре,&=45г/ч.
Решение. По данным, приведенным в табл. 3.2, определяем
количество углекислого газа, выделяющегося в зал при стацио­
нарном режиме, г/ч:
GT= Srm =45 •300 = 13,5 -103.
Концентрация газа в приточном воздухе принимается равной
фоновой концентрации наружного воздуха и составляет с0= 0,7 г/м3.
Расход приточного воздуха, необходимый для разбавления газа,
м3/ч:
Кр = СгЛспдк - Со) = 13,5 103/(3,0 - 0,7) = 5,87 103.
Полученный расход приточного воздуха сравнивается с мини­
мальным расходом по санитарным нормам подачи наружного воз­
духа (см. табл. 3 .3), м3/ч:
Рп» =ц„ = 20-300 =6,0 103.
Таким образом, за расчетный расход приточного воздуха при­
нимается Нпр = 6 ,0 -103м3/ч.
51

Кратность воздухообмена в помещении
я = 6 ,0 -103/5000= 1,2 ч-1.
В этом случае концентрации газа при стационарном режиме
ср = 0,7 + 13,5 -103/(6,0 -103) = 2,95 г/м3.
Концентрация газа в конце первого сеанса
С\ = Со+ Сг/^пр - (с0 - сн+ Сг/Кпр)ехр(-ях) =
= 0,7 + 13,5 •103/(6,0-103) - [0,7 - 0,7 +
+ 13,5 -107(6,0 - 103)]ехр(-1 ,2 -1,5) = 2,58 г/м3.
Принимается, что после окончания сеанса все зрители поки­
дают зал и выделение газа в этот период отсутствует (<7Г = 0).
Концентрация газа за счет работы вентиляции снижается до зна­
чения
с2= с0- (с0~ с,)ехр(-яха) =
= 0,7 - (0,7 - 2,58)ехр(-1,2 •0,5) = 1,73 г/м3.
Концентрация газа в конце второго киносеанса
с3=с0+бг/Упр- (с0- с2+бг/Кпр)ехр(-яхс)=
= 0,7 + 13,5 -103/(6,0 103) - [(0,7 -
-
1,73 + 13,5 103/(6,0 103)]ехр(-1 ,2 -1,5) = 2,75 г/м3.
Концентрация газа после второго антракта составит
с4 = с0+ (с0 - с,)ехр(-лха) =
= 0,7 - (0,7 - 2,75)ехр(-1,2 -0,5) = 1,82 г/м3.
Концентрация газа после третьего сеанса достигнет
с$ = с0 + Су/ —(с0 —с4 + (¡г/ 1^р)ехр(—яхс) =
= 0,7 + 13,5 -103/(6,0 -103) - [0,7 -
-
1,82 + 13,5 •103/(6,0 -103)]ехр(—1,2 • 1,5) = 2,76 г/м3.
Концентрация газа после третьего антракта
с6 = с0 + (с0 - с5)ехр(-«ха) =
= 0,7 - (0,7 - 2,76)ехр(-1,2 0,5) = 1,83 г/м3.
Концентрация газа после четвертого сеанса
с? = с0 + <7Г/ ^/,р - (с0 —С(, + (7Г/ Кпр)ехр(-лхс) =
= 0,7 + 13,5 103/(6,0 103) - [0,7 -
-
1,83 + 13,5 103/(6,0 103)]ехр(—1,2 • 1,5) = 2,77 г/м3.
52

Концентрация газа после четвертого антракта
С%= С0 - (с0 - с7)ехр(-лта) =
= 0,7 - (0,7 - 2 ,77)ехр(-1 ,2 ■0,5) = 1,83 г/м3.
Расчеты проводятся до тех пор, пока значение концентрации
газа (С02) после соответствующего сеанса не приблизится к рас­
четному ср. Результаты расчетов наглядно представлены на рис. 4.3.
4.2 . Динамика изменения концентраций пыли
в помещении
При выделении пыли в помещении в целях экономии тепло­
ты в холодный период года применяется рециркуляция воздуха
и устанавливается фильтр для очистки рециркуляционного воз­
духа (рис. 4 .4).
Коэффициент эффективности фильтра
е=(с-сф)/с.
(4.9)
Рис. 4.4. Схема вентиляции помещения с пылевыделениями
53

(4.10)
Концентрация пыли в приточном воздухе, г/м3,
^пр = (^-фУф (-оV»)/ Kip = [*Т1ДК (1 — Уф "*■ К,]/ Kip»
где Сф — концентрация пыли на выходе с фильтра, г/м3; Кь ~
расход воздуха через фильтр (рециркуляционный поток), м3/ч;
с0 — концентрация пыли в атмосферном воздухе в месте забора
приточного воздуха, г/м3; V„ — расход наружного воздуха, м3/ч; е —
коэффициент эффективности очистки фильтра; СпдК— концент­
рация пыли на входе в фильтр, г/м3.
Расход наружного воздуха может быть задан соотношением
a=VJVnр.
(4.11)
Тогда расход рециркуляционного воздуха определится из вы­
ражения
Уф/Упр=\~а .
(4.12)
Расход приточного воздуха может быть определен как
Кф = &п/(сп,цк - ср),
(4.13)
где Сцдк — предельно допустимая концентрация пыли в воздухе,
г/м3.
Кратность воздухообмена определяется из соотношения
П= Упр/Уп.
Дальнейшие рассуждения аналогичны рассуждениям, которые
приводятся при рассмотрении изменения концентрации газа в
помещении.
Пример 4.2 . В производственном помещении объемом V=
= 4 000 м3 выделяется (7П= 5,3 г/с (19080 г/ч), ПДК пыли —
-
6,0 г/м3. Продолжительность рабочего цикла тр= 1 ч, между рабо­
чими циклами предусмотрен перерыв на отдых продолжительно­
стью тп = 0,3 ч. Система вентиляции спроектирована с рецирку­
ляцией и установлен фильтр с эффективностью очистки е = 0,65.
Приточный воздух разбавляется наружным в соотношении а =
= Ун/УпР= 0,15. Расчетная фоновая концентрация пыли с0= 0,5 г/м3.
Определить распределение концентраций вредности в помеще­
нии во времени.
Реш ение. Расход рециркуляционного воздуха, который в дан­
ном случае равен расходу воздуха, проходящего через фильтр,
составляет
УР/УПР=Уф/Упр=1- а = 1-0,15=0,85.
54

Концентрация пыли в приточном воздухе определяется из вы­
ражения (4.10) при условии поддержания ПДК пыли в воздухе
вентилируемого помещения:
спр= [спдк(1- е)^ф + соKf]/KiP= спдк(1 - е)(1 - а) + с0а =
= 6,0(1 - 0,65)(1 - 0,15) + 0,5 0,15) = 1,86 г/м3.
Расход приточного воздуха рассчитывается по уравнению
Кпр=GJ(cmK - ср)=5,3/(6,0 - 1,86)=1,28м3/с = 4,61 103м3/ч.
Кратность воздухообмена в помещении составляет
п = Vnp/V„ = 4,61 103/4 000 = 1,15 ч-1.
Концентрация пыли в конце первого рабочего периода
с, = (спр + GJVnp) [1 - ехр(-лТр)] =
= (1,86 + 5,3/1,28)[1- ехр(-1,15 •1,0)] =4 ,10 г/м3.
Концентрация пыли после первого перерыва в работе ((?„ =
=0)
с2 = спр(спр - с,)ехр(-лтп) =
= 1,86 - (1,86 - 4 ,10)ехр(—1,15- 0,3) = 3,45 г/м3.
Концентрация пыли в цехе после второго периода работы
С3 ^*пр + Gr/ кпр —(спр —Сч + б"г/ Кпр)ехр( /1Хр) —
= 1,86 + 5,3/1,28 - (1,86 - 3,45 + 5,3/1,28)ехр(-1 ,15 •1,0)] = 5,19 г/м3.
Концентрация пыли после второго перерыва на отдых
С4 = сПр —(спр —с3)ехр(-ятп) =
= 1,86 - (1,86 - 3 ,45)ехр(—1,15 •0,3) = 4,22 г/м3.
Концентрация пыли в помещении после третьего рабочего пе­
риода
с5 = спр + бг/Кпр - (спр - с4 + Сг/Кпр)ехр(-лТр) = 1,86 + 5,3/1,28 -
-
(1,86 - 4,22 + 5,3/1,28)ехр(—1,15 •1,0)] = 5,44 г/м3.
По результатам расчета строится график, подобный изобра­
женному на рис. 4 .3, показывающий динамику изменения пыли в
помещении.
55

1. Выведите дифференциальное уравнение изменения концентраций
газа в помещении при изменении количества их поступлений в помеще­
ние.
2. Решите дифференциальное уравнение изменения концентрации газа
во времени в помещении.
3. Выведите дифференциальное уравнение изменения концентраций
пыли в помещении при использовании рециркуляции воздуха.
4. Решите дифференциальное уравнение изменения концентраций
пыли в помещении при использовании рециркуляции воздуха.
5. Выведите уравнение изменения концентрации вредных веществ в
помещении при аварийной вентиляции.
Контрольные вопросы

ГЛАВА 5
МЕСТНАЯ ВЫТЯЖНАЯ ВЕНТИЛЯЦИЯ
5.1 . Укрытия в виде козырька
Удаление загрязнений непосредственно от мест их образова­
ния принято называть местной вытяжной вентиляцией (аспира­
цией).
Основным элементом такой системы является приемное уст­
ройство, улавливающее вредные выделения. Конструкции прием­
ных устройств могут быть различными: зонты, ограниченные с од­
ной или двух сторон; отсасывающие наклонные панели (напри­
мер, панель Чернобережского); бортовые отсосы от ванн и т.д .
Укрытие в виде козырька (панель Чернобережского) показана
на рис. 5 .1.Для расчета укрытия можно воспользоваться зависимо­
стями, характеризующими развитие горизонтальной осесиммет­
ричной сильно неизотермической струи из монографии [I].
При применении панели Чернобережского длина ее должна
превышать ширину рабочего места не менее, чем на 20 %. При сварке
электродами с качественным покры­
тием на расстоянии 600...700 мм от
панели расход воздуха составляет
3300 м3/ч. При расположении свароч­
ного места на расстоянии I м от па­
нели расход воздуха должен быть
5000...7000 м3/ч. Местные отсосы,
встроенные в оборудование для пай­
ки, лужения, сварки и резки метал­
ла, обычно выбираются в соответ­
ствии со схемой данного оборудова­
ния.
При устройстве козырька у загру­
зочного отверстия печи (рис. 5 .2) не­
обходимо учитывать подъем вытека­
ющей струи за счет действия грави-
Рис. 5.1. Панель Чернобережского
57

о
о
тационных сил. Траектория струи, выходящая из загрузочного от­
верстия печи, может описываться следующей зависимостью от­
носительных координат X = Х/ё0 и
У/с10 от критерия Аг0:
ГД3=9,85 10-5сАг-' =1,2Аг-‘,
(5.1)
где с — коэффициент, учитывающий неравномерность распреде­
ления давления в отверстии печи, изменение плотности ГВС по
ходу движения в отверстии печи, форму отверстия, его длину и
т.д .; Аг0 — критерий Архимеда.
Критерий Архимеда в загрузочном отверстии
аг_#4,А
TMо—2т1
(5.2)
Эквивалентный диаметр загрузочного отверстия печи (или гре­
ющей поверхности печи) определяется по формуле
4>=2
ЬИ/(Ь+
(5.3)
где Ь — ширина загрузочного отверстия, м; Л — высота загрузоч­
ного отверстия, м.
58

Скорость истечения из отверстия печи
м>0 = ц(2р0/р0)0’5, м /с,
(5.4)
где ц — коэффициент расхода, принимается в диапазоне 0,6 ...0,7;
р0 — статическое давление, которое переходит в динамическое в
загрузочном отверстии печи, Па; р0 — плотность струи, вытекаю­
щей из загрузочного отверстия, кг/м3.
Избыточное давление в загрузочном отверстии печи определя­
ется по уравнению, Па,
Риэб —^Ч>/(Рв Рп)>
где А — высота загрузочного отверстия печи, м.
Статическое давление, которое переходит в динамическое в
загрузочном отверстии печи, Па:
Ро = (л«б "I"Л)/2-
Плотность воздуха, кг/м3, и ГВС связана с температурой зави­
симостью
р = 353/Т.
Средняя плотность струи, вытекающей из загрузочного отвер­
стия,
Р=0,5(ро+рв).
Расход ГВС, м3/ч, вытекающей из загрузочного отверстия печи,
определяется по формуле
К = 3 бООуи'о/;,
где \|/ — коэффициент, равный 0,1 ...0 ,3 , устанавливается техно­
логами в зависимости от полноты открытия загрузочного отвер­
стия и частоты открытия.
При полностью открытом загрузочном отверстии в цех посту­
пит, м3/ч,
К = 3600*оГо.
Пример 5.1 . Загрузочное отверстие печи Ах А= 500x700 мм,
\р = 0,2, температура в печи /0 = 900 °С. Температура поверхности
печи /п= 500°С. Температура воздуха в помещении /в= 28 °С. Опре­
делить размеры козырька у загрузочного отверстия печи.
Реш ение . Найдем эквивалентный диаметр загрузочного от­
верстия:
(¡0= 2 •0,7 0,5/(0,7 + 0,5) = 0,58 м.
59

Плотность ГВС, выходящей из загрузочного отверстия печи:
р„ = 353/(28 + 273) = 1,173 кг/м3;
рп = 353/(900 + 273) = 0,301 кг/м3.
Средняя плотность струи, вытекающей из загрузочного отвер­
стия печи:
р=0,5(рп+рв)=0,5(0,301+1,173)=0,737кг/м3.
Избыточное давление в печи
Алб = %(Рв - Рп) = 0,5^(1,173 - 0,301) = 4,27 Па.
Давление в загрузочном отверстии печи
Ро=(Але+А)/2=(4,27+0)/2=2,135Па.
Скорость истечения ГВС из загрузочного отверстия печи
и>0 = 0,66(2 •2 ,135/0,301)0-5 = 2,49 м/с.
Расход ГВС, выбивающейся из загрузочного отверстия печи:
V' = 3600х1/н>оРо= 3600•0,2 •2,49•0,5 •0,7 = 627,5 м3/ч.
При полностью открытом загрузочном отверстии печи расход
ГВС
к = 3600и><л = 3600•2,49•0,5 •0,7 =3137м3/ч.
Среднее количество теплоты, выбивающейся в цех через за­
грузочное отверстие:
0п=Noр(/п-'в)/3600=
= 627,5 0,737 1,005 103(900 - 28)/3 600 = 112,6 103Вт.
При полностью открытом загрузочном отверстии в цех посту­
пает
Qn=КрСр(t„ - tB)/3600=
= 3 137 •0,737 1,005 103(900 - 28)/3 600 = 563-103Вт.
Определим значения критерия Архимеда на выходе струи из
.
gd0 АТ0 9,81-0 ,58(900-28)
загрузочного отверстия Аг0 = —т
-—-
=
~
—
2---- —
—
—
= 2,65.
w¿ Т„
2,49a1 273 + 28
60

Таблица 5.1
Расчет траектории струи
X
0
0,1
0,3
0,5
X3
0
10-3
2,7 10-2
0,125
Y
0
1,35 10-3
3,65 -10-2
0,169
Полученное значение критерия Архимеда больше, чем 0,001,
следовательно, струя сильно неизотермическая и ее ось будет кри­
волинейна, поднимаясь вверх. Траектория оси струи, вытекаю­
щей из загрузочного отверстия печи, описывается уравнением
Y_
X3
1,2
d¡Ar0
1,2
0,582 2,65
= 1,35 м-2.
Результаты расчета траектории струи сведены в табл. 5 .1 .
Ограничиваясь высотой зонта по верху отверстия печи, имеем
К= 0,5А = 0,25 м.
Промежуточная функция при расчете козырька
А' = (У/1,35)1/3 = (Л/2 1,35)1/3 = (0,5/2 -1 ,35)'/3 = 0,57 м.
Определение размеров козырька следует произвести по следу­
ющим формулам:
/0 = 2А' + 0,5Atg(12°30') = 2 •0,57 + 0,5 •0,5 •0,222 = 1,2 м;
а = Ь[\ +2tg(12°30')]=0,7(1 +2•0,222) = 1,0 м,
где а = 12°30' — угол естественного расширения пограничного
слоя струи.
Таким образом, габаритные размеры козырька следует при­
нять 1 200 х 1000 мм.
Из загрузочного отверстия печи в цех будет поступать и лучи­
стая составляющая теплоты:
Ол.ц =4ад(7;/100)4- (7УЮ0)4],
где F0— площадь загрузочного отверстия печи, м2; Ка — коэффи­
циент диафрагмирования загрузочного отверстия (рис. 5.3: Кд =
=0,70при Д/8 =0,58/0,25 =2,32 иb/h=0,7/0,5 = 1,4; D3—экви­
валентный диаметр загрузочного отверстия, м; 5 — толщина стенки
печи, м; b/h — относительный размер загрузочного отверстия).
Ол.ц = 4 •0,70 •0,5 •0,7-[(1 173/100)4 - (301/100)4] = 18,5 -103 Вт.
В табл. 5.2 приведены ориентировочные значения распределе­
ния теплоты по объему термического цеха Qu и в рабочую зону
61

Рис. 5.3. Коэффициент диафрагмирования теплоты Ка, излучаемой через
загрузочное отверстие печи
Таблица 5.2
Относительное распределение теплоты, выделяющейся от печей,
по объему цеха
Вид теплоты
Общая теплота,
а.
Теплота в рабо­
чую зону, 0р.з
Коэффициент
воздухообмена, т у
Термические печи
Конвективная при
температуре по­
верхности:
/п менее 50 °С
1
1
1
50°С<ГП< 100°С
1
0,8
0,8
/п более 100 °С
1
0,6
0,6
Лучистая
1
0,5
0,5
Печи, имеющие центральный о твод продуктов горения
Полная теплота
1
0,35
0,35
Газовые печи с выпуском продуктов сгорания
Полная теплота
1
0,5
0,5
Электропечи, расположенные на полу цеха
Полная теплота
1
0,65
0,65
Электропечи, высота которых превышает 2 м
Полная теплота
1
0,3
0,3
62

Орз, выделяющейся от печей, а также коэффициента воздухооб­
мена
Шу—£?рл/(2ц, используемого при расчетах воздухообменов в
горячих цехах.
От нагретых поверхностей печи в цех будет выделяться теплота,
которая может быть определена по методике, изложенной далее.
5.2 . Укрытия в виде зонта
Расход воздуха, удаляемого через зонт (рис. 5 .4), определяется
по формуле, м3/ч ,
Р,о = 3 600?</,2й ’
(5.5)
4
Для определения конвективной теплоотдачи могут быть исполь­
зованы уравнения:
для горизонтальной поверхности, Вт,
0кг= 1,Зл/г('п-'в)4/3;
<5-6>
для вертикальной поверхности, Вт,
ав=лМ'п-'в)4/3,
(5-7)
где / ’г, / ’в — соответственно площадь горизонтальной или верти­
кальной поверхностей, м2; /п — температура поверхности печи,
°С; /в — температура воздуха в помещении, °С.
Рис. 5.4. Зонт над нагретым оборудованием
63

Эмпирический коэффициент п зависит от температуры поверх­
ности оборудования:
и ° С ............50
100
200
300 400
500 1000
п ................. 1,63 1,58
1,53
1,45 1,40
1,35 1,18
Конвективные теплопоступления в цех от нагретого оборудо­
вания составят, Вт,
<2о=<2кг+0кв
(5.8)
Лучистая составляющая теплоты может быть определена при­
ближенно по зависимости, Вт,
0л = 4 / ’[(7’п/1ОО)4 - ( Г в/1ОО)4].
(5.9)
Скорость и избыточную температуру в конвективной струе над
нагретым оборудованием [7] можно определить по формулам:
и»= 0,64
'0,112(1+о )/
1/3
Оо1
ЛОСрр
тьх т
|/з
, м/с;
(5.10)
АТ =0,546
3,5- 10'3(1+а)2о
1/3
Г07.1
л 2срр 2#
х5]
К,
(5.11)
где а — турбулентное число Прандтля, а = 0,71; ср — теплоем­
кость воздуха, кДж/(кг■К); р — средняя плотность воздуха в
пограничном слое, примыкающем к поверхности печи, р = 0 ,5х
х (353/7; + 353/7;), кг/м3.
Расширение конвективной струи над нагретой поверхностью
зонта составит
с = Л18(12о30') = 0 ,222*
где * — расстояние от горизонтальной нагретой поверхности обо­
рудования до зонта, м.
Диаметр зонта определяется по формуле
4
2с,
где
—
диаметр горизонтальной нагретой поверхности, м.
Пример 5.2 . Определить расход газовоздушной смеси и коли­
чество теплоты, выделяющейся от печи в цех, а также габарит-
64

ные размеры зонта. Габаритные размеры печи: диаметр й0= 400 мм,
высота Ап= 600 мм. Температура поверхности печи („ = 500 ‘С, а
температура воздуха в помещении /в= 20 °С. Расстояние от гори­
зонтальной поверхности печи до зонта Х= 400 мм. Газовые выде­
ления нетоксичные. По температуре поверхности нагрева нахо­
дим п = 1,35.
Реш ение. Определим теплопоступления конвекцией от го­
ризонтальной (2к, вертикальной 0Ц поверхностей печи, а также
лучистые теплопоступления £?л от печи:
0£ = 1,3п^(/п- (в)4/3= 1,3 1,35 0,25•л •0,42(500 - 20)4/3=
= 3,25* 103 Вт;
0“ = 1,3л •0,6 •0,4(500 - 20)4'3 = 3,83 •103Вт.
Суммарная конвективная теплота от печи в цех
0О= 3,25-103 + 3,83 103 = 7,08-103Вт.
Печь выделяет в цех следующее количество лучистой теплоты:
0Л=4,0л 0,4(0,4/4 + 0,6)х
500+273V 20+273V
100,1I100]
Всего полной теплоты от печи выделится
= 12,3 103 Вт.
0П= <20+ <2л= 7,08 •103+ 12,3 •103= 19,38 •103Вт.
Средняя плотность воздуха в струе
р = (353/7; + 353/7; )/2 =
= [353/(273 + 500) + 353/(273 + 20)]/2 = 0,78 кг/м3.
Средняя скорость конвективной струи во всасывающей плос­
кости зонта определяется по зависимости
= 0,64
0,112(1 + а)#"
1/3
Га1
касрр
_ т„х
'0 ,112(1 + 0,71)9,81'
1/3
'7 ,08 103'
л 0,71 1,005 0,78
293-0 ,4
= 2,54 м/с.
65

Избыточная температура в конвективной струе
Д7’ = 0,546
3,5-10‘3(1+ а)2а
1/3
ГОЛ,]
*Чр2£
х5]
= 0,546
3,5 -10~3(1+ 0,71)2 0,71
1/3
"7,08 103 293'
п Ч ,005 0,782 -9,81
0,45
1/3
- л/г
= 6,67 *С.
Расширение конвективной струи у всасывающей плоскости
зонта
с= ^(12°30') =0,222*= 0,333 •0,4 =0,089 м.
Диаметр всасывающей площади зонта
</3=</0+2с=0,4+2•0,089 =0,578м.
Расход конвективной струи в плоскости зонта составит
У3=
= 2,54•л •0,5782/4 =0,666 м3/с = 2400 м3/ч.
Зонт может удалить следующее количество теплоты:
йх = ^рСрДГ/З 600 =
= 2 400•0,78•1,005•103•6,67/3 600= 3,47 103Вт.
Это количество теплоты несколько меньше выделяющейся
(4,66 -103 Вт), поэтому необходимо увеличить диаметр зонта:
Га1
0,5
= 0,578
'7 ,08 -103'
[Ох]
3,47 103
Для проверки количества теплоты, поступающей в рабочую
зону, и коэффициента воздухообмена можно воспользоваться дан­
ными табл. 5.2.
Пример 5.3 . В помещении возможно возникновение горизон­
тальных потоков воздуха и>в (рис. 5 .5). Примем для расчета »»>„=
= 0,4 м/с, т.е. возможную скорость, которая возникает в помеще­
нии от отворяемых ворот, окон, воздушных завес и т.д . Эти пото­
ки могут привести к сносу конвективной струи, что потребует
увеличение размеров зонта. Примем печь такую же, как в Приме­
ре 5.1 . Для расчета сноса струи воспользуемся методикой [1].
Р еш ен и е . Средняя плотность воздуха конвективной струи (см.
Пример 5.1):
р =0,78 кг/м3
66

Рис. 5.5. Воздействие горизонтальных пото­
ков в помещении на работу зонта
о
,
0,667
Х'рМ0,667 0 ,4> 1,2 0,4!
’0,4^0,78 2,54>_ 0,° |М'
Таким образом, при сносящем потоке, действующем в произ­
вольном направлении, необходимо установить зонт размерами
Д=<4+А=0,40+0,01=0,41 м.
Располагать дутьевые установки (например, воздушные души),
рядом с «открытыми отсосами» не рекомендуется. Тепловые ха­
рактеристики стандартного нагретого оборудования приведено в
табл.5.3...5.7.
Таблица 5.3
Характеристики источников тепловыделений
Источник
тепловыделений
Габаритные размеры, м
Степень
черноты £
Тепловой по­
ток с поверх­
ности <7ТО, кВт
длина
а
ширина
b
высота
И
Камерная печь
3
4
2,5
0,5
280
Термическая печь
3,5
2
3
0,5
225
Методическая печь
5
3
3
0,5
375
Пресс
2
2
4,5
4,5
115
Место складирова­
ния продукции
2
2
1,5
1,5
275
67

Таблица 5.4
Составляющие тепловыделений от нагретого оборудования
Источник
тепловыделения
<7тв
Як
Яя
яГ
Место расположения
«шейки» [1]
конвективной струи Z
кВт
Камерная печь
280
109
171
100
3,4
Термическая печь
225
90
135
85
2,5
Методическая
печь
375
172 203
120
3,75
Пресс
115
45
70 46,6
1,7
Место складиро­
вания продукции
275
38
237
41
2
П р и м е ч а н и е : ^те, ^к, ?л, 3 — соответственно общее тепловыделение,
тепловыделение конвекцией, тепловыделение излучением в рабочую зону.
Таблица 5.5
Технические характеристики нагревательных печей кузнечных
и термических цехов
Тип оборудования
Произво­
дитель­
ность, кг/ч
Тепловыде­
ление в цех
(ориентиро­
вочные), Вт
Табличные
размеры загру­
зочных отвер­
стий (ЬхИ), мм
Число за­
грузочных
отверстий
Кузнечные цехи:
печи камерные (с отводом газов в боров)
ННО-6 .4 .5 .4/13
55/110
5 700
293x348
1
ННО-6 .6 .4/13
70/140
19 200
308x464
1
ННО-6 .8 .4/13
100/200
24100
308x464
1
ННО-10.6.8/13
120/240
28500
495x812
1
ННО-8 .8 .6 .5/13
130/260
39 800
480x696
1
ННО-Ю.7 .8/13
140/280
40000
495x812
1
ННО-12.8.9/13
190/380
52 800
596x1044
1
ННО-Ю.Ю .8/13
200/400
52 800
495x812
1
ННО-Ю. 14.8/13
280/560
83 200
495x812
1
ННО-12 .15.9/13
380/750
105 700
596 х 1044
1
печи камерные щелевые (без отвода газов в боров)
НЩО-6 .4 .5 .4/13
55/110
25 700
810x240
1
68

Окончание табл. 5 .5
Тип оборудования
Произво­
дитель­
ность, кг/ч
Тепловыде­
ление в цех
(ориентиро­
вочные), Вт
Табличные
размеры загру­
зочных отвер­
стий (ЬхИ), мм
Число за­
грузочных
отверстий
НЩО-8 .4 .5 .6 .5/13
70/140
40900
1042x304
1
НЩО-6 .8 .4/13
100/200
63 900
810x240
1
НЩО-Ю.6 .8/13
120/230
81 700
1274x360
1
НЩО-8 .10.6.5/13
160/320
102 700
1042x304
1
НЩО-16.6 .11/13
190/360
118400
464x360
2
НЩО-12.10.9/13
240/450
158200
1390x360
1
НЩО-14 .10Ю/13
280/530
162 300
464x360
1622x360
21
НЩО-14 .12 .10/13
340/640
197 000
464x360
1622x360
2
1
печи камерные тупиковые с выдвижным подом (с отводом газа в боров)
НДО-12 .25.12/13-15 450/600
126 800
930x1 276
1
НДО-16.30.16/13-25 720/960
232 600
1 320x1 748
1
НДО-20.30 .30/13-30 900/1 200 356 800
I 580x2088
1
НДО-20.40.20/13-50 1200/1 600 674 700
1 580x2 088
1
ТНО-25.40.23/13-65 1500/2 000 1 197900 1 840x2 552
1
Термические цехи:
печи камерные (с отводом газов в боров)
ТНО-4 .6 .4 .5/11
40
14 500
325x348
1
ТНО-5 .10.5.5/11
90
29 000
410x464
1
ТНО-6 .12.5.5/11
130
42 900
410x464
1
ТНО-8 .16.6.5/11
230
75 400
512x696
1
ТНО-10.20.8/11
360
114900
167 000
525x812
596 х 1044
1
Примечания: 1. В первом столбе обозначаются: первая буква: Н —нагре­
вательная, Т — термическая; вторая буква: Д — с выдвижным подом, Н —
камерная периодического действия, Щ — щелевая; третья буква: О — окисли­
тельная атмосфера (воздух). После букв приведены размеры рабочего простран­
ства печей, дм, например: ширина, длина, высота. Через дробь указана макси­
мальная рабочая температура печи, деленная на 100 “С.
2. Во втором столбце в числителе указана сталь легированная, в знаменате­
ле — углеродистая.
3. Над загрузочными отверстиями устанавливается зонт — козырек.
69

Таблица 5.6
Технические данные оборудования для термообработки
с электронагревом в термических цехех
Тип оборудования
Температура
в печи, °С
Установочная
мощность, кВт
Габаритные размеры рабо­
чего проема, (ЬхИ), мм
Камерные печи
СНЗ-З .6 .2/10
850
14(14,6)
300 x 200
СНЗ-4 .8 .2 .5/10
850
25
400 x 250
СНЗ-6 .12.4/10
850
58 (71)
600 x 400
СНЗ-8 .16.5/10
850
81
800 x 500
СНЗ-4 .8 .2 .5/10
1000
25
400x250
СНЗ-6 .12.4/10
1 200
52
600 x 400
СНЗ-8 .16.5/12
1 200
81
800 x 500
Камерные печи с выдвижным подом
СНОС-Ю. 13.10/3
300
41,3
1000x1 000
СДОС-16.15.16/2,5
250
189,5
1600х 1600
СДОС-10.12,5.12,5/3
250
71,5
1000x1 250
СДО-10.12,5.10/5
500
79,4
1000x1000
Шахтные печи
СШЗ-6 .6/7
700
3702
I
I
0
4
8
СШЗ-6 .12/7
700
52,2
600
СШЗ-10.10/7
700
85
1000
СШЗ-6 .20/7
700
72,2
600
СШЗ-6 .30/7
700
107,2
600
США-5 .7 .5/6
650
42,5
500
США-8 .12/6
650
95
800
СШО-6 .6/Ю
1 000
70
600
СШО-6 .20/10
1000
100
600
СШО-10.10/10
1000
111
1000
СШО-6 .30/Ю
1000
130
600
СШЦМ-6 .6/9
900
7302
600
СШЦМ-6 .12/9
900
8 802
600
СШЦМ-6 .20/9
900
103,2
600
70

Таблица 5.7
Электрованны
Тип оборудования
Температу­
ра, °С
Установочная
мощность, кВт
Габаритные размеры
(bxh), мм
СВС-1,5.3 .4/8,5 М-01
850
40
150x300
СВС-3,5.8 .4/6,5М-01
650
100
350x800
СВС-3,5.8 .4/8,5 М-01
850
160
350x800
СВС-2,3/13
1 300
100
0= 1460
СВС-2,5/13
1 300
137
1460
П р и м е ч а н и я : 1. В первом столбце приняты следующие буквенные обозна­
чения: первая буква С — сопротивления косвенные; вторая буква: конструкция
печи В — ванна, Д —с выдвижным подом, Н — камерная, Ш —шахтная; третья
буква: среда в печи А —азот, 3 —защитная (контролируемая), О —окислитель­
ная атмосфера, С — соль, Ц — цементационная, Щ — щелочная; четвертая
буква: С — сушильная, М — муфельная.
2. После букв приведены размеры рабочего пространства: ширина, высота,
длина или диаметр, высота, дм.
3. Через дробь указана температура печи, "С.
4. Теплопоступления в цех от технологического оборудования при обработке
в печах с электроподогревом принимаются в процентах от установочной мощно­
сти: камерные печи — 30%, шахтные — 20%, электрованны — 45%.
5. Баки для закалки имеют температуру раствора 180...450”С.
Пример. 5 .4 . В цехе по оси установлена термическая печь с габа­
ритными размерами Ах Вх И= 3,5 х 2 х 2 м. Определить поток лу­
чистой теплоты в помещении от печи и найти коэффициент воз­
духообмена.
Решение. Поток лучистой теплоты (см. табл. 5.4):
Я„ = (225- 90)•103= 135•103Вт.
Коэффициент воздухообмена
т у= яГ/яп= 85/135=0,63.
Количество лучистой теплоты, поступающей от печи в рабо­
чую зону, составит
9лрз=135 1030,63=85 103Вт.
Для уточнения расчетов можно воспользоваться материалами
табл.5.3...5.7.
5.3 . Вытяжные шкафы
Вытяжные шкафы достаточно полно улавливают вредные вы­
деления, получающиеся в результате осуществления технологи­
71

Рис. 5.6. Схемы конструкций вытяжных шкафов:
а —легкие газы; б — тяжелые газы и пыль; в —любые газы
ческого процесса, проходящего внутри шкафа. Их конструкции
определяются удельной плотностью газа по отношению к плот­
ности воздуха (рис. 5 .6). Шкафы с верхним удалением ГВС (рис.
5.6, а) применяются при выделениях легких газов по отношению
к воздуху или тепловыделениях. Шкафы с нижним удалением ГВС
(рис. 5 .6, б) — при удалении тяжелых газов или пыли и при от­
сутствии источников теплоты в шкафу. Комбинированный отсос
(из верхней и нижней зон) применяется чаще других, особенно
если возможны выделения различных ГВС (рис. 5 .6, в). Вытяжка из
нижней зоны составляет от 1/3 до 2/3 общего отсоса ГВС, удаля­
емого через шкаф с комбинированным отсосом. Расход воздуха,
удаляемый от шкафа, определяется по формуле
У= 3 600и>вЯ1:,
(5.12)
где и'в — нормируемая подвижность воздуха в помещении, м/с;
к — поправочный коэффициент, учитывающий устойчивость ра­
боты укрытия (табл. 5 .8).
Таблица 5.8
Значение поправочного коэффициента к
Технологический процесс
Определяющие
вредные выделения
Максимальное
количество
выделений,
мг/(с м2)
Поправо­
чный коэф­
фициент к
Электрохимическая
обработка металлов:
хромовой кислотой Хромовая кислота
110
1,6... 2
щелочью
Щелочь
55
1,1... 1,5
ортофосфорной кис­ Фосфорная кис­
0,6
1,25
лотой
лота
азотной кислотой
Азотная кислота
11
1,6
серной кислотой
Серная кислота
7
1,6
72

Окончание табл . 5 .8
Технологический процесс
Определяющие
вредные выделения
Максимальное
количество
выделений,
мг/(с •м2)
Поправо­
чный коэф­
фициент к
Химическая и электро­
химическая обработка
металлов в растворах
фтористоводородной
кислоты и ее солей
Фтористый водо­
род
о
(
N
1,6
Кадмирование, сереб­
рение, золочение и т .д .
Цианистый водо­
род
5,5... 1,5
1,6... 2
Цинкование, меднение,
латунирование и т.д .
Цианистый водо­
род
1,5
1,6
Никелирование
в хлористых растворах
Растворимые соли
никеля
0,15
2
Никелирование
в сульфатных растворах
Этилендиамиды,
анилин
0,03
1,6
Рис. 5.7. Лаборатория, оснащенная шкафами фирмы Trox
73

Рис. 5.8. Лаборатория, оснащенная регулируемыми шкафами
фирмы Trox
При отсутствии работ внутри шкафа подъемные створки про­
ема устанавливаются таким образом, чтобы оставалась щель для
обеспечения разряжения во внутреннем объеме шкафа и обеспе­
чения подсоса воздуха из помещения у столешницы. Открытой
оставляют щель размером около 50... 100 мм, скорость всасывания
составляет 0,7 ...2 м/с.
74
Рис. 5.9. Схема регулируемого вытяжного шкафа фирмы Trox:
а — небольшое открытие окна; 6 — открытие окна

Рис. 5.10. Схема регулирования расхо­
да воздуха в шкафу фирмы Trox
Установка вытяжных шкафов в
действующих лабораториях фирмы
Trox показана на рис. 5.7 и 5.8.
Схема работы вытяжного шка­
фа фирмы Trox представлена на
рис. 5.9.
Для регулирования скорости
всасывания через открытый про­
ем шкафа устанавливается датчик давления, изображенный на рис.
5.10, где и»| — скорость всасывания; w2 — скорость потока, огра­
ничивающая скорость всасывания W|; A —датчик давления, воз­
действующий на исполнительный механизм М.
5.4 . Вентилируемый светильник
Для уменьшения теплопоступлений в помещение часто в под­
весной потолок встраивают вентилируемые светильники. В этих
светильниках греющая часть (лампы) находится в подшивном
потолке и соответствующая часть теплоты (около 50 %) поступает
в подшивной потолок и не участвует в тепловом балансе помеще-
Наружное ограждение
-
-
+
Подвесной потолок
олок
Z
t¿
Поступление тепла
в пространство
50%fr**
■QTT
Осветительный плафон
*50%
Поступление тепла
в помещение
Рис. 5.11. Светильник, встроенный в подвесной потолок
75

ния, 50% теплоты участвует в тепловом балансе верхней части
помещения (рис. 5.11).
Количество теплоты, Вт, поступающее в помещение, опреде­
ляется по формуле
Осв = <7удГЛ,
(5.13)
где 9уд— удельный тепловой поток (при отсутствии особых тре­
бований принимается <ууд = 30 ...35 Вт/м3, при наличии таковых
<7УД= 35 Вт/м3); V— объем помещения, м3; Д — поправка на уда­
ление части теплоты в этажи или чердачное покрытие, располо­
женные выше.
5.5 . Боковой щелевой отсос
Щелевые отсосы предназначены для удаления вредных выде­
лений (в том числе твердых частиц) с плоской поверхности. Ис­
ходными данными для определения эффективности удаления ча­
стиц являются скорость трогания мх (рис. 5 .12), шероховатость по­
верхности к (табл. 5 .9), относительная плотность твердых частиц р.
Скорость трогания частиц, м/с, можно приближенно опреде­
лить по формуле
*т=*,(!+* 105/р)2,
(5.14)
где м>в— скорость витания частицы, м/с; к — коэффициент шеро­
ховатости поверхности; р — отношение плотности твердой час­
тицы к плотности воздуха, р = рч/р„ .
Скорость витания частицы, м/с, приближенно определяется
по зависимости
= (0,654-10~3*/ р)0,5
(5.15)
где ё — расчетный диаметр частицы, мкм.
76

Таблица 5.9
Коэффициент шероховатости поверхности к
Наименование
Коэффициент
Наименование
Коэффициент
поверхности
шероховатости к
поверхности
шероховатости к
Кровельная сталь,
непроолифленная
0,02... 0,04 Дерево
0,15...0 ,3
Оцинкованная
0,05
Асфальт
3,0
сталь, новая
Цементная штука­
турка
0,05...0,22
Для определения скорости всасывания и>0, м/с, можно вос­
пользоваться ориентировочной формулой
(5-1б>
где 8 — высота всасывающей щели, м.
Пример 5.5 . Рассчитать щелевой отсос длиной /= 1 м, располо­
женный на расстоянии Х= 0,7 м от рабочего места. Отсос улавли­
вает хлопковую пыль плотностью р = 600кг/м3 и средним диа­
метром частиц
50 мкм. Поверхность стола покрыта оцинкован­
ной новой сталью.
Реш ение. По формулам (5.14) и (5.15) определим скорость
витания и скорость трогания частиц:
м>в = (0,654-103-50 -600/1,2)0-5 = 4,04 м/с;
м>т = 4,04 1+
105-0.05-1,2'
600
= 13,4 м/с;
и>о5 =
13,42 -0 ,7
2,632
18,17.
Скорость всасывания и>0 должна быть больше скорости трога­
ния и>т, поэтому примем н»0 = 20 м/с, тогда высота всасывающей
щели отсоса
5 = 18,17/202= 0,0454 м = 45,4 мм.
Расход отсасываемого воздуха
Уотс = 3бООб/и'о = 3600•0,0454-1 20 = 3270 м3/ч.
77

5.6 . Отсосы от заточных станков, мест пайки, сварки
и другихработ на столе, связанных с вредными
выделениями
Пылеприемник от заточного станка. Защитный кожух (рис. 5 .13)
выполняется из листовой стали толщиной 3,0... 3,5 мм. Кожух имеет
рабочее отверстие, габаритные размеры которого принимаются
минимально возможные по условиям производства. В рабочий проем
укрытия входят фланцы шириной, равной ширине отверстия, и
фартук, отражающий пылевой факел. Пылевой факел состоит из
двух потоков: основного, направленного по касательной к окруж­
ности вращающегося круга, и малого, движущегося по окружно­
сти в сторону вращения круга.
Расход отсасываемого воздуха, м3/ч, определяется по формуле
К= 360(4,/;
(5.17)
где / — площадь живого сечения рабочего отверстия кожуха, м2;
и»0 — скорость всасывания в воздухоприемном отверстии и»0= 0,25и>к
(м>к — скорость рабочего колеса), если пылевой факел направлен
в отверстие кожуха иNo„ = (0,2...0,4)и>к при направлении пылевого
факела вдоль отверстия кожуха.
Расчет осуществляется по следующим формулам, м3/ч:
заточные и шлифовальные станки — V, = 2й;
полировальные станки с войлочными кругами — У2 = 4<1\
78
Рис. 5.13. Пылеприемник от заточного станка:
I — местный отсос; 2 — пылесборник; 3 — корпус отсоса

полировальные станки с матерчатыми кругами — К3=
где
<1— диаметр круга, мм.
Расчетный расход выбирается по наибольшей из перечислен­
ных величин. Коэффициент местного сопротивления кожуха на­
ходится в пределах
С,= 1,5...3,0. Для транспортирования пыли,
отсасываемой от станка по воздуховодам, следует принимать ско­
рость движения воздуха в диапазоне 16...20 м/с. Защитно-обеспы-
ливающий кожух плоскошлифовального станка при наибольшем
диаметре круга 200 мм и частоте вращения 2930 об/мин обеспе­
чивается отсосом 360 м3/ч со средней скоростью всасывания 10...
11 м/с. При производстве сварочных работ используются консоль­
ные передвижные самоочищающиеся фильтры. Эти фильтры име­
ют самоочищающиеся фильтры (кассеты) (рис. 5.14). Без прекра­
щения работы фильтра при помощи «встряски» пульсирующим
давлением воздуха может производиться автоматическое самоочи­
щение кассет.
Отсосы от сварочных мест и мест пайки фирмы БоуИут. Отсо­
сы от сварочных мест (рис. 5 .15) включают в себя: улавливающую
воронку, соединительные шланги и электростатический фильтр
(рис. 5 .16). Степень очистки составляет 60...70 %, но по ряду экс­
периментальных данных достигает 99 %. Поэтому воздух, прохо­
дящий через очистные устройства, может возвращаться в цех и не
участвовать в воздушном балансе цеха.
Электростатические фильтры (ФЭС) (см. рис. 5 .16), применяе­
мые в рассматриваемых агрегатах, улавливают частицы с разме­
рами 0,1 ...50 мкм при расходах воздуха от 1000 до 4 000 м3/ч, что
вполне достаточно для локализации вредных выделений, возни-
79

кающих при сварочных работах. Размеры и технические характе­
ристики ФЭС приведены в табл. 5 .10 и 5.11.
Схемы подключения систем отсоса к очистным устройствам
от сварочного аэрозоля (фильтры ФЭС) могут быть различными
(рис. 5 .17).
Таблица 5.10
Размеры ФЭС
Марка фильтра
Размеры, мм
А
а
В
ь
С
С
ФЭС-2000
975
470
525
524
30
80
ФЭС-3000
1020
630
570
648
23,5
178
ФЭС-4000
1 100
—
620
—
30
—
Окончание табл . 5 .10
Марка фильтра
Размеры, мм
4
Е
е
/
И
н
ФЭС-2000
315
25
95
225
666
1 370
ФЭС-3000
330
30
168
280
790
1640
ФЭС-4000
415
25
—
285
—
1 875
П р и м е ч а н и е . Цифры, указанные в марке фильтра, означают его произво­
дительность: 2000, 3 000, 4000 м3/ч.
80

Таблица 5.11
Технические характеристики ФЭС
Марка
фильтра
Наименование показателей
Произ­
воли-
тель-
ность,
М3/ч
Количе­
ство об­
служи­
ваемых
постов
Сопро­
тивле­
ние, Па
Распола­
гаемое
давление
в сети,
Па
Степень
очист­
ки, %
Потребля­
емая мощ­
ность, Вт
Мас­
са,
кг
Ф ЭС-1200
1200
1
150
—
95±3 0,025 60
ФЭС-1200К 1 200
1
300
—
0,025 64
ФЭСВ-1200 1 200
1
—
1050
1,1
92
ФЭСВ-1200К 1050
1
—
900
1,1
96
ФЭС-2000
2 000
2
150
—
0,05 120
ФЭС-2000К 2 000
2
300
—
0,05 130
ФЭСВ-2000 2 000
2
—
1050
2,2
160
ФЭСВ-2000К 1 800
2
—
900
2,2
170
ФЭС-3000
3 000
3
150
—
0,08
165
ФЭС-3000К 3 000
3
400
—
0,08 200
ФЭСВ-3000 3 000
3
—
1300
3
220
ФЭС-4000
4000
4
150
—
0,1
180
ФЭС-4000К 4000
4
400
—
0,1
225
Фильтр для пайки. Общий вид и габаритные размеры фильтров
для пайки (ФПА) приведены на рис. 5 .18, а технические характе­
ристики следующие:
Производительность, м3/ ч .............................................................. 400
Число обслуживаемых постов пайки, ед........................................... 2
Располагаемое давление в сети, П а .............................................. 500
Потребляемая мощность, к В т .........................................................0,4
Степень очистки, % ............................................................................98
Масса, к г ...............................................................................................33
Двухструйные циклоны. Двухструйные циклоны с закрученным
потоком (ЦЗП) разработаны О.В .Сажиным и обеспечивают бо­
лее высокую степень очистка воздуха от аэрозоля, так как встре­
чные потоки увеличивают инерционную силу в циклоне и интен­
сивность турбулентности этих потоков. Двухструйный циклон ЦЗП
приведен на рис. 5 .19, технические характеристики и габаритные
размеры — в табл. 5.12, 5.13. Принципиальная возможная схема
очистки воздуха от аэрозоля, образующегося при сварке или пай­
ке, показана на рис. 5.20. Схема очистки воздуха (см. рис. 5 .20)
81

Рис. 5.17. Схемы подключения ФЭС:
1 — воздухоочистные устройства; 2 — фильтры; 3 — вентиляторы
82

Таблица 5.12
Технические характеристики циклонов ЦЗП
Наименование
показателей
Марка циклона
ЦЗП-1300 цзп-зооо ЦЗП-4000 ЦЗП-7000 ЦЗП-9000
Производи­
тельность,
м3/ч
1 300
3000
4000
7000
9 000
Гидравли­
ческое со­
противле­
ние, Па
До 1100
Степень
очистки, %
85
Масса, кг
40
140
160
220
300
Чистый свежий воздух
Стадия 2
Гидрофильтр
Стадия 1
Входная камера
Стадия 5
Осадительная
камера
Стадия 4
Ионизационная
камера
Стадия 3
Предварительный
фильтр
(алюминий)
Загрязненный
масляный туман
Рис. 5.20. Схема очистки воздуха, содержащего аэрозоль
83

Таблица 5.13
Габаритные размеры циклонов ЦЗП
Марка
циклона
Габаритные размеры, мм
н
А
О
С/
Я
1
ЦЗП-1300
1 880
880
172
160
410
880
цзп-зооо
2 855
1 170
270
250
615
1 387
ЦЗП-4000
3 175
1 300
304
280
652
1 540
ЦЗП-7000
3 790
1 500
360
350
795
1905
ЦЗП-9000
4 732
1 800
450
450
905
2 225
состоит из следующих этапов: механическая (стадия 1... 3) и элек­
тростатическая (стадии 4, 5) фильтрации.
Механическая фильтрация заключается в следующем: 80 % всех
частиц масляного тумана (вся жидкая фракция) улавливается ме­
ханическим фильтром.
Электростатическая фильтрация: на стадии 4 в ионизационной
камере ФЭС все оставшиеся частицы получают положительный
заряд в 12000 В. После этого они притягиваются к отрицательно
заряженным пластинам осадительной камеры.
5.7 . Отсосы от гальванических ванн
В ряде гальванических производств в воздух помещения посту­
пают газы и пары с ПДК от 0,01 до 300 мг/м3, что соответственно
предъявляет жесткие требования к эффективности местных отсо­
сов. Температура выделений может достигать 80 °С, а при отгонке
сероуглерода от вискозного жгута — 90 °С. Плотность газовых вы­
делений составляет 0...80 м г/(см 2), а при производстве хими­
ческих волокон до 70 мг/(с •м2). Концентрация восходящих над
поверхностью газовых потоков наблю­
далась до 0,2 г/м3, а при производстве
химических волокон — до 140 г/м3.
Схема движения ГВС над поверхно­
стью ванны показана на рис. 5 .21. Прак­
тика показывает, что при ширине ван-
Рис. 5.21. Схема движения ГВС над поверх­
ностью ванны
84

ны до 0,7 м целесообразно устройство однобортового отсоса и
двухбортового — при ширине ванны до 1 м. При большей шири­
не ванны целесообразен активированный отсос. Исследования
показывают, что обычный отсос (не опрокинутый) целесооб­
разно применять при высоком стоянии уровня раствора в ванне
80... 150 мм. При более низком уровне 150...300 мм выгоднее при­
менять опрокинутый бортовой отсос.
При расчете количества вредных выделений от гальванических
ванн можно использовать данные табл. 5.14.
Таблица 5.14
Вредные выделения с поверхности испарения гальванических ванн
Технологический процесс
Определя­
ющее вред­
ное
вещество
Максимальное
количество вы­
деляющихся
вредных веществ
мг/(с м!)
Попра­
вочный
коэффи­
циент,
к
Обработка металла в растворах,
содержащих хромовую кислоту:
при концентрации 150...300 г/л
(хромирование анодное, дека­
пирование и т.д .)
Хромовый
ангидрид
10
2
концентрации 30 ...60 г/л
(электрополировка алюминия,
стали)
То же
2
1,6
концентрации 60... 100 г/л
»
1
1,25
Обработка стали в растворах хро­
мовой кислоты при /п > 50 °С
(пассивирование, травление, на­
полнение)
То же
5,5 -10-3
1
Обработка металла в растворах
щелочи (оксидирование стали,
полировка алюминия, травление
алюминия, магния и их сплавов)
при^>100°С
Щелочь
55
1,0...
1,6
Обработка металла в концентри­
рованных холодных и разбавлен­
ных нагретых растворах, содер­
жащих соляную кислоту
Хлористый
водород
80
1,25
Обработка металла в концентри­
рованных холодных и разбавлен­
ных нагретых растворах, содер­
жащих ортофосфорную кислоту
(фосфатирование)
Фосфор­
ная
кислота
0,6
1,25
85

Окончание табл. 5 .14
Технологический процесс
Определя­
ющее вред­
ное
вещество
Максимальное
количество вы­
деляющихся
вредных веществ
&, мг/(с •м2)
Попра­
вочный
коэффи­
циент,
к
Обработка металла в разбавлен­
ных растворах, содержащих азот­
ную кислоту (осветление алюми­
ния, снятие никеля, травление,
декапирование меди, пассивиро­
вание и др.) при концентрации
раствора более 100 г/л
Азотная
кислота и
оксиды
азота
3
1,25
Обработка металла в растворах
щелочи (обезжиривание, луже­
ние, оксидирование меди, сня­
тие олова, хрома и др.)
Щелочь
И
1,6
Обработка металла в растворах, со­
держащих серную кислоту при
концентрации 150...300 г/л (ано­
дирование, электрополирование,
травление, снятие никеля, сереб­
ра, гидридная обработка титана)
Серная
кислота
7
1,6
Обработка металла в растворах,
содержащих ортофосфорную
кислоту (полировка алюминия,
стали, меди и др.)
Фосфор­
ная
кислота
5
1,6
Обработка металла в растворах,
содержащих фтористоводород­
ную кислоту и ее соли
Фтористый
водород
20
1,6
Кадмирование, серебрение, зо­
лочение в цианистых растворах
Цианистый
водород
5,5
2
Цинкование, меднение, латуни­
рование, химическое декапиро­
вание и амальгамирование в циа­
нистых растворах
Тоже
1.5
1,6
Никелирование в хлористых
растворах при плотности тока
3...5А/дм2
Раствори­
мые соли
никеля
0,15
2
Никелирование в сульфатных
растворах при плотности тока
1...3 А/дм2
То же
0,03
1,6
Безвредные процессы при нали­
чии неприятных запахов, напри­
мер аммиака, клея и др.
Пары воды
0,5
86

На рис. 5 .22 . .. 5 .24 приведены различные схемы бортовых отсо­
сов. Расчет бортового отсоса можно осуществить по приближен­
ной методике, используя табл. 5 .15, 5.16.
рис. 5.22. Односторонний (а) и двухсторонний (б) отсос от гальваниче­
ской ванны
5,23. Схема опрокинутого одностороннего (о) и двухстороннего (б)
рйс‘
отсосов от гальванической ванны
С~Р&.
С5---- --
И
И
В> 1100 мм /9
Р
II
94
1УУ42^ЧХГ
Ч,-
га
л
б
Рис. 5.24. Бортовой отсос со сдувом:
а — с боковым; б — с центральным
87

Таблица 5.15
Удельный расход воздуха, удаляемый отсосами от нормализованных
ванн, и расход на поддув
Габаритные
размеры ванн
в плане Вх1,
мм
Значения Котс, м3/ч, Л/ = 0 °С для отсоса
Значения
без поддува
(для двухсто­
роннего)
с поддувом
расхода
воздуха на
односторон­
ним
двухсторон­
ним
поддув, Уп,
м3/ч
450 x 800
260
200
—
20
450x1 100
360
275
—
30 ~~
450х 1500
500
375
—
40 ~~
450x2 200
730
550
—
55 ~~
500x1 100
420
335
—
30 ~~
500x1 500
580
455
—
45^
560x600
250
280
—
20^
600x1 100
540
470
—
40
_
600х 1 500
740
640
—
50 ~~
600x2200
1 100
940
—
75
"
700 x 800
480
450
—
35
700x1 100
660
615
—
45
700x1500
910
840
—
60~
700x2200
1 350
1 230
—
90
800 x 560
380
395
—
30
800 x 760
530
535
—
35
1 000x1 500
1480
1540
1090
90
1000x2 200
2 180
2 260
1600
130
I 100x560
550
670
475
40
1100x760
780
910
645
50
1 200x1 100
1 320
1 530
1080
80
1 200x1 500
1 860
2 090
1475
105
1200x2200
2 760
3 060
2 185
155
88

Таблица 5.16
Значения коэффициента К,
Тип отсоса
Значение коэффициента К, при разности температур
раствора и воздуха А/
0
1020304050607080
Двухсторонний
1 М б 1,31 1,47 1,63 1,79 1,94 2,1 2,26
Односторонний
с поддувом
1 1,03 1,06 1,09 М 2 1,15 1,16 1,21 1,24
Расход воздуха, м3/ч, удаляемого одно- и двухсторонними
отсосами, можно определить по формуле
Роте= 1400
0,535/
(В+1)
+н
|/з
+ (1 + 0,1бДг)5/АкА,Аг£А:,
(5.18)
где В, I — габаритные размеры ванны в плане, м; Я — расстояние
от уровня раствора до края борта ванны, м; Д/ = (/„ - /в) — раз­
ность температур поверхности раствора ванны /п и воздуха /в в
помещении, °С; КК— коэффициент, характеризующий конструк­
тивные особенности ванны (А* = 1,0 для двухстороннего отсоса;
Кк = 1,8 для одностороннего бортового отсоса без поддува; Кк =
= 0,7 для двухстороннего отсоса с поддувом); К, — ко эффициент,
учитывающий разность температур А/; Кт — коэффициент, учи­
тывающий характер вредных выделений с поверхности ванны (см.
табл. 5.14); X* — сумма коэффициентов, учитывающая особенно­
сти технологического процесса (к\ = 1,2 при воздушном переме­
шивании раствора; к{ = 0,75 при укрытии поверхности раствора
плавающими телами и т.д .) .
При расчете отсоса учитывается условная высота бортика, м,
влияющая на срыв газовых потоков в помещении, которая опре­
деляется по формуле
А= 2ЛВ+ 0,5(Я+ б),
(5.19)
где Лв — высота от верха бортика ванны до всасывающей щели, м;
5 — высота всасывающей щели бортового отсоса, м.
В случае установки бортового отсоса с передувом расход отса­
сываемого воздуха, м3/ч, составит
Утс = 120053/2/(1 + 0,03Д/)АКА,.
(5.20)
Расход воздуха на передув, м3/ч, определяется по формуле
У„ = 605/(1 + 0,03Д/).
(5.21)
89

Пример 5.6 . Рассчитать односторонний бортовой отсос от ван­
ны с габаритными размерами в плане Вх1 = 700x800 мм с хло­
ристым водородом, имеющим температуру поверхности ванны
/„ = 80 °С. Температура воздуха в помещении /в = 20 °С. Уровень
раствора ниже верхнего края борта ванны на Яр= 200 мм. Количе­
ство газа, выделяющегося с поверхности ванны, gг = 80 мг/(с •м2).
Реш ение . Вычислим расход отсасываемого воздуха по фор­
муле (5.20):
Утс = 1400
0,530,70,8 ,пЛ
(0,7+ 0,8)
+ [1+0,16(80-20)]х
х 0,7 -0,8 *1,8 •1,0-1,25•1,2 = 1,04-103м3/ч.
Количество газа, которое выделяется с поверхности испаре­
ния ванны, составит (см. табл. 5 .14):
<7Г= 3600&Я- / = 3600 80 0,70•0,80 =0,161 106мг/ч,
где gr — количество газа, которое испаряется с поверхности ван­
ны, мг/(с •м2); Рп — площадь поверхности ванны, с которой про­
исходят испарения вредных веществ, м2.
Скорость подъема газа над поверхностью испарения, как пока­
зывают опыты, составляет 0,5 ... 1,0 м/с. Примем в расчете 1,0 м/с,
тогда концентрация ГВС в ванне будет около 80 мг/м3.Допустим,
что поток, направляющийся к всасывающей щели, имеет плоскую
форму, скорость потока 10 м/с (максимально допустимая скорость,
при которой не образуются волны на поверхности раствора), тогда
высота всасывающей щели будет около 40 мм. Концентрацию газа
во всасывающей щели можно найти по формуле [8]:
Сх = 2,35/у[в =2 ,35Д04Д/0/7 =56 мг/м3
Количество газа, которое удаляется отсосом, составит
Сшс = КтсСх= 1040•56 = 58,2 •103, м3/ч.
Эффективность отсоса составит
А = ^отс/ Сг = 58,2 103/(0,161 10)6 = 0 ,36.
При такой эффективности отсоса от рассматриваемой ванны в
цех поступает (7ГД = 0,161 106-0,36 = 58 • 103 мг/ч хлористого во­
дорода. Эффективность бортовых отсосов обычно составляет
0,6...0,7. Безусловно, сравнительно малая эффективность вызыва­
ет необходимость искать пути их совершенствования. Один из та­
ких путей приводится далее.
Теплопоступления в рабочую зону от гальванических ванн и
коэффициент воздухообмена могут приниматься такими же, как
90

Рис. 5.25. Воздуховод равномерного всасывания уменьшенного попере­
чного сечения
от печей. Из [1] можно сделать вывод о том, что чем больше высо­
та всасывающей щели при сохранении равномерности всасыва­
ния, тем интенсивнее спектр всасывания. Известно, что равно­
мерность всасывания в прямоугольном воздуховоде с прямоуголь­
ной щелью достигается при условии
//^< (0,3...0 .4),
(5.22)
где / — площадь всасывающей щели; ^ — площадь поперечного
сечения воздуховода.
Использование бортовых воздуховодов равномерного всасыва­
ния не всегда возможно из-за большого поперечного сечения воз­
духовода. Например, если расчетная высота щели равна 0,05 м, длина
воздуховода 1,5 м, то при соблюдении необходимой равномерно­
сти всасывания требуется принять площадь поперечного сечения
воздуховода Р= 0,05•1,5/0,35 =0,21 м2, т.е .
0,46x0,46 м —
размер, безусловно, большой для устройства бортового отсоса у
ванны. В настоящее время разработана новая конструкция всасы­
вающего воздуховода равномерного всасывания уменьшенного
поперечного сечения (рис. 5 .25). В основную всасывающую щель,
занимающую практически всю боковую поверхность воздухово­
да, вставляется конус переменного сечения, благодаря чему до­
стигается равномерность поля скоростей и расходов по длине на­
ружной щели. Визуальные наблюдения показали, что газовоздуш­
ная смесь, входя в отверстия воздуховода, сливается в сплошной
поток и достигает противоположной стенки. Затем она отбрасыва­
ется к боковым стенкам и образует винтовой поток, который дви­
жется по направлению к выходу из воздуховода (к его корню).
Следовательно, допущение о равенстве единице коэффициента
Буссинеска, принятое практически во всех известных работах,
недостаточно корректно. Покажем влияние этого коэффициента
на равномерность всасывания, а точнее на конструктивные ха­
рактеристики воздуховода, обеспечивающие относительно равно­
мерное поле скорости в его входной щели. Для увеличения разме­
ра наружной щели во внутреннюю щель вставляется перфориро­
91

ванная панель (имеющая определенный коэффициент живого се­
чения Л*с).
Для участка потока элементарной длины АХ изменение коли­
чества движения за время dt составит
pMwxdVx+ bMVxAwx- рЛ/'cos pwrdVx= -FApx- Ари>2*б5*/8,
где M, M ' — коэффициент Буссинеска соответственно для тран­
зитного потока воздуха и воздуха, входящего в воздуховод; wx,
wY— средняя по количеству движения скорость в воздуховоде (се­
чение X) и во входной щели (сечение К), м/с; Ух — расход возду­
ха в сечении X воздуховода, м3/с; р — угол отклонения вектора
скорости входящего потока от направления движения транзит­
ного потока; F — площадь поперечного сечения воздуховода, м2;
рх — статическое давление в воздуховоде, Па; Sx — поверхность
воздуховода, м2.
Принимая в первом приближении, что Р = 90° (что соответ­
ствует визуальным наблюдениям), М = const по длине воздухово­
да, а также Vx = Fx wx, dS* = 4dX/d3KB(d3KB— диаметр, эквивален­
тный площади поперечного сечения воздуховода), получим
Решение уравнения позволило найти относительные размеры
всасывающей щели:
где 8£н — ширина внутренней щели при Х= 0, м; 8TM — ширина
внутренней щели на расстоянии X от заглушенного конца возду­
ховода, м; кжс — коэффициент живого сечения перфорации.
Если учесть, что для предлагаемой конструкции 8“ /8* =
= 80/5к = 0 ,75...0 ,90, то можно записать
где 80 — ширина наружной щели, м; 8К— ширина внутренней
щели в самом узком месте, м; / = / щ/Т? — относительная пло­
щадь наружной щели.
В результате экспериментальных исследований (среднеквадра­
тичная ошибка составляла 7 %) определен коэффициент местно­
го сопротивления рассматриваемого воздуховода:
(85Н/8В*Н)2= 1+ k lcp4lX[2M + XX/(ld3KB)]/F2,
(80/8к)2 = 1+ 3£жс|12/ 2[М + Xl/(6d3Ka)],
(5.23)
(5.24)
92

Пример 5.7 . Требуется удалить от ванны Vr = 500 м3/ч газовоз­
душной смеси. Длина воздуховода /= 1,5 м, скорость на выходе из
воздуховода wmax = 5 м/с.
Реш ение . Определим геометрические характеристики необ­
ходимого всасывающего воздуховода усовершенствованной кон­
струкции (см. рис. 5.25):
j
L •103
500-1О3
3 600/2wmax 3 600 •1,52 •5
Примем кжс = 0,25, тогда, используя уравнение (5.23), полу­
чим исходные данные для проектирования всасывающего возду­
ховода
80= 0,17 м; 8К= 0,06; ,Р= 0,03 м2.
Изменения параметров приточной струи могут быть определе­
ны по уравнениям в работе [1] и используемых далее:
• осевая скорость приточной струи поддува ванны
w*/wo= 2,бз/-ix ;
(5.25)
• осевая избыточная концентрация газа в струе
АСЛ-/АСП = 3,4р„ '[х /н'о,
(5.26)
где рп — коэффициент массообмена на поверхности испарения;
• траектория струи
У/Х3'5 =5 ,1 10-4Аг0аГ п/и/0 ,
(5.27)
гдеАг0-8^2. _
критерий Архимеда в плоскости истечения;
а — коэффициент теплообмена с поверхности ванны; ы0 — ско­
рость истечения из приточного насадка, м/с; Тп — температура
поверхности испарения, К.
Результаты экспериментальных исследований бортового отсо­
са при испарении с поверхности раствора метилацетата представ­
лены на рис. 5 .26.
Пример 5.8 . Рассчитать усовершенствованный бортовой отсос от
ванны для снятия никеля (рис. 5 .27). Ванна имеет габаритные раз­
меры В х! = 760x800 мм; бортовой отсос и приточный поддув рас­
положены по стороне ванны /. Высота бортика над поверхностью
раствора Яр = 200 мм. Раствор выделяет азотную кислоту и оксиды
93

Рис. 5.26. Траектория и изменение концентраций метилацетата в струе,
развивающейся над поверхностью ванны:
а — схема местного отсоса; б —траектория приточной струи; в — изменение
осевой концентрации в приточной струе
азота (сПдк = 2,0 мг/м3) в количестве g = 3,0 мг/(с •м2), температу­
ра раствора /п= 60°С. Температура воздуха в помещении 20 °С.
Реш ение . Расход отсасываемого от ванны воздуха определя­
ется по формуле (5.20):
Кис = 1200Я3/2/(1 + 0,03Д/)ад = 1200•0,763/2-0,80[1 +
+ 0,03(60 - 20)]0,70-1 ,12 = 1,38 103 м3/ч.
94

Рис. 5.27. Ванна с усовершенствованным
отсосом
Значения поправочных коэффициентов К, = 1,12 приняты для
бортового отсоса с наддувом в соответствии с данными, приве­
денными в табл. 5 .16.
Расход воздуха на передув
Кп = 605/(1 + 0,03ДГ) = 60 0,76 0,8(1 + 0,03 -40) = 80 м3/ч.
Примем скорость истечения из приточного насадка м»0 =10 м/с,
тогда получим ширину приточной щели
8
щ 3 бОО/и'о
80
3 600-0 ,80 -10
= 2,78•10“3м = 2,8 мм.
Эквивалентный диаметр поверхности испарения раствора
^экв —
25/
В+1
2-0 ,76-0 ,80 Л то
0,76 + 0,80
м.
Для определения коэффициента теплоотдачи а с поверхности
испарения воспользуемся формулами источника [8].
В целях установления коэффициента теплоотдачи на поверхно­
сти раствора определяем число Рейнольдса:
Де=»Ыкв = -10-0’78 =402 105.
V
19,4 -10-6
Для турбулентного режима число Нуссельта 1Чи и коэффици­
ент теплоотдачи а определяются по зависимостям:
Ыи = 0 ,082Ке°’78 = 0 ,082(4,02 • Ю5)0’78 = 1,93 • 103;
а=Ыи-|=1,93-103^^^ -
= 63,2 Вт/(м2 К).
Выделения газа из раствора
(7Г= 3600#5/= 3600•3,0 •0,76•0,80 = 6,57 103мг/ч.
95

Концентрация газа нал поверхностью испарения
Сш= GJK =6,57 10780=82мг/м3.
Критерий Архимеда в плоскости истечения получим
<71
9,81 2,8 10~3 40
5
102
293 ’
Траектория приточной струи находится из уравнения
Откуда
Y
X
= 5J-10-4A*,—
-
w»
Y=5,1-10“*-3,75-10~4х
6*2(273.60)^^^ u
Установитьотсос на стольбольшой высоте от поверхности ван­
ны безусловно невозможно и нецелесообразно. Поэтому необхо­
димо увеличить расход приточного воздуха до максимально воз­
можного, т.е ., например, принять скорость истечения м0 = 20 м/с
и высоту приточной щели 5„ = ¿V= 0,1 м, тогда
гМ '. - ' .) 9,810,1(60-20)
**
*Г.
° ------ 2 ^ 2 9 3 --------- 3135 1<И-
Y= 5,1-НК4 -3 ,35-10"4
(0,76/0,l f 563,2(273+ 60)Л ,
20
= 21,8-10'3м=22мм.
Получен относительно небольшой подъем передувочной струи,
а, следовательно, вытяжной воздуховод можно установить прак­
тически на борту ванны. Практика показывает, что в этом случае
удается удалить ГВС с эффективностью до 80...85 %.
Расход воздуха на передув составит
Кор = 36008/и-о = 3600 0,1 0,8 20 = 5760 м3/ч.
Используя уравнения [7], приняв р = 1,0 и коэффициент эжек-
пии плоской струи Р' = 0,51, найдем расход воздуха, который
необходимо удалить всасывающим воздуховодом (X = В):
Vx=
ß'Kop*0-5
5g-5
0,51 5 760- Oje*-5
О,!0*5
= 8100м3/ч.

Скорость струи у плоскости всасывания (X = В) получим
2лма;=2лз_м£Т=
4х
75776
Размер всасывающей щели должен быть не меньше попереч­
ного сечения струи в плоскости щели, т .е .
Бцс = ^0,05» = 2,1 }о,о5и' =
= 2,1 0,7б1£(12 30') = 0 ,35 м.
Площадь всасывающей щели
/вс = Я>вс= 0,80 •0,35 = 0,28 м2.
Высота всасывающего воздуховода
5 =бцс/0,8 = 0,35/0,8 = 0,44 м.
Площадь поперечного сечения всасывающего воздуховода
Р= Б2 = 0,442 = 0,194 м2.
Скорость воздуха, выходящего из всасывающего воздуховода,
8100
3 600 0,194
= 11,6 м/с.
Концентрация газа над поверхностью испарения
сп= Сг/^пр = 6,57 103/5 760 = 1,14 мг/м3.
Концентрация газа на входе во всасывающую щель
сх
=з
^
=злиШ
=141мг/м,
■ТВ
Д76
Количество газа, удаляемого местным отсосом,
бвыт=<Лт = 1,41 8100=11,4 103мг/ч>6Г=6,67 103мг/ч.
Как видно, запроектированный отсос обеспечивает эффектив­
ное удаление выделяющегося количество газа.
5.8 . Капсуляция ванн
Многие из рассмотренных ранее местных отсосов имеют срав­
нительно небольшую эффективность. Это обстоятельство приво­
дит к повышению кратности общеобменной вентиляции. Естествен­
но, что более полное укрытие оборудования, выделяющего вред­
ные пары и газы, из экономических и санитарно-гигиенических
соображений выгодно. Поэтому разработаны различной формы
97

Рис. 5.28. Схема капсуляции ванны:
1 — всасывающие отверстия; 2 — общецеховой
всасывающий воздуховод; 3 —вытяжного возду­
ховод; 4 — подъемная крышка укрытия; 5 —
щель ванны; 6 — корпус ванны
укрытия в виде капсуляции. На рис. 5 .28 показана одна из схем
капсуляции ванн. Рассматриваемая схема состоит из корпуса ван­
ны 6, подъемной крышки укрытия 4, вытяжного воздуховода 3 с
двумя всасывающими отверстиями 1 со стороны ванны. Для полу­
чения равномерного поля скоростей и концентраций в подкап­
сульном пространстве эти отверстия имеют соотношение площа­
дей 1:2, последняя цифра относится к отверстиям, расположен­
ным ближе к ванне. Вытяжной воздуховод 3 имеет общецеховый
воздуховод 2 для присоединения к магистральным воздуховодам
постоянного и усиленного отсоса. При закрытой рамке капсуля­
ции (обычный режим работы системы вентиляции) между под­
вижной крышкой и ванной остается всасывающая щель 5 высотой
0,025 м, обеспечивающая такую скорость всасывания, при кото­
рой практически не наблюдается выбивание вредности (эффек­
тивность отсоса ®0,99). Скорость всасывания через щель 5 зависит
от коэффициента диффузии вещества и принимается в диапазоне
2...8 м/с. Расход всасываемого воздуха для ванны длиной 1 м ра­
вен 180...720 м3/ч. При технологической необходимости обслужи­
вания ванны створка капсуляции 4 открывается и автоматически
включается усиленный отсос. В открытом проеме ванны обеспечи­
вается скорость (не менее 1 м/с), при которой концентрация вред­
ности не превышает ПДК. При закрытии створки продолжает ра­
ботать только постоянный отсос.
Для обеспечения устойчивости работы отсоса необходимо оп­
ределить распределения концентраций в подкапсульном простран­
стве. Для этой цели используется известное диффузионное урав­
нение
Д Ъ2д Ъ2д Ь2д
ЭХ2+дУ2+ъг2
Ъд
дд
Ъд
=*хЪХ^ЪУ+*2Ъ1'
(5.28)
где Д — коэффициент диффузии газа, учитывающий турбулент­
ный характер переноса; д — концентрация газа, г/м3; X, У, 2 —
координаты; н»*, и'у, У>г — составляющие скорости потока по ко­
ординатам.
98

Рис. 5.29. Номограмма для расчета концентраций газа в объеме укрытия
ванны
Решение уравнения (5.28) при соответствующих граничных
условиях может быть представлено в виде
я *=i
q= *Ре” |
fXY2v1
----- + —+Y+--
ABLwx 1[Pez> 2
3
_
eos knY
PeD--JP e2D+(2Jcnf
k2 «P
2
Л1
(5.29)
где А — экспериментальная константа; В, L — габаритные разме­
ры ванны в плане, м; wx — осевая скорость потока, м/с; PeD—
диффузионный критерий Пекле (экспериментально полученное
значение, равное 25,0).
99

Экспериментальная константа определяется из уравнения
А =[(12,3 -10,37/)) X +24,53/) - 29,8] У -12,39/)+ 15,43,
VX„У
где
Для упрощения расчетов распределения вредных выделений и
анализа возможности возникновения взрывоопасных концентра­
ций внутри укрытия построена номограмма (рис. 5 .29).
Основные обозначения на номограмме: ср — расчетные концен­
трации газа, выделяющегося из технологического раствора, г/м3;
3 — коэффициент диффузии газа, мг/ч.
П р и м е ч а н и е . Расчет производится для наиболее опасной (по
взрывопожароопасноеTM) точки Х/И = (2...4), У/Ух = (0,2 ...0 ,6)).
5.9 . Вентиляция окрасочных камер
При пульверизационной окраске лакокрасочный материал рас­
пыляется сжатым воздухом под давлением 3...5 МПа и в распы­
ленном виде наносится на обрабатываемую поверхность. Расход
краски одним пистолетом составляет около 200 г/мин. При грун­
товке, окраске и сушке изделий в воздух помещения могут посту­
пать пары и аэрозоли растворителей или разбавителей, например
ароматических углеводородов (бензол, толуол, ксилол), сложных
Рис. 5.30. Схема вентиляции окрасочной камеры:
I — коллекторы; 2 — поступление воздуха из помещения; 3 —окрасочная каме­
ра; 4 — подвод воды к камере; 5 —окрасочный пистолет; б — водяной душ; 7 —
вытяжной зонт
100

эфиров (бутилацетат, этилацетат и др.), пары скипидара, уайт-
спирита. Работа организуется так, что рабочий находится внутри
окрасочной камеры (рис. 5 .30), имеющей размеры, достаточные
для свободной работы маляра. В зону дыхания рабочего не должен
поступать окрасочный туман, и он должен обдуваться потоком
достаточно чистого воздуха из цеха, засасываемым в открытый
проем из помещения 2. Габаритные размеры открытого проема
камеры принимаются 700х670 мм. Скорость всасывания ^ зави­
сит от токсичности растворителя, подвижности воздуха в поме­
щении и принимается от 0,75 м/с до 1,1... 1,3 м/с. Капли краски,
ударяясь об окрашиваемое покрытие, частично отскакивают и
вылетают из камеры. От одного пистолета при расчетном расходе
красителя попадает в цех около 2,4 г/ч, и выбиваемый расход воз­
духа составляет 10... 15 % поступающего.
Окрасочная камера состоит из двух отделений: непосредствен­
но из окрасочной камеры 3 и камеры очистки вытяжного воздуха.
Окрасочный пистолет 5 подает струю краски на обрабатываемую
деталь. Далее загазованный воздух промывается водяным душем 6
и удаляется через вытяжной зонт 7. Загрязненная вода собирается
в поддоне и перекачивается через патрубок 4 в сборные емкости.
Для того чтобы снизить турбулизацию потока и обеспечить дыха­
ние рабочего достаточно чистым воздухом, у краев камеры уста­
навливаются коллекторы /, которые выравнивают поступающий
из цеха поток воздуха 2.
Пример 5.9 . Рассчитать местный отсос от окрасочной камеры с
открытым проемом А х В = 0,70 х 0,67 м при подвижности воздуха
в цехе н'в = 0,3 м/с, количество газа, выделяющегося в окрасочной
камере и поступающего g = 2,3 г/ч.
Р еш ен и е . Принимаем скорость всасывания
= 0,75 м/с. Тогда
расход местного отсоса
Ут = 3 бООЛЯи'в,. = 3 600 •0,7 •0,67 •0,75 = 1,27 103 м3/ч.
В цех из камеры выбивается следующее количество загрязнен­
ного воздуха:
Ки6=Котс(1-Л)=1,27 1030,1 =127м3/ч.
Концентрация выносимого с этим воздухом газа
Свыб = «выб/Ивыб = 2,4/127 = 0,02 г/м3.
Контрольные вопросы
1. Приведите методику расчета козырька над загрузочным отверстием
печи.
2. Приведите методику расчета зонта над нагретым технологическим
оборудованием.
101

3. Приведите методику расчета зонта при учете подвижности воздуха
в зоне зонта.
4. Покажите конструкции вытяжных шкафов при различной плотно­
сти вредных веществ, выделяющихся в объеме шкафа.
5. Объясните, от каких параметров вредных веществ, выделяющихся
в объеме шкафа, зависит скорость всасывания в его открытом проеме.
6. Приведите методику расчета щелевого отсоса.
7. Покажите конструкции бортовых отсосов от гальванических ванн.
8. От каких физических и конструктивных параметров зависит расход
воздуха, подлежащего удалению бортовым отсосом?
9. От каких физических и конструктивных параметров гальванической
ванны зависит расход воздуха, подаваемого на передув?
10. Объясните методику расчета усовершенствованного бортового от­
соса от ванны.
11. Составьте методику расчета воздуховода равномерного всасыва­
ния уменьшенного поперечного сечения.
12. Представьте конструкцию капсуляции ванны и объясните методи­
ку ее расчета.

ГЛАВА 6
МЕСТНАЯ ПРИТОЧНАЯ ВЕНТИЛЯЦИЯ
6.1 . Общие положения
Если обеспечить требуемые метеорологические условия во всем
объеме цеха не удается, то иногда возможно создать благоприят­
ный микроклимат на отдельных рабочих местах или зонах. Дости­
гается данный эффект применением местной приточной венти­
ляции — воздушного душирования. Чаще всего воздушное душиро-
вание применяется для борьбы с тепловым излучением. Очевид­
но, что требования к метеорологическим параметрам в зоне дей­
ствия душа отличаются от общеобменной вентиляции.
Воздушное душирование применяется:
• при тепловом облучении интенсивностью 350 Вт/м2 и более;
• открытых технологических процессах с выделением вредных
веществ.
Расчетные нормы температур и скорости движения воздуха при
воздушном душировании приведены в табл. 6 .1 .
Таблица 6.1
Расчетные нормы температур и скорости движения воздуха
при воздушном душировании
Категория
работ
Температура
вне струи
°С
Средняя на 1 м2
скорость воздуха
в душирующей
струе на рабочем
месте, м/с
Температура смеси воздуха в
душирующей струе, °С, на ра­
бочем месте при поверхностной
плотности лучистого теплового
потока, Вт/м2
350 700 1400 2100 2 800
Легкая — I
Принимать
допустимые
температу-
рына4°С
выше рас-
четной тем­
пературы
наружного
воздуха (па­
раметр А)
1
28242116—
2
—
28262420
3
—
—
282624
3,5
—
—
—
27 25
Средней тя­
жести — II
1
2722———
2
28242116
3
—
27242118
3,5
—
28252219
103

Окончание табл. 6.1
Категория
работ
Температура
вне струи
°С
Средняя на 1 м2
скорость воздуха
в душирующей
струе на рабочем
месте, м/с
Температура смеси воздуха в
душирующей струе, °С, на ра­
бочем месте при поверхностной
плотности лучистого теплового
потока, Вт/м2
350 700 1400 2100 2800
Тяжелая — 111
2
251916——
3
2622201817
3,5
—
23222019
П р и м е ч а н и я : 1. Поверхностную плотность лучистого теплового потока сле­
дует принимать равной средней за время облучения.
2. При длительности воздействия лучистого теплового потока менее 15 мин
или более 30 мин непрерывной работы температуру смеси воздуха в душиру-
ющей струе допускается принимать соответственной на 2 °С выше или ниже зна­
чений, приведенных в таблице.
3. Для промежуточных значений поверхностной плотности лучистого тепло­
вого потока температуру смеси воздуха в душирующей струе следует определять
интерполяцией.
Помимо нормативных данных можно воспользоваться отрас­
левыми данными (табл. 6.2).
Таблица 6.2
Условия воздушного душирования рабочих мест
Рабочее место
Интенсив­
ность об­
лучения,
Вт/м2
Темпера­
тура в зоне
действия
душа, °С
Скорость
в зоне
действия
душа, м/с
Направление воздушных
потоков и объем пода­
ваемого воздуха, м3/ч
Плавильно-заливочные отделения литейных цехов
Крановщик на
колошниковой
площадке
420...900 Летом
20...25
1,0... 3,0 Спереди и сверху.
Объем на одно рабочее
место 1 500 м3/ч
Загрузчик
вагранки
420... 1 800 Летом
20...25
3,0 —5,0 Сбоку и сверху. Объем
на одно рабочее место
до 2 500 м3/ч. Насадок
поворотный
Вагранщик у
летки ва­
гранки
480... 1 800 Летом
20...25
2,0 -4 ,0 Сбоку и сверху в сторо­
ну летки вагранки. Объ­
ем воздуха 2 000 м3/ч
Заливщик у
миксера ва­
гранки
480... 1 800 Летом
20...25
2,0 -3 ,0 Сверху и сбоку. Объем
на одно рабочее место
до 1 500 м3/ч
104

Продолжение табл. 6.2
Рабочее место
Интенсив­
ность об- т
лучения,
Вт/м2
Темпера- (
ура в зоне
действия 1
душа, °С д
Скорость
в зоне
действия
.уша, м/с
Направление воздушных
потоков и объем пода­
ваемого воздуха, м3/ч
Заливщик на
конвейере
180... 9 000 Летом
28... 30
5,0... 7,0 I
с
1
С
1од углом сверху. На-
:адки вдоль всей рабо­
чей площадки на рас­
стоянии 2,0... 2,5 м друг
уг друга. Объем на один
засадок зимой до
1000 м3/ч и летом до
4000 м3/ч
Зимой
12...15
3,0...3,5 <
1/
(
Шлаковщик
на конвейере
360... 1 200 Летом
28...30
3,0... 5,0 Под углом сверху вниз и
вдоль конвейера, один-
два насадка на кон­
вейер. Объем на один
насадок до 1 500 м3/ч
зимой и до 2 500 м3/ч
летом
Зимой
12 15
2,0...3,0
Рабочие места:
у электропе­
чей, загрузоч­
ных отверстий
отжигательных
печей, топок
вертикальных
печей
360...9000
при за­
крытых
дверцах
Летом
28... 30
5,0...7,0 Сверху и сбоку или
сверху и спереди со
стороны печи. Один
насадок на рабочее
место. Объем воздуха
зимой до 1500 м3/ч и
летом до 4 000 м3/ч
900...2 600
при
открытых
дверцах
Зимой
12... 15
2,0 ... 3,0
При наращи­
вании электро­
дов
1 500...
3 000
Летом
28...30
5,0...7,0
(с ув-
лажне-
нием)
Сбоку в сторону элект­
родов печи. Насадки по
числу рабочих мест.
Объем на один наса-
Зимой
12... 15
4,6...6,0
■док 4 000 м3/ч. Летом
адиабатическое охлаж­
дение
Выбивщик у
выбивных ре­
шеток на кон­
вейерах
2400...
6 000
Летом
20...25
3,0... 6,0I Сверху в сторону вы­
бивной решетки. Один
600... 1 20() Зимой
12... 15
2,0... 3,С
насадок на одно рабо-
* чее место. Объем
750... 1 500 м7ч
Выбивщик у
крупных реше­
ток периоди­
ческого дейст­
вия
1 200...
3 000
Зимой
и летом
12 ...25
1,0... 1,15 Сверху и сзади в сто­
рону выбивной решет­
ки. Один насадок на
одно рабочее место.
Объем 750... 1 500 м3/ч
105

Продолжение табл . 6.2
Рабочее место
Интенсив­
ность об­
лучения,
Вт/м2
Темпера­
тура в зоне
действия
душа, °С
Скорость
в зоне
действия
душа, м/с
Направление воздушных
потоков и объем пода­
ваемого воздуха, м3/ч
Выбивщик на
вибраторах для
выбивки
стержней
600... 900 Зимой и
летом
15 ...28
1,0... 1,5 Сверху и сзади в сто­
рону выбивной решет­
ки. Один насадок на
одно рабочее место.
Объем 750... 1 500 м3/ч
Загрузочные
отверстия у
печей
900...
22 600
15...20 3,0 ...4 ,0 Сбоку загрузочных
отверстий
Свинцовые,
цианистые и
соляные ван­
ны
48... 1200 15...20 1,5 ...3 ,0 Сзади рабочего места
со сдувом в сторону
ванн
Разгрузка це­
ментных ящи­
ков
4 800...
9 000
15...20 1,5 ...3 ,0
Тоже
Рабочие места:
кузнеца (тя­
желые рабо­
ты)
сварщика
(работы сред­
ней тяжести)
подручного
кузнеца (тя­
желые рабо­
та)
1 320...
2 640
15... 20
2...3
По три-четыре душа
на каждый молот с
направлением потока
сверху вниз
1 560...
1680
15
4
600... 900
15
4
Загрузочные
отверстия на­
гревательных
печей
720... 2 100 10... 15
2...4 Один душ на рабочее
место подручного
Тяжелые ко­
вочные работы
600... 1680 15... 18 3,5 ...5 Один душ на всю ра­
бочую площадку
Легкие ко­
вочные работы
240...720 15... 18
2...3
То же
Обрезной ста­
нок
360...900
15
3...4 Один душ на рабочее
место
106

Окончание табл. 6.2
Рабочее место
Интенсив­
ность об­
лучения,
Вт/м2
Темпера­
тура в зоне
действия
душа, °С
Скорость
в зоне
действия
душа, м/с
Направление воздушных
потоков и объем пода­
ваемого воздуха, м3/ч
Машинные залы электростанций
Постоянное
место маши­
ниста (легкие
работы)
60... 120 20...22 1,5 ...2 Переносной агрегат на
рециркуляции
180...210 26 ...29
1,6
То же
П р и м е ч а н и я : 1. Меньшие скорости движения воздуха соответствуют бо­
лее низким температурам.
2. Температуры воздуха для летнего времени при наружной температуре выше
25 “С могут быть повышены на 2 ”С.
Воздухораспределители обычно устанавливаются на высоте не
менее 1,8 м от пола. Расстояние от места выпуска воздуха до рабо­
чего места следует принимать не менее 1 м, а воздушный поток
должен быть направлен:
• на грудь человека горизонтально или сверху под углом до 45°
для обеспечения на рабочем месте нормируемых температур и
скорости движения воздуха;
• в л ицо (зону дыхания) горизонтально или сверху под углом
до 45° для обеспечения на рабочем месте допустимых концентра­
ций по газу и пыли.
Если невозможно достигнуть нормируемой температуры воз­
духа в душирующей струе на рабочем месте повышением скорос­
ти движения воздуха, следует применить доувлажнение воздуха с
форсунками тонкого распыла, чтобы обеспечить адиабатическое
охлаждение воздуха. Количество воды, уносимой струей воздуха,
составляет около 5 г на 1 кг распыляемой воды.
6.2 . Воздушное душирование
При воздушном душировании используется местный приток
воздуха, благодаря которому в ограниченном объеме помещения
создаются особые местные условия воздушной среды, отличные
от параметров воздуха во всем объеме помещения. Для достиже­
ния этой цели применяются специальные установки, схемы ко­
торых рассмотрены далее.
Характеристики наиболее широко применяемых установок ду-
ширования приведены в табл. 6.3.
107

Таблица 6.3
Характеристики душирующих воздухораспределителей
Воэдухораспределитель
Марка
Коэффициенты
т
п
С
Универсальный душиру-
ющий воздухораспреде­
литель типа УДВ
УДВ-1
УДВ-2
УДВ-3
6
4,9
2,1
Патрубок поворотный ду-
ширующий типа ППД
ППД-5
ППД-6
ППД-8
6,3
4,5
4
Патрубок душирующий с
увлажнением воздуха типа
пд
ПДв-3
ПДв-4
ПДв-5
5,3; 5,1;
4,5
4,5; 3,4;
3,1
1,6; 1,0;
0,8
ПДн-3 4,5; 4,5;
4,0
3,1; 3,1;
2,8
3,2; 3,2;
2,8
П р и м е ч а н и я : 1. Для душирующих патрубков типа ПДв коэффициенты /я,
п, £ приведены: первое значение — при подаче под углом 30°, второе — под
углом 45° и третье — под углом 60° вниз.
2. Для душирующих патрубков типа ПДн коэффициенты /я, я, £ приведены:
первое значение — при горизонтальной подаче, второе — под углом 20° вверх и
третье — под углом 20° вниз.
Душирующие патрубки с верхним ПДв и нижним ПДн под­
водом воздуха, разработанные В. В. Батуриным, представлены
на рис. 6 .1, 6.2 . Душирующие патрубки состоят из направля­
ющей решетки и корпуса, который с помощью поворотного
шарнира присоединяется к воздуховоду, подводящему приточ­
ный воздух. Для увлажнения и охлаждения подаваемого воздуха
применяются форсунки ФП-1 и ФП-2 с пневматическим рас­
пылением.
Давление сжатого воздуха должно составлять 0,3 ...0 ,4 МПа,
расход сжатого воздуха 12... 28 кг/ч на форсунку, расход воды
20...45 кг/ч. Для патрубков ПДУ-3 и ПДУ-4 принято по одной
форсунке, а для ПДУ-5
—
две форсунки. Изменение направле­
ния воздушного потока и факела распыляемой воды в верти­
кальной плоскости осуществляется поворотом лопаток направ­
ляющей решетки, в горизонтальной плоскости — поворотом ду-
ширующего патрубка вокруг своей оси с помощью поворотно­
го шарнира. Габаритные размеры решетки РВ для воздухорасп­
ределителей ВП1 и ВПЗ составляют 250x400 мм, для ВП2 и
ВП4 — 400x600 мм. Угол установки крайних лопаток решетки
изменяется от 0 до 45°. При этом форма воздушной струи изме­
няется от компактной (осесимметричной) до веерной.
108

Рис. 6.1. Душирующие патрубки Батурина:
а — воздухораспределительный насадок ПДв; б —душирующая установка ПДн
Воздушное душирование применяется:
• на постоянных рабочих местах по технологической необходи­
мости;
• на передвижных рабочих местах (крановщики, трактористы
и т.д .);
• в комнатах отдыха в горячих цехах (воздушные оазисы).
На рис. 6 .3 показана схема переносного душирующего агрегата
типа СИОТ.
Ряд технологических процессов сопровож­
дается тепловым излучением. Если рабочему
приходится работать в поле теплового излу­
чения и выполнять достаточно точные рабо­
ты (например, выдувка изделий из стекла и
т.д .), то избыток теплоты, получаемой че­
ловеком, приходится снимать при помощи
направленного воздушного потока. На рис. 6 .4
показана схема воздушного душирования
рабочего места стеклодува.
Так как душирующий насадок обычно
забирает воздух из помещения с относитель­
но высокой температурой, то для охлажде­
ния этого воздуха насадок снабжается рас­
пылителем воды. Количество воды, уноси- Рис. 6.2.Душирующий
мое струей воздуха, составляет 5 г на 1 кг
патрубок Батурина
I
109

175
350
Рис. 6.3. Схема душирующего агрегата типа СИОТ:
1 —рамки; 2 —трубка; 3 —фильтр; 4 — кран; 5 — электродвигатель; 6 —сетка;
7 — форсунка; 8 — обтекатель; 9 — лопатки вентилятора; 10 — обечайка; 11 —
вентилятор; 12 — стойка
распыляемой воды. Процесс охлаждения воздуха близок к
адиабатическому, как показано на рис. 6 .5.
Методики расчета с помощью душирующего насадка. Расчет воз­
душного душа рассмотрим на примере работы стеклодува (см. рис.
6.4). Душирующий насадок располагается на расстоянии ^ = 1,5 м
от рабочего места, струя направляется горизонтально на уровне
головы. Скорость подачи воздуха примем
= 5 м/с, диаметр на­
садка ё0 = 0,8 м. Температура поверхности плавильной печи /„ =
= 80 °С, температура воздуха в помещении /в = 26'С , относитель­
ная влажность воздуха 60 %. После адиабатического увлажнения
воздуха (см. рис. 6 .5) получим температуру приточного воздуха 20 ‘С.
Длина начального динамического участка струи равна 6*4 = 6 •0,8 =
= 4,8 м, следовательно, в данном случае скорость обдува человека
будет равна скорости истечения, т.е . и>0= 5 м/с, длина начального
температурного участка равна 5,2й0 - 5,2 0,8 = 4,16 м. Следова­
тельно, человек находится в зоне начального динамического и тем­
пературного участков струи. Начальный перепад температуры равен
ЬЛХ= 26 - 20 = 6 °С. Такой же перепад температур будем наблюдать
в струе в зоне обдува человека.
ПО

Рис. 6.4. Воздушное душирование рабочего места стеклодува:
1—ванна с расплавленным стеклом; 2 — изготовляемое изделие; 3 —стеклодув;
4 —душирующий насадок; Хх—расстояние от душирующего насадка до рабоче­
го; Х2 —длина выдувной трубки
Определим конвективный коэффициент тепловосприятия чело­
века. Предварительно необходимо определить:
• число Рейнольдса;
Ие = иу/ч/у = 5 •0,5 •10^/15,06 = 1,66 105,
где (¡ч
=0,5 м — условный эквивалентный диаметр человека, оде­
того в рабочую одежду;
Рис. 6.5. Адиабатическое увлажнение приточного воздуха воздушного душа
111

• число Нуссельта
N0 - 0,08211е0,78 = 0 ,082(1,66 • 105)078 = 967;
• коэффициент теплоперехода
а = ШХ/А, = 967 2,23•10'2/0,5 =43,1 Вт/(м2-К);
• количество конвективной теплоты
(Эк = аРоаиой- /„) = 43,1 1,75(26 - 20) = 462 Вт,
где /од= 26'С — температура поверхности одежды рабочего; Роа=
= 1,75 м2 — расчетная площадь поверхности одежды человека;
• лучистый теплообмен между поверхностью плавильной печи
и рабочим
<2. = о е/у(7;/100)4- (Год/ЮО)4]=
= 4 - 1 ,75[(353/100)4 - (299/100)4] = 527 Вт.
Как видно из расчета, человек получает лучистой теплоты боль­
ше, чем он отдает конвекцией. Повысим скорость обдува. Примем
и'о = 6 м/с и повторим расчет:
Яе = 6,0 0,5 •106/15,06 = 1,99 Ю5;
1Чи = 0 ,082( 1,99 • 105)0-78 = 1,11 103;
а = 1,11 103•2,23 •10~2/0,5 = 49,5 Вт/(м2-К);
(2К= 49,5 •1,75(26 - 20) = 520 Вт.
Расчет можно считать законченным, так как <2К= 0Л.
Методика расчета с помощью воздушного ниспадающего пото­
ка. На ряде производств целесообразно применение душирова-
ния рабочих мест воздушным ниспадающим потоком. Например,
при вентиляции кабины крановщика, тракториста и других по­
стоянных рабочих мест, где температура окружающей среды мож­
но поддерживать достаточно высокой или вообще ее не контро­
лировать.
Ниспадающий поток приточного воздуха целесообразно пода­
вать на уровне до 2 м от рабочей зоны при расходе более 70 м3/ч
на 1 м2 площади пола, когда удельное тепловое напряжение внут­
реннего объема рабочей зоны не более 290 Вт/м2.
Приточная панель состоит из смесителя и воздухораздающей
решетки (рис. 6 .6). В смесителе происходит смешение воздуха по­
ступающего из помещения с воздухом, обработанным в конди­
ционере. При истечении из отверстий панели струйки сжимают­
ся, достигая минимального сечения на расстоянии 1,4 диаметра
отверстия от плоскости истечения. Затем они расширяются, под-
112

Рис. 6.6. Схема вентиляции кабины
крановщика
Кондиционированный
воздух, V
чиняясь закономерностям турбулентных струй. В результате рас­
ширения струи на расстоянии Х\ сливаются в общую струю. Эта
струя имеет начальный участок Х2и основной Х3(рис. 6 .7). Отвер­
стия в панели имеют относительно небольшой диаметр, и истече­
ние происходит при малых числах Рейнольдса (порядка Яе = 103)
и больших значениях числа Архимеда (Аг0> 10"*). Поэтому на уча-
Рис. 6.7. Схема ниспадаюЩего потока
113

стке раздельных струек скорость и избыточная температура рас­
считываются по формулам:
у»хЫо =6,1А,А2Д ;
_________________________ 0 ,0755_________________________ .
(0,097 + 67/Re) [0,61 + 0,35 ехр (- 0 ,0035 Re2/3)] (1 - 1 ,5/Re'/3) ’
А2= 1+0,72Аго0'5
Учитывая, что турбулентное число Прандтля при значениях
числа Архимеда Аг0 < 0,2 рассчитывается по зависимости о = 0,75 В,
получаем
В = 1± 0,5 ехр (-1 ,25 •10‘3Аг0“1).
Здесь А,, А2, В — эмпирические коэффициенты.
Избыточная температура струи определяется по формуле
Д7>/Д7;=5 ,2/(ЛА|А2).
Обычно струя при истечении из перфорированной панели по­
дается так, чтобы человек находился на начальном участке сфор­
мировавшейся струи (см. рис. 6 .7). Скорость и температура на этом
участке в основном формируются в результате тепло- и массообме-
на на участке раздельных струек. Относительная длина участка раз­
дельного развития струек (* , = ХхД/0) определяется из выражения
*,= 7,0/74,
где Т — относительный шаг между отверстиями в панели, / = /Д/0.
Эжекционная способность струи на участке раздельного разви­
тия струек определяется из уравнения
Р. = Сф/Х(70= 0.34ДР,
где др — уменьшение эжекционной способности струи в резуль­
тате взаимодействия отдельных струй.
Изменение эжекционной способности струи на участке раз­
дельного развития струек [7] определяется по зависимости
ДР=|l -0,025
(2,66р/-1)(1-с)- 1 - Дб1
Р/-
0,5
где с=ехр|-2,0^(/+б)2/^ |.
Скорость струи на начальном участке сформировавшейся струи
рассчитывается по формуле
114

щ/^о = 6,1дрА,А2/Х\.
Избыточную температуру на начальном участке сформировав­
шейся струи можно определить по уравнению
А/,/ДГ0 = (/, - /в)/(г0 - /„) = 5 ,2/(*,ДрА,А2).
Число отверстий в панели п, которое практически не влияло
бы на формирование полей температуры и скорости в струе [7],
вытекающей из перфорированной панели, определяется следу­
ющим неравенством:
1,44(7Чб)2<«<4,0(7Чб)2
Для обеспечения свободной подпитки струи окружающим воз­
духом на участке раздельного развития струй площадь перфориро­
ванной панели не должна превышать 0,31... 0,33 от площади потол­
ка. Если это условие не выполняется, то возникает высокая вероят­
ность «налипания» струи к одной из стенок или углу помещения.
Пример 6.1 . Кабина крановщика имеет габаритные размеры
1,0 х 1,5 м. Температура окружающего воздуха 28 °С. Примем сле­
дующие метеорологические параметры воздуха в кабине: темпе­
ратура 20 "С, скорость воздуха воздушного душа на уровне головы
крановщика примем 1,5 ...2 м/с. Скорость истечения воздуха из
отверстий перфорированной панели мъ = 3,5 м/с, температура воз­
духа на выходе из панели /0= 15... 20 °С. Диаметр отверстий панели
(¡0= 0,02 м, шаг между отверстиями /= 0,04 м, т.е . относительный
шаг между отверстиями в панели Т = 0 ,04/0,02 = 2,0.
Р еш ен и е . Определение числа Рейнольдса, критерия Архиме­
да и констант, необходимых для определения параметров потока
воздуха на выходе из перфорированной панели, производится по
следующим формулам:
Яе=и
= 3,5 •0,02•10"6/14,6 = 4,80 •103;
А,=
К А/ 9,81 0,02 (28,0 -20,0)
_
и* 71
3,52 (273 + 28,0) ’
_________________________
0,0755_________________________
(0,097 + 67/Яе)[0,61 + 0,35 ехр(- 0,0035 Ке2/3)](1 - 1 ,5/Ке1/3)
__________________________ 0,0755__________________________х
[0,097 + 67/(4,80 •103)]|о, 61 + 0 ,35ехр[- 0 ,0035(4,80 103)2/3]}
ХГ---------/-------------- йГ\ = 1,Ш;
[1-1 ,5/(4,80 -103)'/3]
А2= 1 + 0,72Аг®’5 = 1 + 0,72(4,26- Ю^)0-5 =1 ,01.
115

Определение относительной длины участка формирования осу­
ществляется по формуле
2Г, = 7 ,0//А, =7,0-2,0/1,01=13,9.
Перфорированную панель будем подбирать таким образом,
чтобы обеспечить свободное подтекание окружающего воздуха ко
всем струйкам, т.е . др = 1,0. Примем в качестве расчетных значе­
ний Х\ =7 ,0 и перепад температур в зоне воздействия струи на
человека Д/, = 28,0 - 20,0 = 8,0 °С. Тогда начальный перепад темпе­
ратур на выходе из панели составит
Д/0=Д/12Г1дрА1А2/5,2 = 8 ,0 -7 ,0 -1 ,0 -1 ,01 1,01/5,2 = 11,0 °С.
Температура приточного воздуха должна быть
/*0=28,0- 11,0=17,0 °С.
Скорость истечения из отверстий панели получим
и'о = н'|Л;1/(6,1ДрА,А2)= 2 ,0 -7 ,0/(6,Ы ,01,011,01)= 2,25 м/с.
Примем максимальное число отверстий в панели, обеспечив
тем самым свободное подтекание воздуха помещения к отверсти­
ям панели:
п=4(1+б)2=4(2,0 +6)2=256.
Установим квадратную панель и определим число отверстий,
расположенных по одной стороне панели, а также длину и пло­
щадь панели:
7^ =7256=16; I =/7« =0,04•16=0,64м;/„ = 0,642=0,41 м2;
/■= 1,0 -1,5= 1,5 м2;/„//"= 0,41/1,5 =0,27 <0,31.
Площадь перфорированной панели не превышает 31 % площа­
ди потолка кабины, следовательно, условие свободного питания
струек окружающим воздухом соблюдено. Расход приточного воз­
духа определяем по формуле
Упр= 3бОО/пИ'о = 3600•0,41 2,25 = 3,32•103м3/ч.
6.3 . Воздушные оазисы
В горячих цехах (литейные, мартеновские, электролиз алюми­
ния, магния и т.п .) выделяется большое количество теплоты. Эти
цехи характеризуются сравнительно небольшим числом посто-
116

Рис. 6.8. Воздушный оазис
янных рабочих мест, поэтому они оборудуются местами отдыха
с оптимальными параметрами воздушной среды, обеспечива­
ющими кондиционерами. Места отдыха от цеха ограждаются воз­
духонепроницаемыми перегородками. Кратность воздухообмена
(3...5 ч_|) устанавливается из условия поглощения теплопоступ-
лений через ограждающие конструкции.
В помещении, где создается воздушный оазис (рис. 6 .8), воздух
подается от кондиционера, затем распределяется в помещении
через воздухораспределители. Помещение оазиса ограждается от
Рис. 6.9. Формирование приточной струи при начальной скорости на вы­
ходе из воздухораспределителя 0,2 м/с

а
б
в
Рис. 6.10. Конструкции воздухораспределителей, устанавливаемых в оазисе:
а — круглый насадок; б — полуцилиндрический насадок; в — плоский насадок
всего цеха стенами. Воздухообмен в этом помещении осуществля­
ется методом вытеснения, т.е . приточный «чистый» воздух «за­
топляет» помещение оазиса (при незначительном смешивании с
воздухом помещения), вытесняя в цех вредные выделения и теп­
лоту через открытый потолок. Чаще всего подобные струи созда­
ются на выходе из воздухораспределителей с использованием пер­
форированных поверхностей и сеток из искусственных материа­
лов с диаметром отверстий порядка 60 мкм. Для промышленных
помещений рекомендуемые начальные значения скоростей вы­
тесняющих струй составляют 0,4... 1,0) м/с, для «чистых» поме­
щений — 0 ,2 ...0 ,5 м/с, для помещений с повышенными требова­
ниями к тепловому комфорту — 0,1 ...0,2 м/с [12]. Характер фор­
мирования приточной затапливающей струи в помещении пред­
ставлен на рис. 6.9. Струи такого типа малоустойчивы и суще­
ственно реагируют на воздействие тепловых источников в поме­
щении (см. рис. 6 .8).
В настоящее время отечественными и зарубежными фирмами
выпускается целый ряд воздухораспределителей (рис. 6 .10), реа­
лизующих принцип «затопления» рабочей зоны помещения низ­
котурбулентными (иногда их считают ламинарными, что являет­
ся весьма спорным) приточными струями.
6.4 . Воздушные завесы
Воздушные завесы у ворот и дверей устраиваются в отапливае­
мых помещениях для предотвращения врывания наружного хо­
лодного воздуха, что может повлиять на температуру воздуха в
рабочей (обслуживаемой) зоне. Завесы бывают воздушные или воз­
душно-тепловые . Воздушные завесы забирают воздух из объема по­
мещения, а воздушно-тепловые дополнительно этот воздух подо­
118

гревают в калориферах. Завесы бывают шиберного и смешивающего
типов. Завесы шиберного типа в результате частичного перекры­
тия проема воздушной струей сокращают прорыв наружного воз­
духа. В помещение поступает смесь холодного воздуха и воздуха,
нагретого от завесы. Температура смеси должна быть равна норма­
тивной. Обычно завесы смешанного типа осуществляются в там­
бурах. Завесы шиберного типа периодического действия устанав­
ливают у ворот, не имеющих тамбуров и открывающихся чаще
пяти раз или не менее чем на 40 мин в смену, а также у открыва­
ющихся наружных технологических проемов в зданиях, располо­
женных в районах с расчетной температурой наружного воздуха
- 15 °С и ниже (параметр Б).
Воздушно-тепловые завесы смешивающего типа проектируются:
• у наружных дверей административно-бытовых зданий в зави­
симости от расчетной температуры наружного воздуха. Эта темпе­
ратура принимается по параметру Б, и число людей, проходящих
через двери в течение одного часа, составляет:
400 чел. и более при расчетной температуре —15... —
20 °С;
250 чел. и более при расчетной температуре -26... - 40°С;
100 чел. и более ниже расчетной температуры -40 °С;
• если к вестибюлю примыкают помещения без тамбура, обо­
рудованные системами кондиционирования воздуха;
• у наружных дверей помещений с влажным режимом эксплу­
атации.
Температура смеси воздуха, поступающего в помещение при
работе воздушных завес, принимается не менее 14°С при легких
работах; 12 °С при работе средней тяжести и для вестибюлей об­
щественных и административно-бытовых зданий; 8 °С при тяже­
лых работах; 5°С при тяжелой работе и отсутствии постоянных
рабочих мест на расстоянии 3 м и менее от наружных стен и 6 м от
дверей, ворот, проемов. Температура воздуха, подаваемого воз­
душно-тепловыми завесами, принимается не выше 50 °С у наруж­
ных дверей и 70°С (обычно Д/ = 22 ...44°С) у ворот и технологи­
ческих проемов. Скорость выпуска воздуха из щелей воздушных
завес у наружных дверей следует принимать не более 8 м/с у на­
ружных ворот и технологических проемов не более 25 м/с (обы­
чно 10... 18 м/с). Воздухораспределительные короба располагают с
внутренней стороны проема как можно ближе к проему, но не
более:
А=о,ц/7^,
где /’’рр — площадь открываемого проема.
В зависимости от расположения воздухораспределительного
короба завесы бывают с боковой, верхней и нижней подачей воз­
духа (рис. 6 .11). Недостатком наиболее эффективной (с точки зре-
119

Рис. 6.11. Схемы подачи воздуха в воздушных завесах:
а — боковая подача воздуха; б — верхняя подача воздуха; в — нижняя подача
воздуха
ния энергосбережения) нижней подачи воздуха является возмож­
ность засорения щели и возникновения эффекта «Морелин Мон­
ро». Воздушная струя завесы должна направляться под углом а =
= 30°... 45° к плоскости проема (рис. 6 .12). Выбор угла выпуска воз­
духа выбирается с учетом предотвращения налипания струи на
плоскость пола или стены. Высота воздуховыпускной щели при­
нимается равной высоте открытого проема. Короба должны обес­
печивать равномерность раздачи воздуха (отклонение минималь­
ного значения от максимального не должно превышать 0,7 %).
Обычно требуемая равномерность достигается тогда, когда изме­
нение динамического давления в воздуховоде равно потерям на
трение и местное сопротивление (деление потока).
120

Исследования показали, что данное условие выполняется при
~
< 0,3...0 ,4.
На практике принимают
ф =1/20...1/30, или А = ю ...40,
Лс
^пр
где/ш— площадь воздуховыпускной щели, м2; — площадь кор­
ня короба, т.е . самого большого сечения короба, м2; ^пр — пло­
щадь проема, м2.
При принятых соотношениях площадей равномерность возду-
хораспределения достигается при сужении короба практически до
нулевой площади.
Воздушная завеса рассчитывается на преодоление ветрового
гравитационного давления. Причем может приниматься некото­
рый прорыв наружного воздуха в помещение (до 30 %). Расчет воз­
душной завесы на преодоление ветрового давления может быть
произведен при угле подачи воздуха 45°, ось X должна быть на­
правлена под этим же углом:
АУР = 0,667«7.А72;
X=Х/Ь;К=К/5;
Ч\ =0 ,5р,и>2; <72 = 0 ,5р2н'2.
Рассмотрим схему подачи воздуха «снизу вверх», тогда длина
осей принимается: X - 0 ,6Яи К= 0 ,6Я. Если воздух подается сбо­
ку, то вместо Я принимается ширина или полуширина ворот. Зна­
чение скорости принимается по СНиП 23-01-99* «Строительная
климатология и геофизика» и направляется по нормали к оси X. В
приведенной формуле это учтено:
2 ц0,667 •0 ,36T0w2H 2(sin а)3
*°=
4527;
’
где ц — демпфирующая способность завесы; Я — высота ворот
при подаче воздуха снизу, ширина или полуширина ворот при
подаче воздуха сбоку.
Относительное количество теплоты, которое тратится на 1 м2
площади ворот на завесу, равно 850... 1200 Вт/(кг -м2).
Пример 6.2 . Рассчитать воздушную завесу «снизу вверх» на пре­
одоление ветрового давления, если габаритные размеры A xB xh =
121

= 3 x3 x4 при расчетной скорости ветра м>в = 3 м/с. Температура
воздуха в цехе tй= 18°С, расчетная температура наружного возду­
ха = - 20 °С. Воздушная завеса выпускается под углом 45° к вер­
тикали.
Примем толщину воздуховыпускной щели 0,1 м, а демпфиру­
ющую способность завесы 0,8. Тогда необходимая скорость выпус­
ка воздуха из щели составит
И'о =
0,8 •0,667 •0 ,62 291 З2 42(яп45в):
4 0,12 253
-10,5
= 16,8 м/с.
Расход воздуха завесы
И, = 3600 0,1 3 16,8 = 18,1 103м3/ч.
(6.1)
При определении расхода теплоты на работу завесы примем
д = 850 Вт/(кг •м2), тогда
Р^в^з _ 1,2 850 12 18,1 103
У 3600
3 600
= 61,5 103 Вт.
(6.2)
Расход воздуха через ворота при отсутствии завесы
Увор=3бООи^еор =3600-3 12= 130 103м3/ч.
Учитывая принятое значение демпфирующего действия заве­
сы, определим расход теплоты £)пр на нагрев прорывающегося
наружного воздуха:
С?пр = 0,28ср(1 - (х)^„(/'в ~ О =
= 0,28 1 1,2(1 - 0,8)130 103=8,7 103Вт.
Начальная температура завесы
и=и
, 3,60
3,6 -61,5 -103
сК,
1 18,1 103
30,2° С .
Помимо ветрового давления на прорыв наружного воздуха че­
рез двери и ворота влияет гравитационное давление:
Ар=Ар^+сАрв,
где с — поправочный коэффициент на ветровое давление:
122

Здание:
без аэрационных п р о е м о в ...............................................................0,2
с аэрационными проемами, закрытыми в холодный период ...0 ,5
с аэрационными проемами, открытыми в холодный период .... 0,8
Гравитационное давление определяется по формуле
ДАр = ghР(рн - Рв).
где р = 353/Т кг/м3; Ар — расчетная высота от центра проема,
оборудованного завесой, до нейтральной линии, м.
Значение Ар принимается:
• для зданий без аэрационных проемов и фонарей
Ар - 0,5Апр,
где Апр — высота открываемого проема, м;
• для зданий с аэрационными проемами, закрытыми в холод­
ный период,
'*1 '
9*
0,25 (/п/ /в)2 + 1
где И\ — расстояние от центра проема, оборудованного завесой,
до центра приточных проемов, м; А2— расстояние между центра­
ми приточных и вытяжных проемов, м; /п—длина открываемых в
теплый период года притворов приточных проемов, м; /„ — то же,
вытяжных проемов, м;
• для зданий с аэрационными проемами, открываемыми в хо­
лодный период года,
Ар = А, + h2/[\inF„/(\iBFB)]2 + 1,
где цп= 0 ,6 ...0 ,7 — коэффициент расхода через открытые приточ­
ные аэрационные проемы;
= 0 ,7...0 ,75 — коэффициент расхода
через открываемые вытяжные аэрационные проемы; Ап, Рв — со­
ответственно площадь приточных и вытяжных аэрационных про­
емов, м.
При наличии местных отсосов (Д(7М), не компенсируемых до­
полнительным приточным расходом, забор воздуха для завесы из
помещения составляет
G3 = AGM Я_________И
-п^п_______
1-?
+
где д — отношение расхода воздуха, подаваемого завесой к рас­
ходу воздуха, проходящего в помещение через проем при работе
завесы (величина, задаваемая при расчете завесы).
123

Расход воздуха, подаваемого завесой шиберного типа, опреде­
ляется по формуле
С3 = 5100?цпр^ рЛ/Д/ФСМ)
где рсм — плотность смеси подаваемого завесой и наружного воз­
духа, кг/м3; рпр — коэффициент расхода проема при работе заве­
сы (при боковой подаче воздуха рпр= 0 ,3 ...0 ,4; при нижней пода­
че воздуха цпр = 0 ,2 ...0,5).
Плотность рсм находится по формуле
Рсм 353-0 ,5
Тн+тв
\
Пример 6.3 . Рассчитать воздушную завесу при двухсторонней
боковой подаче воздуха для ворот с габаритными размерами
АхВхИ=4хЗхЗм. Высотапомещения6м.
Реш ение. В соответствии с условиями примера примем
и
Г*
—
, угол наклона завесы а = 45°, д =0 ,8 . Температура на­
ружного воздуха /н = -20 °С, внутреннего 18°С; коэффициент
расхода воздуха, проходящего через ворота при работе завесы,
Рпр = 0,3. Местные отсосы и избыточный расход приточного воз­
духа отсутствуют. Расчетная скорость ветра и>в = 3 м/с, с = 0,2.
*
рХ 0,2 -353-32 л
_
рв=сАрв=с^-^ - =
----------- -
= 1,26 Па;
ув
у
2
2(273-20)
Ар=3,58+1,26=4,84Па;
ЛпР /
х
4,0 ( 353
353^,,оп.
Лр82^РнРв^ 82272-20 273+18 3’
рсм =353-0 ,5
V
1
1
273-20+273+18
= 1,3 кг/м3;
(73=5 100-0,8-0,3-12^4,84-1,3
= 36,8 103 кг/ч.
Через один короб необходимо подавать 18,4 -103 кг/ч.
Примем допустимый перепад температуры в завесе /3 = 35 °С,
тогда необходимое количество теплоты потребуется
О =0,28с(73Д(, = 0,28•1 36,8 •103 35=360•103Вт.
124

Таблица 6.4
Усредненное значение Ар для одноэтажных промышленных зданий
Высота
здания, м
Значения Лрпри габаритных размерах проема ворот, м
3x3
3,6x3
3,6 х 3,6
4,2 х 4,2
4,8 х 5,4
7,2
5,6/2,9
5,4/2,5
4,8/2
4,1/2,1
2,7/2,7
8,4
6,4/3,4
6,1/2,9
5,6/2,4
4,8/2,1
3/2,7
10,8
7,8/4,4
7,6/3,8
7/3,2
6,1/2,8
4/2,7
15,6
10,9/6,2
10,5/5,5
9,8/4,8
8,7/3,8
6,2/2,7
П р и м е ч а н и е . В числителе приведены значения Лрдля зданий со световы­
ми аэрационными фонарями, в знаменателе —для зданий с зенитными фона­
рями.
Температура воздуха, подаваемого завесой,
/3=18+35=53°С.
Усредненное значение уровня расположения нейтральной зоны
для одноэтажных промышленных зданий приведено в табл. 6.4.
Контрольные вопросы
1. Приведите расчетные диапазоны температуры и скорости воздуш­
ного душирования человека.
2. Составьте методику расчета горизонтального воздушного душиро­
вания.
3. Покажите конструкции воздухораспределителей установок воздуш­
ного душирования.
4. Составьте методику расчета вертикального воздушного душирова­
ния.
5. Опишите методику конструирования воздушного оазиса.
6. Покажите конструкции воздушных завес у открываемых ворот и
дверей.
7. Представьте методику расчета воздушной завесы.

ГЛАВА 7
ОБЩЕОБМЕННАЯ ВЕНТИЛЯЦИЯ
7.1 . Тепловыделения
Тепловыделения от электродвигателей. Тепловыделения в поме­
щение от электродвигателей рассчитываются по уравнению
<2э = НуКзац)Коан(1 - т||)Л|1 =
-
Л)),
(7-1)
где 7Уу—установочная или номинальная мощность электродвига­
теля, кВт; А'заф — коэффициент загрузки электродвигателя, рав­
ный отношению средней мощности, передаваемой оборудованию
в течение расчетного часа, к установочной или номинальной мощ­
ности электродвигателя; А^дн — коэффициент одновременности
работы электродвигателей; г|1— КПД электродвигателя при дан­
ной загрузке, т|| = Кпг\ (Кп — поправочный коэффициент, учиты­
вающий загрузку двигателя); А^пр— коэффициент спроса на элек­
троэнергию, Л;пр = КэагрЯодн/Лг
Как правило, тепловыделения от электродвигателей учитыва­
ются в тепловом балансе рабочей зоны. Значение расчетных коэф­
фициентов приведены в табл. 7 .1 .
Вся теплота от электродвигателей, расположенных в рабочей
зоне, поступает в эту зону, поэтому коэффициент воздухообмена
ту\ принимается равным 1,0.
Пример 7.1 . Определить теплопоступления от пяти электро­
двигателей установленной мощностью Л7у = 10 кВт каждый, при
этом учесть, что один станок с электродвигателем установлен как
запасной (АГОД1|= 0,8), КПД всех электродвигателей т| = 0,86. Коэф-
Табли ца 7.1
Значения расчетных коэффициентов для электродвигателей
/Уу, кВт Менее 0,5 0,5 ...5
5... 10
10...28
Ю
0
0
с
л
о
Более 50
Л
0,75
0,84
0,85
0,88
0,9
0,92
^•загр
Более 0,8 0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
кп
1
0,99
0,98
0,97
0,95
0,91
Примечание: л — КПД электродвигателя при полной нагрузке; К„ —
поправочный коэффициент, учитывающий загрузку двигателей.
126

фициент загрузки оборудования Кзагр = 0,55, поправочный коэф­
фициент, учитывающий загрузку двигателей, К„ = 0,98.
Реш ение . Определяем теплопоступления с учетом КПД и ко­
эффициента спроса на электроэнергию:
г|! = А^т) = 0,98 •0,86 = 0,84;
Кспр = ЯзапАдн/П. = 0 ,55 .0 ,8/0 ,84 = 0,52;
бэ=
(1-Л|)=5100,52(1-0,84)=4,16кВт.
Тепловыделения от нагретого оборудования. Ориентировочные
данные тепловыделений от нагретых поверхностей технологиче­
ского оборудования представлены на рис. 7.1. и табл. 7.2. На рис. 7.1
приведена зависимость удельного теплового потока дуд от темпе­
ратуры нагретой поверхности оборудования Гп и степени черноты
этой поверхности е. Учитывая, что от нагретых поверхностей по­
ступает большое количество теплоты, такое оборудование, как
правило, снабжается зонтами, козырьками или воздушными за­
весами.
От печей поступает как конвективная, так и лучистая состав­
ляющая теплоты (табл. 7 .3).
Учитывая, что по избыточной теплоте рассчитывается венти­
ляция для наибольшего числа цехов, далее рассматриваются цехи
с наибольшей теплонапряженностью внутреннего объема: кузне­
чные и термические (табл. 7 .4, 7.5).
Рис. 7.1. Зависимость удельного теплового потока от температуры и сте­
пени черноты нагретой поверхности оборудования
127

Таблица 7.2
Характеристики источников теплопоступлений
Источник
тепловыделений
Габаритные размеры, м
Степень
черноты
е
Тепл©поступле­
ния с поверх­
ности 0TM, кВт
длина а ширин Ь высота И
Камерная печь
3
4
2,5
0,5
280
Термическая печь
3,5
2
3
0,5
225
Методическая печь
5
3
3
0,5
375
Пресс
2
2
4,5
4,5
115
Место складиро­
вания продукции
2
2
1,5
1,5
275
Таблица 7.3
Теплопоступление от нагретого оборудования
Источник
теплопоступлений
еTM
&
0,
ОТ
Д,, м
кВт
Камерная печь
280
109
171
100
3,4
Термическая печь
225
90
135
85
2,5
Методическая печь
375
172
203
120
3,75
Пресс
115
45
70
46,6
1,7
Место складиро­
вания продукции
275
38
237
41
2
Примечания: 1 0TM, 0К, 0Л, 053—соответственно общие теплопоступле-
ния, конвективные, лучистые тепловыделения и лучистые тепловыделения в
рабочую зону.
2. Д, — полюсное расстояние конвективной струи, м [7].
Таблица 7.4
Технические характеристики нагревательных печей кузнечных
и термических цехов
Тип оборудования
Произво­
дитель­
ность, кг/ч
Тепловыделе­
ния в цех
(ориентиро­
вочные), кВт
Габаритные
размеры
загрузочных
отверстий
ЬхИ, мм
Число за­
грузочных
отверстий
Кузнечные цехи
Печи камерные (с отводом газов в боров)
ННО-6 .4 .5 .4/13
55/110
5,7
293x348
1
ННО-6 .6 .4/13
70/140
19,2
308x464
1
128

Продолжение табл. 7.4
Тип оборудования
Произво­
дитель­
ность, кг/ч
Тепловыделе­
ния в цех
(ориентиро­
вочные), кВт
Габаритные
размеры
загрузочных
отверстий
ЬхИ, мм
Число за­
грузочных
отверстий
ННО-6 .8 .4/13
100/200
24,1
308x464
1
ННО-Ю .6 .8/13
120/240
28,5
495x812
1
ННО-8 .8 .6 .5/13
130/260
39,8
480x696
1
ННО-Ю .7 .8/13
140/280
40,0
495x812
1
ННО-12 .8.9/13
190/380
52,8
596x1 044
1
ННО-Ю .Ю .8/13
200/400
52,8
495x812
1
ННО-Ю .14.8/13
280/560
83,2
495x812
1
ННО-12 .15.9/13
380/750
105,7
596x1 044
1
Печи камерные щелевые (без отвода газов в боров)
НЩО-6 .4 .5 .4/13
55/110
25,7
810x240
1
НЩО-8 .4 .5 .6 .5/13
70/140
40,9
1042x304
1
НЩО-6 .8 .4/13
100/200
63,9
810x240
1
НЩ О-10.6 .8/13
120/230
81,7
1274 x 360
1
НЩО-8 .Ю .6 .5/13
160/320
102,7
1042x304
1
НЩО-16.6 .11/13
190/360
118,4
464x360
2
НЩ О-12.10.9/13
240/450
158,2
1390x360
1
НЩ О-14 .10.10/13
280/530
162,3
464x360
1622x360
2
1
НЩО-14 .12 .10/13
340/640
197,0
464x360
1622x360
2
1
Печи камерные тупиковые с выдвижным подом (с отводом газа в боров)
НДО-12 .25.12/13-15 450/600
126,8
930x1 276
1
НДО-16.30 .16/13-25 720/960
232,6
1 320x1 748
1
НДО-20.30 .30/13-30 900/1 200
356,8
1580x2 088
1
НДО-20.40.20/13-50 1 200/1 60С) 674,7
1580x2 088
1
ТНО-25.40.23/13-65 1 500/2 00СI 1197,9
1840x2 552
1
129

Окончание табл. 7.4
Тип оборудования
Произво­
дитель­
ность, кг/ч
Тепловыделе­
ния в цех
(ориентиро­
вочные), кВт
Габаритные
размеры
загрузочных
отверстий
ЬхИ, мм
Число за­
грузочных
отверстий
Термические цехи
Печи камерные (с* отводом газов в боров)
ТНО-4 .6 .4 .5/11
40
14,5
325x348
1
ТН О-5 .10.5.5/11
90
29,0
410x464
1
ТН О-6 .12.5.5/11
130
42,9
410x464
1
ТНО-8 .16.6 .5/11
230
75,4
512x696
1
Т Н О-10.20.8/11
360
114,9
525x812
1
167,0
596x1044
П р и м е ч а н и я : 1. В первом столбце обозначаются: первая буква: Н —нагре­
вательная, Т — термическая; вторая буква: Д — с выдвижным подом, Н —
камерная периодического действия, Щ — щелевая; третья буква О — окисли­
тельная атмосфера (воздух). После букв приведены габаритные размеры рабочего
пространства печей, дм: ширина, длина, высота.
2. Во втором столбце в числителе указано сталь легированная, в знаменателе —
углеродистая.
3. Над загрузочными отверстиями устанавливается козырек.
Таблица 7.5
Технические данные оборудования для термообработки
с электронагревом в термических цехах
Тип оборудования
Температура
в печи, °С
Установочная
мощность,
кВт
Габаритные размеры
загрузочных отверстий
ЬхИ, мм
Камерные печи
СНЗ-3 .6 .2/10
850
14(14,6)
300 x 200
СНЗ-4 .8 .2 .5/10
850
25
400x250
СНЗ-6 .12.4/10
850
58(71)
600 x 400
СНЗ-8 .16.5/10
850
81
800x500
СНЗ-4 .8 .2 .5/10
1000
25
400x250
СНЗ-6 .12.4/10
1200
52
600 x 400
СНЗ-8 .16.5/12
1200
81
800 x 500
Камерные печи с выдвижным подом
СНОС-10.13.10/3
300
41,3
1000x1 000
СДОС-16.15.16/2,5
250
189,5
1бООх 1600
130

Окончание табл. 7.5
Тип оборудования
Температура
в печи, °С
Установочная
мощность,
кВт
Габаритные размеры
загрузочных отверстий
ЬхИ, мм
СДОС-10.12,5 .12,5/3
250
71,5
1000x1250
СДО-Ю .12,5.10/5
500
79,4
1000x1000
Шахтные печи
СШЗ-6 .6/7
700
370,2
Д=600
СШЗ-6 .12/7
700
52,2
600
СШЗ-10.10/7
700
85
1000
СШЗ-6.20/7
700
72,2
600
СШЗ-6.30/7
700
107,2
600
США-5 .7 .5/6
650
42,5
500
США-8 .12/6
650
95
800
СШО-6 .6/10
1000
70
600
СШО-6 .20/10
1000
100
600
СШО-10.10/10
1000
111
1000
СШО-6 .30/10
1000
130
600
СШЦМ-6 .6/9
900
73,02
600
СШЦМ-6 .12/9
900
88,02
600
СШЦМ-6 .20/9
900
103,2
600
Электрованны
СВС-1,53.4/8,5М-01
850
40
150x300
СВС-3,5.8 .4/6,5М-01
650
100
350x800
СВС-3,5 .8 .4/8,5М-01
850
160
350x800
СВС-2,3/13
1 300
100
£>= 1 460
СВС-2,5/13
1300
137
1460
П р и м е ч а н и я : 1.В первом столбце приняты следующие буквенные обозна­
чения: первая буква: С — сопротивления косвенные; вторая буква: конструкция
печи В —ванна, Д —с выдвижным подом, Н — камерная, Ш —шахтная; третья
буква: среда в печи А — азот, 3 — защитная (контролируемая), О —окислитель­
ная атмосфера, С — соль, Ц — цементационная, Щ — щелочная; четвертая
буква: С — сушильная, М — муфельная.
2. После букв приведены габаритные размеры рабочего пространства, дм:
ширина, высота, длина или диаметр, высота.
3. Теплопоступления в цех от технологического оборудования при обработке
в печах с электроподогревом принимаются в процентах от установочной мощно­
сти: камерные печи — 30%, шахтные — 20%, электрованны — 45%.
4. Баки для закалки имеют температуру раствора 180...450°С.
Распределение теплоты, выделяющейся от печей, по объему
цеха приведено в табл. 7 .6 .
131

Таблица 7.6
Относительное распределение теплоты, выделяющейся от печей,
по объему цеха
Вид теплоты
Общее тепло-
поступление
Теплопоступ-
ление в
рабочую зону
Коэффициент
воздухообмена
ГПу
Термические печи
Конвективная при тем­
пературе поверхности:
/п менее 50 °С
1
1
1
50°С<{„<100°С
1
0,8
0,8
(Пболее 100 °С
1
0,6
0,6
Лучистая
1
0,5
0,5
Печи, имеющие центральный отвод продуктов горения
Полная теплота
1
0,35
0,35
Газовые печи с выпуском продуктов сгорания
Полная теплота
1
0,5
0,5
Электропечи, расположенные на полу цеха
Полная теплота
1
0,65
0,65
Электропечи, высота которых превышает 2 м
Полная теплота
1
0,3
0,3
Пример 7.2 . В цехе установлена термическая печь с габаритны­
ми размерами АхЬхИ = 3 ,5x2x3 м. Определить лучистую состав­
ляющую теплопоступлений от этой печи (см. табл. 7 .2, 7.3), а так­
же коэффициент воздухообмена.
Решение.
С?л = (225 - 90)103 = 135 103 Вт;
1Як= <ЗГ/(2л = 85/135 = 0,63.
Теплопоступления от гальванических ванн. Теплота от гальвани­
ческих ванн поступает от боковых поверхностей излучением и
конвекцией, а также с выбивающимися нагретыми газами в зави­
симости от плотности газа р в рабочую или верхнюю зону, а иногда
в обе зоны. Поэтому при проектировании вентиляции необходимо
подавать приточный воздух в верхнюю и нижнюю зоны. Количест­
во теплоты, Вт, поступающее в помещение с газами, зависит от
КПД отсоса, количества выделяющегося газа и его температуры:
132

(7.2)
(7.3)
<2Г= 0 ,28сгб!гД(/г - О ;
0К= 0,28сгСг.ца - О ,
где <7Г, (7Гц — количество газа, поступающего в цех от ванны соот­
ветственно без местного отсоса и с учетом количества теплоты,
удаляемого местным отсосом, кг/ч.
Теплопоступления в рабочую зону и коэффициент воздухооб­
мена от гальванических ванн можно определять аналогично теп-
лопоступлениям от печей.
Теплопоступления от окрасочных камер. Эти теплопоступления,
Вт, определяются по формуле
(?к = 0 ,28(7выбсг(/г - /„)•
(7-4)
Они практически полностью остаются в рабочей зоне, т.е . т у =
= 1,0.
Теплопоступления от остывающего в цехе материала. Остываю­
щий материал отдает теплоту как конвекцией, так и излучением.
Теплоотдача конвекцией, Вт, рассчитывается в следующей пос­
ледовательности:
О» =0,2^сихЦн- ¡в)В,
(7.5)
где g — количество материала, находящегося в расчетный час в
цехе, кг; см — теплоемкость материала, кДжДкг-К); т — время
нахождения материала в цехе; /н — начальная температура мате­
риала, °С; /„ — температура воздуха в помещении, °С; В — коэф­
фициент тепловыделений, определяемый по времени нахожде­
ния изделий в цехе (для несыпучих материалов В = 0,5 в течение
1ч, В =0,3 —до2ч, В =0,2 —до3ч;длясыпучихматериалов,
соответственно — 0,4, 0,25, 0,15).
Начальная температура /ндля металлов равна температуре тех­
нологического процесса или температуре материала вынимаемого
из печи: /н = /хпр; для сыпучих материалов — („ = ^.пр + (10...20) °С.
Теплоемкости металлов представлены в табл. 7.7.
Пример 7.3 . В термическом цехе производится разгрузка метал­
ла (стали) из печей два раза в смену. Температура технологичес­
кого процесса /н= 900 °С, температура воздуха в цехе 16 °С. Метал­
лические заготовки массой g = 10 кг находятся в цехе т = 3 ч.
Определить теплопоступления в цех от остывающего металла.
Реш ение . За время нахождения заготовок в цехе выделится
следующее количество теплоты, Вт:
<2М=0,28£смт(Гн- /В)Я =0,28• 10•0,65•2 3(900- 16)х
х(0,5 +0,3 +0,2)/3 =360,4.
133

Таблица 7.7
Средние теплоемкости металлов
Наиме-
нование
металла
Средняя теплоемкостьметалла, кДж/(кг -К), при температуре, °С
100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400
Сталь 0,464 0,49 0,51 0,54 0,56 0,59 0,6 0,63 0,65 0,68 0,68 0,68 0,68 0,69
Чугун 0,55 0,56 0,57 0,59 0,59 0,62 0,65 0,7 0,72 0,73 0,75 0,91 0,91 —
Медь 0,39 0,4 0,41 0,41 0,42 0,44 0,44 0,45 0,46 0,46 0,66 0,65 0,64 0,63
Алюми­
ний
0,94 0,95 0,95 0,96 0,97 0,98 1,35 1,35 1,36 0,37 — — — —
Цинк 0,4 0,4 0,41 0,42 0,64 0,62 0,6 0,59
Свинец 0,11 0,12 0,123 0,19 0,176 0,17 0,167 0,16
В рабочую зону поступает 50... 70 % (т у= 0 ,5 ...0 ,7) полных теп­
ловыделений:
<2Р.з = 0,60М= 0,6 •360,4 = 216,2 Вт,
а в верхнюю зону помещения — 0ВЗ= 360,4 - 216,2 = 144,2 Вт.
Теплопоступления от поверхности стенок укрытия, зонтов и воз­
духоводов, по которым транспортируется горячий воздух. Тепловы­
деления от нагретых поверхностей, Вт, определяются по обыч­
ным формулам теории теплопередачи:
С?" = аГ(/„ - /в);
(?" = 47г[(7’п/100)4 - (7^/100)4],
где а = 42л/й^ — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2 К) (и^ —
подвижность воздуха в помещении, м/с); Р — нагретая поверх­
ность зонта, воздуховода, м2; Т„, /п — температуры поверхности
воздуховода, К и °С, соответственно; /„ — температура воздуха в
помещении, °С; Т„ — температура ограждающих конструкций по­
мещения, К.
Пример 7.4. Рассчитать поступления теплоты от прямоугольного
зонта над печью габаритных размеров в плане ахЬ = 4 ,0х4,0 м
и высотой И = 0,8 м, температура поверхности зонта /п = 53 “С ,
температура воздуха в помещении /„ = 18°С, подвижность возду­
ха и'« = 0,4 м/с, размер сторон зонта 1,2x4,0 м, диаметр воздухо­
вода й = 630 мм. Длина воздуховода / = 2 м. Суммарная площадь
поверхности зонта и воздуховода равна Г = 13,7 м2.
Реш ение . Определение лучистой и конвективной составля­
ющих теплопоступлений от нагретых поверхностей:
134

а = 42yfw^ = 42y¡0^4 = 26,6, Вт/(м3 К);
Q" = 26,6 -13,7(53-18) = 12 ,8 -103 Вт;
Q- = 4 -13,7[(326/100)4-(291/100)4] = 2 ,26-103 Вт;
QS=Qk+Q" = 12,8 103+2,26 103=15,1 103Вт.
Половина этой теплоты ассимилируется в рабочей зоне, а дру­
гая половина попадает в верхнюю зону, т.е. т у= 0,5:
Qpj =QS.3 =7,55 -103 Вт.
Теплопоступления от освещения. Количество теплоты, поступа­
ющей в помещение от искусственного освещения, следует опре­
делять по фактической или проектной мощности. Считается, что
вся энергия, затрачиваемая на освещение, переходит в теплоту,
нагревающую воздух в помещении. Если мощность светильников
известна, то тепловыделения от освещения, Вт, можно опреде­
лить по формуле
Ос-ада-а),
(7.6)
где л и — мощность установленных светильников, Вт; р — види­
мая радиация; Д — доля теплоты, уходящая на технический этаж.
Распределение энергии, выделяемой светильниками, приве­
дено в табл. 7.8.
Пример 7.5 . В помещении установлены люминесцентные лампы
суммарной мощностью AU =11 ,2 кВт. Лампы установлены в све­
тильниках, вмонтированных в технический этаж. Видимая радиа­
ция р и доля теплоты Д, уходящая на чердак, определяются по
табл. 7.8.
Таблица 7.8
Распределение энергии, выделяемой люминесцентными лампами
и лампами накаливания
Источник освещения
Видимая
радиация, %
Невидимая
радиация, %
Теплота, отдаваемая
конвекцией и теп­
лопроводностью, %
Люминесцентная лампа
мощностью 40 Вт
16,5
37,5
46
Лампа накаливания
мощностью 100... 1000 Вт
12
73,8
14,2
П р и м е ч а н и е . Если светильники расположены в чердачном перекрытии,
то 40 % теплоты поступает в помещение, а 60 % — на чердак.
135

Реш ение. Количество теплоты, поступающей в помещение
от освещения, рассчитываем по формуле (7.6):
= 11,2 103-0,165(1 - 0,6) = 739 Вт.
Вся поступающая в помещение теплота остается в верхней зоне.
Выделения теплоты и влаги людьми. Если люди находятся в по­
мещении при оптимальных значениях параметров внутреннего
воздуха, то тепловыделения людей определяются по метаболи­
ческой теплоте в зависимости от тяжести выполняемой работы [1].
В случае отклонения параметров воздуха в помещении от опти­
мальных значений тепло- и влаговыделения людей будут зависеть
от температуры внутреннего воздуха и тяжести выполняемых ра­
бот (табл. 7 .9).
Табл ица 7.9
Количество теплоты и влаги, выделяемых людьми
Тепло-и вла-
гопоступления
Количество теплоты, Вт, и влаги, г/ч, выделяемых людьми
при температуре воздуха /„, °С
10
15
20
25
30
35
Состояние покоя
Теплота:
явная
140
120
90
60
40
10
полная
165
145
120
95
95
95
Влага
30
35
40
50
75
115
Легкая работа (1а, 16)
Теплота:
явная
150
120
100
65
40
5
полная
180
160
150
145
145
145
Влага
40
55
75
115
150
200
Работа средней тяжести (Па, Пб)
Теплота:
явная
165
135
105
70
40
5
полная
215
210
205
200
200
200
Влага
70
ПО
140
185
230
280
Тяжелая работа (III)
Теплота:
явная
200
165
130
95
50
10
полная
290
290
290
290
290
290
Влага
135
185
240
295
355
415
П р и м е ч а н и е . Можно принять, что мужчины выделяют 100% теплоты,
приведенной в таблице, женщины — 85 %; дети —75 %. Вся эта теплота участву­
ет в теплообмене рабочей зоны.
136

Теплопоступления, учитывающие инфильтрацию воздуха в по­
мещение. Теплопоступления с инфильтрирующим воздухом опре­
деляются по формулам [2]. Половина этой теплоты поступает в
рабочую зону, остальная теплота — в верхнюю зону.
Теплопоступления от солнечной радиации. Солнечные лучи, по­
падая на остекленные поверхности, частично преломляясь, про­
никают внутрь здания. Здесь они, многократно отражаясь, полно­
стью поглощаются поверхностями предметов, находящимися в
помещении, внутренними стенами и т.д . При этом происходит
переход лучистой энергии в тепловую. Солнечные лучи, попадая
на наружные поверхности стен и верхних покрытий здания, ча­
стично ими поглощаются, частично отражаются. Поглощенная теп­
лота нагревает покрытия и здание и создает дополнительный при­
ток теплоты.
Напряжением, или интенсивностью, солнечной радиации называ­
ется количество солнечной теплоты, приходящейся на 1 м2 облу­
чаемой поверхности в 1 ч. Эта величина изменяется в зависимости
от высоты стояния Солнца А и солнечного азимута остекления
светового проема стены Д.0(рис. 7.2). Положение Солнца опреде­
ляется азимутом Солнца Лс и высотой стояния солнца А(рис. 7 .2).
Азимут Солнца Ас — угол между направлением на юг и горизон­
тальной проекцией солнечного луча. Высота Солнца И—угол между
направлением солнечного луча и его проекцией на горизонталь­
ную плоскость. Положение Солнца по отношению к стене здания
характеризуется солнечным азимутом стены Асо и высотой Солн­
ца А. Солнечный азимут остекления светового проема стены Д. 0 —
Рис. 7.2. Положение Солнца и обозначение
углов:
/ — нормаль к плоскости остекления; 2 — гори­
зонтальная проекция солнечного луча; 3 — сол­
нечный луч; 4 —плоскость остекления светового
проема; 5 — горизонтальная плоскость
137

угол между перпендикуляром к рассматриваемой стене и гори­
зонтальной проекцией солнечного луча.
Теплота от солнечной радиации, Вт, поступающая в помеще­
ние через остекление световых проемов, определяется по формуле
Qo={<¿>K+úK)>
(7-7)
где q'0, <70 — составляющие теплового потока, поступающего в по­
мещение через 1 м2 остекления светового проема соответственно,
освещенного солнцем и находящегося в тени, Вт/м2; F¿, F¿ —
площади остекленных световых проемов соответственно, освещен­
ных солнцем и находящихся в тени, м2.
В случае затенения светового проема от выступающих строи­
тельных элементов здания (ребра, козырьки) либо от соседнего
здания площадь затененной части световых проемов определяется
на основании проведения соответствующих геометрических пост­
роений [11]. Рассмотрим пример определения затенения верти­
кального светового проема горизонтальными и вертикальными
наружными солнцезащитными плоскостями (ребра, козырьки,
балконы). Ширина вертикальной тени на окне Вт(рис. 7 .3), обра­
зованной выступами Л и а, составляет, м,
Вт=(R+a)tgД..0 - е,
(7.8)
а длина горизонтальной тени на окне # т, образованной горизон­
тальной выступом L, м, определяется из уравнения
<7'9 >
где R, L, a, d, е — размеры строительных элементов, принимае­
мые в соответствии с рис. 7 .3 .
Площадь затененной части остекления светового проема, м2,
определяется из выражения
F0M=HBt+(L-Bt)Ht,
(7.10)
а площадь освещенной части светового проема, м2, рассчитыва­
ется по формуле
К=HL-F¿.
(7.11)
Абсолютные значения солнечного азимута остекления свето­
вого проема Асо (см. рис. 7 .2) зависят от величины азимута солнца
Ас (угла между перпендикуляром к остеклению и направлением
на юг) и азимута светового проема А0 и определяются по форму­
лам, приведенным в табл. 7 .10. Значения азимута солнца Jc> ВЬ1-
соты Солнца И представлены в табл. 7 .10...7 .12 .
138

Рис. 7.3. Построение затенения окна по заданным координатам Солнца
Таблица 7.10
Формулы для определения солнечного азимута остекления
светового проема
Ориентация
световых проемов
До полудня (до 12ч
включительно)
После полудня
с,ю
-^с.о —1^ С~ •/^о1
ч
?
1
и
I
I
о
Ч
?
В, СВ
'
Ч
?
1
и
ч
с
I
I
Л.о=360-(Ас +Ао)
3, сз
^с.о - 360 - (у4С+ Л0)
Ч
?
1
и
2
5
I
I
о
ч
?
юв
ч
?
1
и
X
I
I
о
ч
г
>
о
I
I
о
+
>
юз
Асо~АС
ч
?
1
и
2
5
I
I
о
Таблица 7.11
Значения азимута Солнца Ас на различных географических широтах
в июле
Истинное солнечное
время, ч
Расчетная географическая широта, °с.ш.
до
полудня
после
полудня
304044485256606468
2...3 21 ...22
145
3...4
20...21
—
—
—
—
—
—
130 131 131
139

Окончание табл. 7.11
Истинное солнечное
время, ч
Расчетная географическая широта, °с.ш.
ДО
полудня
после
полудня
304044485256606468
4...5
19...20————119120120119118
5...6
18... 19 111 ш
•и
по
109 108 107 106 104
6...7
0
0
104104100999795949291
0
0
16...17949390878582817977
8...9
15...16868278767269676461
О
О
Ч
14...15756965605653504945
10...11 13...14 56 49 45 40 36 33 31 29 28
11...12 12...13 24 20 18 16 13 12 11 10 9
12 (полдень)
000000000
Примечание: с. ш. —северная широта.
Таблица 7.12
Значения высоты солнца Л на различных географических широтах
в июле
Истинное солнечное
время, ч
Расчетная географическая широта, °с.ш.
до
полудня
после
полудня
304044485256606468
2...3
21...22
4
3...4
20...21
—
—
—
—
—
—
136
4...5
19...20————357910
5...6
18...19689101213141516
6... 7
17...18181919202121212121
О
О
16...17302929303029282727
8...9
15...16424140403837363432
4
0
О
14...15545250494745434037
10...11 13...14 65 62 59 56 54 51 48 44 40
11...12 12...13 73 69 65 61 58 54 50 46 42
12 (полдень)
747066625854504642
140

Для вертикальных световых проемов, освещенных Солнцем
(которые могут быть частично затенены), поверхностная плот­
ность теплового потока от солнечной радиации, Вт/м2, может быть
определена из уравнения
Яо = {Яп + 4'р)^1^2^3^4>
(712)
где я'п, Яр — поверхностная плотность теплового потока через
остекленный световой проем соответственно от прямой и рассе­
янной солнечной радиации, принимаемая для вертикального и
горизонтального остекления (табл. 7 .13), Вт/м2; Кх— коэффици­
ент относительного проникновения солнечной радиации через
заполнение светового проема, учитывающий влияние типа ос­
текления и солнцезащитных устройств (табл. 7 .14); К2 — коэф­
фициент, учитывающий затенение остекления световых проемов
переплетами (табл. 7 .15); Къ— коэффициент, учитывающий заг­
рязнение стекла (табл. 7 .16); К4 — коэффициент, учитывающий
загрязнение атмосферы (табл. 7 .17).
В случае вертикального заполнения светового проема, находя­
щегося в тени (или при затенении заполнения светового проема
наружными солнцезащитными конструкциями либо откосами
проема) поверхностную плотность теплового потока, поступаю­
щего в помещение в данный час суток через остекление от рассе­
янной солнечной радиации, Вт/м2, следует определять по зави­
симости
<7о=<7рNoВД,
(7.13)
где Яр — поверхностная плотность теплового потока через остек­
ленный световой проем от рассеянной солнечной радиации, при­
нимаемая для вертикального и горизонтального остеклений по
табл. 7 .13.
Расчетные теплопоступления от прямой и рассеянной солне­
чной радиации, поступающей в помещение через заполнения све­
товых проемов, Вт, следует определять с учетом аккумуляции ча­
сти теплоты внутренними ограждающими конструкциями поме­
щения:
• при отсутствии наружных солнцезащитных средств
<2р =<2с
Р\ГЯ\ + /уяг + 7у»з + 0,5/уи4+ ^,5Fs^И5\
/*+Я+/$+Д+^5
/
при использовании наружных солнцезащитных средств
(7.14)
г\
п (Р\Щ+р2^2+РгЩ+Р4ГП4+Т^/М5^
л1
0р=(Н
#?+*+*+*+*
;
где ^1, /*2, Ру — площади отдельных внутренних помещений, м2;
Р4, Р5 — соответственно площади потолка и пола, м2; т ь т 2, т 2,
141

Поступления теплоты, В т/м2, от прямой и рассеянной солнечной радиации в июле через вертикальные
и горизонтальные одинарные остекленные световые проемы (стекло 6 = 2,5 . ..3 ,5 мм)
Расчетная Истинное
Ориентация вертикального светового проема (до полудня)
Горизон­ Часы
ТТЛРТТР
географи-
солнечное
тальный
ческая ши- время —часы
световой
11ÜU1C
полудня
рота, °с. ш. до полудня
С
СВ
В
юв
ю
ЮЗ
3
сз
проем
36
5...6
56
140
157
42
—
-
—
—
13
O
S
О
О
35
27
35
24
17
17
17
17
23
67
62
333
338
170
—
—
—
—
22
О
О
69
76
108
80
51
35
38
46
57
7...8
8
369
465
279
—
—
—
—
279
16... 17
79
108
130
128
79
56
53
57
78
8...9
—
274
443
335
3
—
—
465
15... 16
73
104
129
129
81
60
63
60
93
9...10
—
149
356
321
52
—
—
—
626
14...15
69
34
108
98
83
63
64
62
100
10...11
—
38
104
237
110
—
—
—
715
13... 14
67
71
88
86
83
71
65
65
105
11... 12
—
—
31
126
151
3
—
—
747
12...13
67
67
80
83
83
77
72
65
105
40
5...6
71
170
214
50
—
—
—
—
19
18...19
38
46
46
35
20
20
21
22
31

6. .7
51
71
350
96
410
112
183
86
55
42
44
46
114
62
17.. .18
7. .8
6
78
345
114
493
133
302
100
71
56
55
57
281
78
16.. .17
258
471
354
60
—
—
—
431 ^
15.. .16
8. .9
71
104
121
108
73
60
60
60
87
116
363
342
150
—
—
—
558
14.. .15
9.. 10
64
80
99
95
79
63
62
62
93
6
191
274
222
—
—
—
651
13.. .14
10. .11
62
71
81
86
83
67
62
65
100
35
172
257
45
692
12.. .13
И...12
60
67
73
77
83
77
65
65
104
84
222
292
72
—
—
—
31
18.. .19
44
5.. .6
42
53
58
42
23
22
22
23
36
42
369
452
209
—
—
—
126
17.. .18
6.. .7
70
98
112
86
55
44
44
44
62
.8
357
500
333
—
—
—
—
283
16.. .17
7..
77
по
130
109
71
55
55
55
76
256
490
398
66
—
—
—
481
15.. .16
8.. .9
71
101
121
108
79
60
59
60
83
84
371
387
162
—
—
—
543
14.. .15
9... 10
Й
80
100
101
81
63
6Ö
62
93
-P
bLO

Продолжение табл. 7.13
Расчетная
географи­
ческая ши­
рота, °с. ш.
Истинное
солнечное
время —часы
до полудня
Ориентация вертикального светового проема (до полудня)
Горизон­
тальный
световой
проем
Часы
после
полудня
С
СВ
В
юв
ю
ЮЗ
3
сз
—
2
193
305
245
—
—
629
10...11
60
71
81
86
84
67
60
64
98
13... 14
37
214
288
73
668
И12
—
_
_
_
12... 13
59
67
72
79
85
77
65
65
98
48
5...6
93
356
327
95
—
—
—
—
37
18...19
45
60
65
45
27
26
24
26
42
с7
35
385
472
237
—
—
—
—
145
17 1Я
69
98
114
87
55
43
44
44
62
1/ ... 1о
7Я
—
348
542
363
3
—
—
—
285
1С 17
74
107
129
109
73
53
53
53
73
10 ... 1/
Я0
—
222
497
427
80
—
—
—
420
15...16
О...У
70
99
121
112
81
60
58
59
82
О1п
—
60
372
419
186
—
—
—
519
1Л 1^
у...1и
64
81
100
107
86
65
58
62
93
14... и
193
352
271
7
601
10... 11
_
_
_
__
—
13... 14
60
71
Ж
94
87
70
60
64
95

11...12
—
—
37
251
317
106
—
_
643
12...13
59
67
72
84
88
78
65
65
98
52
102
301
371
116
—
—
—
—
57
18...19
D•••О
55
69
73
52
31
28
28
28
42
67
26
391
497
272
—
_
_
_
158
17...18
69
98
119
91
59
43
44
44
62
7...8
—
342
545
328
13
—
—
—
291
16...17
71
106
129
110
76
55
53
53
73
8...9
—
196
498
448
94
—
—
—
419
15... 16
67
96
123
114
85
63
57
58
82
9...10
—
42
374
429
206
—
—
—
508
14... 15
63
79
100
110
87
67
59
6Ö
87
10... 11
—
—
193
333
299
14
_
_
585
13... 14
6Ö
69
84
96
90
72
60
62
93
11...12
—
—
37
272
344
150
—
_
630
12... 13
59
65
72
86
91
78
63
65
98
56
лç
88
165
237
28
—
—
—
—
33
19...20
H... J
19
32
27
20
Ï2
.
Ï3
Ï3
Ï3
20

Продолжение табл. 7.13
Расчетная
географи-
Истинное
солнечное
Ориентация вертикального светового проема (до полудня)
Горизон­
тальный
Часы
после
полудня
ческая ши­
рота, °с. ш
время —часы
до полудня
С
СВ
В
юв
ю
ЮЗ
3
сз
световой
проем
5...6
103
344
433
140
—
—
—
76
18...19
56
74
74
57
35
28
30
30
42
67
17
401
523
287
—
—
—
169
17...18
66
93
115
90
58
42
43
44
57
7...8
—
339
547
424
22
—
—
—
287
16...17
65
98
122
105
74
53
48
53
71
8...9
—
174
504
479
128
—
—
—
405
15... 16
62
87
114
108
85
64
55
56
78
9...10
—
26
378
479
245
—
—
—
493
14...15
58
71
91
102
88
67
56
57
87
10... 11
—
—
193
427
347
21
—
—
566
13...14
57
62
76
92
91
72
58
58
91
И ...12
—
—
37
330
398
176
—
—
606
12...13
55
59
67
79
92
76
63
53
93
60
3...4
39
7
63
9
95
7
_
—
_
_
_
—
20...20
4...5
112
272
291
—
—
—
—
49
19...20
28
40
37
28
16
15
14
14
23

5...6
107
51
387
71
448
78
152
58
35
28
30
33
92
42
18.. .19
6...7
15
59
404
86
542
107
313
85
53
40
40
43
178
57
17... 18
7...8
57
331
83
556
110
441
96
37
10
49
45
50
284
65
16.. .17
8...9
55
146
lï
509
99
501
98
166
81
6Ö
5Ö
52
391
70
15.. .16
9.. .10
5Î
19
62
378
77
501
92
287
86
65
5Î
53
466
78
14.. .15
10...11
5Î
55
193
65
452
84
384
91
70
69
53
53
534
80
13.. .14
11. ..12
50
55
37
60
363
74
449
91
215
71
56
53
578
78
12. .13
64
3...4
70
19
126
23
121
19
35
12
12
J
J
10
34
15
20...20
4 ...5
158
38
330
51
307
51
96
38
21
19
2Î
22
63
30
19...20
5...6
109
52
429
74
471
85
208
62
36
28
31
35
105
42
18.. .19
6...7
12
55
408
83
558
105
362
85
52
38
37
44
187
57
17.. .18
4^^4

Окончание таб л . 7.13
Расчетная
географи­
ческая ши­
рота, °с. ш.
Истинное
солнечное
время —часы
до полудня
Ориентация вертикального светового проема (до полудня)
Горизон­
тальный
световой
проем
Часы
после
полудня
С
СВ
В
юв
ю
ЮЗ
3
СЗ
—
316
576
423
57
—
—
—
286
1с 17
7...8
52
83
106
95
69
46
42
48
62
10... I /
оп
—
133
519
543
194
—
—
—
386
15 16
О... 9
51
73
95
95
79
48
46
50
62
—
12
379
544
331
—
—
—
443
14 15
9... 10
49
58
74
91
85
64
58
50
72
10... 11
—
—
193
488
435
116
—
—
507
13...14
48
51
62
82
90
67
49
51
67
37
395
495
256
_
_
544
11...12
48
51
57
74
90
70
51
Л
65
12... 13
63
145
144
28
_
_
_
_
29
68
2...3
—
—
—
—
—
—
21 ...22
17
16
12
9
8
6
7
8
15
3 ...4
112
281
258
70
—
—
—
—
59
20...21
28
33
35
19
19
12
9
14
31
4...5
128
409
384
135
—
—
—
—
82
19...20
44
58
65
42
23
17
19
20
37
5...6
113
475
504
245
—
—
—
—
134
18...19
52
78
95
66
38
28
31
38
46

6...7
9
412
534
336
7
—
—
—
198
17... 18
55
83
106
88
55
38
37
44
57
7...8
—
297
588
499
79
—
—
—
283
16... 17
51
83
106
99
69
46
42
48
62
8...9
—
135
531
578
231
—
—
—
376
15... 16
51
74
98
99
102
58
46
49
62
О
О
*
'
—
5
394
583
369
—
—
—
440
14... 15
48
57
74
91
85
65
48
49
67
10...11
—
—
193
531
463
174
—
—
483
13... 14
48
51
62
85
90
65
49
50
67
11...12
—
-
37
442
523
302
—
—
520
12...13
48
51|57
74
90
71
51
51
67
п р и м е ч а н и я : 1. В числителе приведены значения прямой радиации, в знаменателе —рассеянной.
2. Поступление от рассеянной радиации дано с учетом рассеянного отражения прямой радиации от земной поверхности со
средним альбедо 20%.
Истинное солнечное время 2 с поясным временем 2^ связано соотношением
2=2п+ЧК-15Л0,ч,
где \ — географическая долгота места строительства, °С; N — номер пояса времени при 2„ = 2Д- 1 (где 2а —декретное время), ч.
-Ръ40

Таблица 7.14
Значения коэффициента относительного проникновения солнечной
радиации через заполнение светового проема К х, учитывающего влияние
типа остекления и солнцезащитных устройств
Заполнение светового проема
Коэффициент
относительного
проникновения
солнечной
радиации Кх
Остекление
Солнцезащитные
устройства
Одинарное листовым или
Без солнцезащитных
витринным полированным
устройств при толщине
или неполированным
стекла, мм:
стеклом
2,5 ...3,5
1,0
(8=2,5... 12,0 мм)
4,0...6,0
0,95
8,0... 12,0
0,9
Внутренние жалюзи:
светлые
0,56
средние по окраске
0,65
темные
0,75
Внутренние шторы:
светлые
0,56
средние по окраске
0,61
темные
0,66
из белой стеклоткани
0,45
сворачивающиеся
из плотного непроз­
рачного материала:
светлые
0,25
темные
0,59
Двойное со стеклом
Без солнцезащитных
листовым или витринным
устройств при толщине
полированным
стекла, мм:
(6=2,5... 12,0 мм)
2,5...3,5
0,9
4,0... 6,0
0,8
Внутренние жалюзи:
светлые
0,53
средние по окраске
0,6
темные
0,64
Внутренние шторы:
светлые
0,54
средние по окраске
0,59
темные
0,64
из плотного непроз­
рачного материала:
светлые
0,25
темные
0,6
150

Таблица 7.15
Значения коэффициента Кг, учитывающего затенение остекления
световых проемов переплетами
Заполнение
Площадь светового проема, м2
светового проема
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 4,0 5,0 6,5 8,0
Одинарное или
двойное (спа­
ренное) остек­
ление в дере­
вянных пере­
плетах
0,47 0,58 0,63 0,67 0,69 0,71 0,72 0,73 0,74 0,75
Двойное остек­
ление в дере­
вянных раз­
дельных пе­
реплетах
0,36 0,48 0,55 0,60 0,62 0,65 0,68 0,69 0,70 0,71
Остекление в
металлических
переплетах
0,56 0,77 0,83 0,86 0,87 0,88 0,90 0,90 0,90 0,90
Остекление
витрин и аэра­
ционных фона­
рей в металли­
ческих пере­
плетах
0,90
Балконные
двери с час­
тичным осте­
клением
0,50
Стены из стек­
лопакетов
1,00
Таблица 7.16
Значения коэффициента К3, учитывающего загрязнение стекла
Степень загрязнения
стекла
Содержание в воздухе
помещения пыли, мг/м3
Значение коэффициента
к,
Значительное
Более 10
0,85
Умеренное
5... 10
0,9
Незначительное
Менее 5
0,95
Чистое стекло
—
1,0
151

Табли ца 7.17
Значения коэффициента К4, учитывающего загрязнение атмосферы
Значение коэффициента /ц при атмосфере
незагрязненной
(независимо от
облучения)
загрязненной в промышленных районах,
расположенных на географической широте, °с.ш.
36...40
44...68
36...40
44...68
для световых проемов,
облучаемых в расчетный
час Солнцем
для световых проемов,
находящихся в
расчетный час в тени
1,0
0,75
0,70
1,75
1,60
т А, т 5— коэффициенты аккумуляции теплоты соответственно внут­
ренними стенами, потолком и полом, принимаемые по табл. 7.18.
Тепловой поток, обусловленный теплопередачей через световой
проем, для данного часа суток, Вт, рассчитывается по формуле
где ^
=
{н + Р|Л/Н+
&, = ('„усл- ' в)^о/Яо,
р0(/„+/Р)/г+уу
«„
к +р;
2
(7.16)
—
расчетная услов­
ная температура наружного воздуха, °С; Тн — средняя температура
наружного воздуха в июле, °С, принимаемая согласно табл. 3 СНиП
23-01-99* «Строительная климатология»; р, = c o s(2яZ,ll/24) — ко­
эффициент, учитывающий гармоническое изменение температу­
ры наружного воздуха (табл. 7 .19); Z,lI= ( 2 - 2TM**) — время, от­
считанное от момента наступления максимума температуры на­
ружного воздуха Z,max =15, ч; А,п — максимальная суточная амп­
литуда колебаний температуры наружного воздуха в июле, °С,
принимаемая согласно табл. 2 СНиП 23-01-99* «Строительная кли­
матология»; р0 — приведенный коэффициент поглощения сол­
нечной радиации заполнением световых проемов, принимается
по [11]; и» — минимальная из средних скоростей ветра по румбам
за июль, °С, но не менее 1 м/с, принимаемая согласно табл. 2
СНиП 23-01-99* «Строительная климатология»; Гв — температура
воздуха в помещении, °С, принимаемая согласно СНиП 41-01-2003
«Отопление, вентиляция и кондиционирование»; /п, /р — теку­
щее значение поверхности теплового потока, поступающего на
горизонтальную и вертикальную поверхности ограждающих кон­
струкций, соответственно прямой и солнечной радиации, Вт/м2;
/ ’о — площадь светового проема (остекления), м2; Ли — термичес­
кое сопротивление теплопередаче остеклений световых проемов,
152

Таблица 7.18
Значения коэффициента аккумуляции т
Материал
конструкции
Расчетная
толщина
конструк­
ции 8, см
Коэффициент
теплопровод­
ности X,
Вт/(м ■К)
Коэффициент
температуро­
проводности,
а - 102, м2/ч
Значения коэффи­
циента т при продол­
жительности периода
поступлений прямой
солнечной радиации
на фасад здания, ч
121086
Бетон, желе-
3,5
1,0... 1,74
0,2 ...0,3 0,78 0,71 0,64 0,54
зобетон, ес-
тественные
камни
5
0,70 0,64 0,55 0,45
10
0,60 0,53 0,45 0,38
15
0,53 0,48 0,42 0,36
28
0,45 0,41 0,36 0,31
Не более
40
0,42 0,40 0,35 0,30
Кирпичная
кладка, лег­
кие бетоны
6
0,7... 0,9 0,12...0,19 0,74 0,65 0,57 0,49
13
0,60 0,55 0,49 0,43
19
0,58 0,53 0,47 0,42
Не более
26
0,55 0,50 0,45 0,41
Гипсовые ма­
териалы
5
0,2 ...0,5 0,115...0 ,12 0,88 0,84 0,79 0,72
Древесные
материалы
2,5
0,2 ...0 ,3 0,05 ...0,07 0,84 0,81 0,75 0,69
Теплозвукои­
золяционные
материалы,
пористые
пластмассы и
полимеры
Более 5 0,06...0,12 0,11...0,15 1,0 0,99 0,98 0,95
П р и м е ч а н и я : 1. В многослойной ограждающей конструкции следует учи­
тывать только основной, ближайший к облучаемой поверхности слой.
2. Расчетную толщину стен и перегородок, разделяющих два нагреваемых
Солнцем помещения (смежных), следует принимать равной половине их факти­
ческой толщины. Расчетную толщину перегородок и стен, разделяющих нагрева­
емое и ненагреваемое помещения, следует принимать равной их фактической
толщине.
3. При ориентации светового проема на Ю, ЮЗ и 3 приведенные значения т
следует умножать на коэффициент 1,2.
м2/(Вт К), принимаемое по Приложению 6* СНиП П-3 -79*
«Строительная теплотехника»; а н— коэффициент теплоотдачи на­
ружной поверхности ограждающей конструкции.
153

Коэффициент теплопередачи а н, Вт/(м2 К), определяется по
летним условиям для вертикальной и горизонтальной поверхнос­
тей соответственно по формулам:
<=5,8+11,6^;
(7.17)
а„ = 8,7 + 2,6<Уй'.
(7.18)
Поступление теплоты от солнечной радиации через массивные
непрозрачные ограждающие конструкции (наружные стены, по­
крытия) можно рассматривать как гармонический процесс (рис.
7.4), характеризующийся тремя основными параметрами:
• среднесуточным тепловым потоком через ограждения д,, обус­
ловленным воздействием прямого и рассеянного солнечного из­
лучения;
• амплитудой суточных колебаний теплопоступлений от сол­
нечной радиации Аь\
• временем суток поступления максимума теплоты от солнеч­
ной радиации Z ^ ax.
Амплитуда суточного колебания плотности суммарного тепло­
вого потока, поступающего в помещение через непрозрачные ог­
раждающие конструкции, Вт/м2, определяется как
Лч,={яГ-9г\
(7.19)
где дTM*, (¡г — соответственно максимальное и среднее значения
плотности теплового потока, обусловленного теплопередачей через
массивное ограждение и воздействием солнечной радиации, Вт/м2.
Таблица 7.19
Значение коэффициента ^
Число часов до или после на­
ступления максимума темпе­
ратуры наружного воздуха
Р,
Число часов до или после на­
ступления максимума темпе­
ратуры наружного воздуха
Р.
0
1,0
7
- 0,26
1
0,97
8
- 0,50
2
0,87
9
- 0,71
3
0,71
10
-0,87
4
0,50
11
- 0,97
5
0,26
12
- 1,0
6
0
154

Рис. 7.4. Поступление теплоты от солнечной радиации через ограждающую
конструкцию
Текущее значение суммарного потока теплоты, поступающей
в помещение через непрозрачные ограждающие конструкции, Вт,
определяется из уравнения
&=(&+Д*)Л
(7.20)
где Д<7£ — переменная составляющая суммарного теплового пото­
ка, обусловленная суточными колебаниями температуры наруж­
ного воздуха и теплопоступлений от солнечной радиации, Вт/м2;
.Р — площадь массивной ограждающей конструкции (наружной
стены, покрытия), м2.
При решении задач, связанных с рассмотрением теплопереда­
чи через ограждения при совместном воздействии разности тем­
ператур и теплового облучения наружной поверхности, целесо­
образно введение понятия условной температуры наружного воз­
духа, °С:
/Г=/н+Д/г=>н+Р„//ан,
(7-21)
где Д/г= рм//а„ — температурная добавка, эквивалентная действию
солнечной радиации, °С; рм — коэффициент поглощения солне­
чной радиации материалом наружной поверхности ограждающей
конструкции, принимаемый по Приложению 7 СНиП П-3 -99*
«Строительная теплотехника»; / — текущее значение поверхност­
ной плотности теплового потока суммарной солнечной радиации
(прямой и рассеянной), поступающей на горизонтальные и вер­
тикальные поверхности ограждающих конструкций в июле (см. табл.
2.10 [11]), В т/м2.
155

Подобный подход позволяет определить среднесуточную плот­
ность суммарного теплового потока, обусловленного теплопере­
дачей через массивное ограждение и воздействием солнечной ра­
диации, Вт/м2, в виде зависимости от условной температуры на­
ружного воздуха /¿сл:
где к — коэффициент теплопередачи массивной ограждающей
конструкции (наружной стены, покрытия), Вт/(м2 К); ^,усл =
= (ТН+ АТГ) — среднесуточная условная температура наружного воз­
духа, °С; АТг = рм7/ан — среднесуточное значение температур­
ной добавки, эквивалентной действию солнечной радиации, 'С;
/ — среднесуточное значение поверхностной плотности тепло­
вого потока суммарной солнечной радиации (прямой и рассеян­
ной), поступающей на горизонтальные и вертикальные поверх­
ности ограждающих конструкций в июле, Вт/м2.
Переменная составляющая плотности суммарного теплового
потока через массивные ограждающие конструкции, обусловлен­
ная суточными колебаниями температуры наружного воздуха и
теплопоступлений от солнечной радиации, Вт/м2, может быть
представлена в виде
Д<7х =
(7-23)
где
= 0 05(2^^/24) — коэффициент, учитывающий совмест­
ные гармонические изменения температуры наружного воздуха и
суммарной солнечной радиации; ZZ9 = (Z-Z £ ^X) — время, от­
считанное от момента наступления максимума теплового потока
через массивные наружные ограждения ZTM“ при совместном дей­
ствии разности температур и солнечной радиации, ч; Л£, — амп­
литуда суточного колебания суммарного теплового потока через
массивные наружные ограждения, Вт/м2.
Учитывая, что между колебаниями суммарного теплового по­
тока Ъя и температуры внутренней поверхности наружного ог­
раждения тв, ч, наблюдается совпадение фаз (р1? = ртв), получим
Амплитуда колебания суммарного теплового потока, Вт/м2, оп­
ределяется по формуле
где Ов — коэффициент теплоотдачи внутренней поверхности ог­
раждающих конструкций; Ах> — амплитуда колебаний темпера­
туры внутренней поверхности ограждающей конструкции.
Яг=к(^сп-tв),
(7.22)
(7.24)
(7.25)
156

Коэффициент а в, Вт/(м2 К), определяется:
• для вертикальных поверхностей при направлении теплового
потока в помещение (стены)
«2=8,1;
(7.26)
• для горизонтальных поверхностей при направлении теплово­
го потока сверху вниз (покрытие)
«гв=6,0.
(7.27)
Амплитуду колебаний ЛХв, °С, следует определять по формуле
л в = Рв.пЛГА’
<7-28)
где рвп — коэффициент, учитывающий наличие в конструкции
воздушной прослойки (при отсутствии прослойки рвп = 1,0, при
наличии ее рвп= 0,6);
—
амплитуда суточных колебаний ус­
ловной температуры наружного воздуха, °С; V— величина зату­
хания расчетной амплитуды колебаний условной температуры на­
ружного воздуха в конструкции стены или покрытия, определяе­
мая по п. 3 .4 СНиП 23-02-2003 «Строительная теплотехника».
Воспользуемся методом наложения температурных полей для
расчета теплопередачи через ограждение при одновременном воз­
действии на наружную поверхность изменений температуры на­
ружного воздуха и интенсивности падающих потоков тепла сол­
нечной радиации, Вт/м2:
Л<71=авРтвАв=авРвпР^ЛГЛ =
= а вр„.п (Р1-4е +$2Лч. )/»>
(7.29)
где р^л = 0 08(2^^/24) — коэффициент, учитывающий гармо­
ническое изменение условной температуры наружного воздуха,
колебание которой обусловлено суточными изменениями темпе­
ратуры наружного воздуха и теплопоступлений от солнечной ра­
диации; Z/)cл = ^
- е ) — время, отсчитанное от момента
наступления максимума условной температуры наружного возду­
ха с учетом периода запаздывания температурных колебаний в
ограждающей конструкции, ч; е — запаздывание колебаний тем­
пературы внутренней поверхности ограждения тв от колебаний
условной температуры наружного воздуха /•¡сл при прохождении
через ограждение температурной волны; ЛА,г — амплитуда суточ­
ных колебаний
°С.
157

Запаздывание колебаний, ч, вычисляется по формуле
'
е=^сл-¿С
=2,70-0,4,
(7.30)
где В — тепловая инерция ограждающей конструкции, опреде­
ляемая по п. 2.4* СНиП П-3 -99* «Строительная теплотехника».
Амплитуда суточных колебаний, °С,
Аы, = РмЛ//«н,
(7.31);
где А, = (/тах - /) — амплитуда суточных колебаний суммарной
солнечной радиации (прямой и рассеянной), Вт/м2(7тах — макси­
мальное значение суммарной солнечной радиации (прямой и рас­
сеянной), поступающей на горизонтальные и вертикальные по­
верхности ограждающих конструкций в июле (см. табл. 2 .10 [11],
Вт/м2).
Воспользуемся методом аналитического сложения гармониче­
ских колебаний температурных полей при определении амплиту­
ды суточных колебаний условной температуры и времени наступ­
ления ее максимума:
АГ=К
+А1, *2АЛ,,сок[2л(2TM" - г г )/24], -С; (7.32)
^тах _
/н.усл
24
\ 5'п (2п21Г /24)+ аа1г5*п (2л^/тах/24)
—
агс1§ ---------- ------- -—-
—
-------------------------------
2л
А/н сое (2яZ/TMax/24) + Лл/г сое(2 ^ /тах/24)
ч. (7.33)
На основании зависимостей (7.25), (7.31) и (7.34) можно оп­
ределить время наступления максимума температуры внутренней
поверхности ограждающей конструкции и суммарного теплового
потока через массивные ограждающие конструкции, обусловлен­
ного суточными колебаниями температуры наружного воздуха и
теплопоступлений от солнечной радиации, ч:
гг-ггг
-
(^ +4
<«4>
Пример 7.6. Рассчитать теплопоступления от солнечной ради­
ации (рис. 7.5) через нижний пояс остекления, ориентирован­
ного на ЮЗ и СВ. Площадь нижнего пояса остекления с одной
стороны здания Р0= 350 м2. Имеется световой фонарь с площа­
дью остекления по одной стороне Т’ф = 100 м2, по другой сторо­
не фонаря площадь остекления также Т’ф = 100 м2. Цех шириной
18 м расположен в Санкт-Петербурге, географическая долгота
158

30° в.д . (восточной долготы), широта 60° с.ш . (северной широты).
Номер пояса времени N =2 . Условия эксплуатации — Б . Расчетная
скорость наружного воздуха в теплый период года и»« = 1,0 м/с, в
холодный период года — vvj = 2,8 м/с. Максимальная амплитуда
суточных колебаний температуры А,п =8,2°С , р = 0,9 — коэф­
фициент поглощения солнечной радиации покрытием кровли
(рубероид). Наружные стены выполнены из железобетона, тол­
щиной 8£ = 0,3 м, внутренние — толщиной 8СВН= 0,15 м. Тепло­
изоляция кровли — из ячеистого бетона, толщиной 8К= 0,1 м.
Световые проемы имеют двойное остекление и установлены в
металлических переплетах. Специальная солнцезащита не пре­
дусмотрена.
Реш ение . Расчет теплопоступления через оконные проемы и
световой фонарь для остекления, ориентированного на ЮЗ. Тепло­
вой поток солнечной радиации через остекление определяем по
табл. 7 .16 для расчетного времени 15... 16 ч при максимальной
плотности потока прямой радиации q'n =501 Вт/м2 и рассеянной
<7р= 98 Вт/м2 Загрязнение окон и светового фонаря принято оди­
наковое — значительное . Определяем поверхностную плотность
теплового потока от солнечной радиации:
ч’0 ={чп+ч;)к{к2кгк< =
= (501+98)0,8 0,88 0,85 0,70 = 251 Вт/м2
(7.35)
Значения поправочных коэффициентов приняты в соответствии
сданными, приведенными втабл. 7 .14 ...7 .17 . Определяем теплоту
от солнечной радиации, поступающей в помещение через окна и
световой фонарь:
Q, = ^(Fo+^) =251(350+100)=113103Вт=113кВт.
159

Находим теплопоступления от прямой и рассеянной солнеч­
ной радиации, поступающие в помещение через остекление све­
товых проемов с учетом аккумуляции части полом:
а , =1,5^0, = 1,50,54 113=91,5кВт.
Значение коэффициента аккумуляции для пола т 5= 0,45 1,2 =
= 0,54 (принято в соответствии с табл. 7 .18) с учетом продолжи­
тельности периода поступлений прямой солнечной радиации (при
ориентации на ЮЗ фасад освещен Солнцем с 10 до 19 ч).
Теплота, обусловленная теплопередачей через световой про­
ем, для данного часа суток рассчитывается следующим образом:
<2а„ = (#“ -'вК^о +/Гф)/Яо =
= (37,9 -24 ,6)(350 + 100)/0,4 = 15,0 -103 Вт=15,0 кВт;
Тг =[/н+М,„+Ро(<7п+^р)^г/ан]=
= [17,8 + 0,97 •8,2 + 0,4 (501 + 98)0,88/17,4] = 37,9 °С,
где ?й = 17,8 °С — средняя температура наружного воздуха в июле
для Санкт-Петербурга (табл. 3 СНиП 23-01-99*);
р, = c o s(2nZtн/24) = со5(2тс- 1,0/24) = 0,97;
г,
=7-2TM =16-15=1ч;
‘II
1и
А,п = 8,2 °С — максимальная суточная амплитуда колебаний
температуры наружного воздуха в июле (табл. 2 СНиП 23-01-99*);
р0= 0,4 — приведенный коэффициент поглощения солнечной
радиации заполнением светового проема;
а5 = 5,8 +11,67* = 5,8 +11,б^ГО = 17,4 Вт/(м2 К);
/в=24,6’С;
= 0,4 м2/(Вт- К).
Расчет теплопоступлений о т солнечной радиации для остекле­
ния, ориентированного на СВ, проводится аналогично предыду­
щему расчету. Для расчетного времени 15... 16 ч определяем плот­
ность потока рассеянной радиации
= 52,0 Вт/м2 Вт/м2(см. табл.
7.13). Определение поверхностной плотности теплового потока от
солнечной радиации
= д;КхК2КъКА=52,0 •0,8 •0,88 •0,85•0,70 =21,8,Вт/м2
160

Значения поправочных коэффициентов приняты в соответствии
сданными, приведенными в табл. 7 .14 ...7.17. Определяем теплоту
от солнечной радиации, поступающей в помещение через окна и
световой фонарь,
0,
= ?о(^о + ^Ф) = 21,8(350 + 100) = 9,81 103Вт = 9,81 кВт;
=(ССЛ-'„)(^о +^ф)/Ло =
= (27,2 - 24,6)(350+100)/0,4 = 2,92 •103Вт = 2,48 кВт;
/Уел_
*Н “ 'н+М,„+—гРк2
0,4
17,8+0,97•8,2 +—2
—
71 •0 ,88
17,4
= 27,2 °С.
Полные теплопоступления через оконные проемы и световой
фонарь от солнечной радиации составят
Юо =<20Р1+а„ +ар+а, =91,5+15,0+5,74+2,92=115,16кВт.
Расчет теплопоступлений о т солнечной радиации через покры­
тие цеха. Площадь покрытия равна А = 100•18= 1800 м2. Примем
следующую конструкцию покрытия:
• железобетонное перекрытие толщиной 5] = 30 мм, р, = 2 500 кг/м3,
X, = 2,04 Вт/(м К), 5, = 18,95 Вт/(м2-К);
• ячеистый бетон 62= 120мм, р2=300 кг/м3,Х2=0,13 Вт/(м К),
^2= 1,95 Вт/(м2 К);
• рубероид 83= 4 мм, р3= 1000 кг/м3, Х3=0,17 Вт/(м К), Я3=
= 3,53 Вт/(м2-К).
Расчет термического сопротивления и степени тепловой инер­
ции отдельных слоев конструкции и всего покрытия:
Я, = 8,/Х, = 0 ,03/2,04 = 0,015 м2/(Вт- К);
А = Л,5, =0,15-18,95 =0,28;
Р2=6 ^ = 0,12/0,13 =0,92 м2/(Вт •К); А =
= 0,92 1,95 = 1,79;
К3= 83/Х3= 0,004/017 = 0,024 м2/(Вт •К);
А = Л3А = 0,024•3,53 =0,08;
а' = 8,7+2,б/Т0 =11,3Вт/(м2 К);
<Хв=6,0Вт/(м2 К);
Ро =1/а^ +ХД +1/ан=
= 1/6,0 +0,015+0,92+0,024+1/11,3 = 1,21м2/(Вт •К);
й=£А =0,28+1,79+0,08 =2,15.
161

Для географической широты 60° с. ш . определяем среднесуточ­
ное значение поверхностной плотности теплового потока суммар­
ной солнечной радиации, поступающей на горизонтальную по­
верхность покрытия в июле 7 = 319 Вт/м2 [11]. В соответствии с
приложением 7 СНиП 23-02-2003 принимаем коэффициент по­
глощения солнечной радиации рубероидом рм = 0,9. Определяем
среднесуточное значение температурной добавки, эквивалентной
действию солнечной радиации:
Определяем среднесуточную условную температуру наружного
воздуха
Расчет среднесуточной плотности суммарного теплового пото­
ка, обусловленного теплопередачей через покрытие и воздействием
солнечной радиации:
В соответствии с данными [11] определяем максимальное зна­
чение суммарной солнечной радиации, поступающей на горизон­
тальную поверхность покрытия в июле /тах = 663 + 105 = 768 Вт/м2.
Расчет амплитуды суточных колебаний суммарной солнечной ра­
диации Л/ и температурной добавки Ал/г:
Определение амплитуды суточных колебаний условной темпе­
ратуры и времени наступления ее максимума:
= ^ 8,22+35,82+2•8,2•35,8« «[2л(15- 12)/24] = 42,0°С;
А/г=Рм//ан=0,9 319/11,3 =25,4°С.
'нусл=(*„+Мг)=17,8+25,4 =43,2 °С.
Яг = ('нусл+ 'в)/Я0=(43,2 - 24,6)/1,21 = 15,4Вт/м2
А/=/тах- / =768-319=449Вт/м2;
Аы, = р„А ,/агн= 0,9 •449/11,3 =35,8 “С.
\ вш(2я7£ах/24) +ЛА(гвш(2я7/тах/24)
24*
=— агаё
IК
\ соъ\2к1^/24}+А^г со5(27с7/тах/24)
8.2 ып(2я •15/24)+35,8 ып(2я •12/24)1
8.2 сов(2я-15/24)+35,8 сое(2л-12/24)]" ’ 4
162

Определение показателей теплоусвоения наружных поверхно­
стей слоев покрытия:
/), = 0,28 < 1,0;
Л,5?+агв 0,015 18,952+6,0 _
2/
,
¥'~
йад
"
1+0,015.-б;Ь ' - 10-4 м /(Вт К)-
/>2= 1,79> 1,0; У2=Я2 = 1,95м2/(Вт •К); В3=0,08 < 1,0;
, _ Лз^з2+^2 _0,024-3,532+1,95_ ^
у\
3-ТПы~
1+0,024.1,95 - 2>15мДВтК)
Расчет величины затухания амплитуды колебаний условной
температуры наружного воздуха в конструкции покрытия
v=0,9
(5, +а£) (52+У,)(5-3+У2)(аЬ +У3)
(/)л
(51+Г|)(5'2+Г2)(15з + 1,з)
аг„
ехр
/2
(18,95 + 6,0) (1,95+10,4)
’
(18,95 + 10,4) (1,95 + 1,95)
(3,53 + 1,95) (11,3+ 2,15) ( 2,15
(3,53 + 2,15)
11,3
Р(у/2
11,4.
Определение амплитуды колебаний температуры внутренней
поверхности покрытия определяется из уравнения
= Рв.п
= 1,0 42,0/11,4 = 3,68 ’С ,
тогда амплитуда колебаний суммарного теплового потока
= (ХвЛв = 6,0 •3,68=22,1 Вт/м2
Запаздывание колебаний температуры внутренней поверхно­
сти ограждения от колебаний условной температуры наружного
воздуха при прохождении через ограждение температурной вол­
ны определяем по зависимости
е=2,7/)-0,4 =2,72,15-0,4 =5,14ч.
Время поступления максимума теплоты
^ах =7тах +е=12,5+5,4 =17,9Ч.
¿Я
ж.усл
’
163

Декретное время по расчетному солнечному времени составит
Zfl=Z -4(Ят- 15N)+1=(15...16)-4(30-15-2)+1=16...17ч.
Определение переменной составляющей плотности суммарно­
го теплового потока через покрытие
Aft=ЬЛ Ч=cos[2ti(Za- ZTM)/24]\ч=
= cos[2л(16,5 -17 ,9)/24] •22,1 = 0,934•22,1 = 20,6 Вт/м2
Вычисление теплоты, поступающей в помещение за счет сол­
нечной радиации через покрытие:
(к =(ft +Mz) =(15,4+20,6)1800=64,8 •103Вт =64,8 кВт.
Общее количество теплоты, поступающей в помещение за счет
солнечной радиации через остекление и покрытие, в расчетный
час составляет
0р=SOo+Ql=114,7+64,8 =179,5кВт.
Таблица 7.20
Поверхностная плотность теплового потока от солнечной радиации
через остекленные поверхности д0, Вт/м2 (А0 = 1,0)
Характеристика
остекленных
поверхностей
Стороны света и широта, °с. ш.
Ю
ЮВи ЮЗ
3545556535455565
Окна с двойным
остеклением:
с деревянными
переплетами
металлическими
переплетами
128 145 145 169 99 128 145 169
163 186 186 209 128 163 186 209
Фонарь с двойным
вертикальным ос­
теклением (прямо­
угольной формы,
типа Шеда):
с деревянным
переплетом
металлическим
переплетом
140 169 169 174 116 145 174 174
150 186 186 198 128 163 198 198
164

Окончание табл. 7.20
Характеристика
остекленных
поверхностей
Стороны света и широта, °с. ш.
ВиЗ
СВиСЗ
3545556535455565
Окна с двойным
остеклением:
с деревянными
переплетами
металл ически ми
переплетами
145 145 169 169 756 756 756 70
18618620920993939393
Фонарь с двойным
вертикальным ос­
теклением (прямо­
угольной формы,
типа Шеда):
с деревянным
переплетом
металлическим
переплетом
16916918618687878781
18618620920999999993
П р и м е ч а н и е . Для остекленных поверхностей, ориентированных на север,
?0= о.
Приближенная методика расчета теплопоступлений от солнеч­
ной радиации, Вт, предложенная Н.С.Сорокиным, основана на
следующих зависимостях:
• для остекленных поверхностей
• для покрытий
(?п.о —<7о^о-Д
Qp.ll —Яп^ПУ
где <70, д„ — поверхностная плотность теплового потока от солнеч­
ной радиации через остекленные поверхности и покрытия (зна­
чения приведены в табл. 7 .20, 7.21), Вт/м2; Р0, Р„ — поверхность
остекления и покрытия, м2; Д, — коэффициент, зависящий от
характеристики остекления (табл. 7 .22).
Пример 7.7 . Сопоставить результаты расчета тепловых потоков
от солнечной радиации, определенные по основной и прибли­
женной методике Н.С .Сорокина через остекленные поверхно­
сти площадью
= 350 м2, ориентированные на ЮЗ. Остекление
одинарное (Д, = 1,45). Здание находится на географической широ­
те60°с.ш.
165

Поверхностная плотность тепло­
вого потока от солнечной радиа­
ции через покрытие д „ В т/м2
Таблица 7.21
Решение. Принимаем Рас'
четный час 15... 16 (время мак­
симального поступления тепло­
ты от прямой и рассеянной сол­
нечной радиации через остекле­
ние, ориентированного на ЮЗ).
Точная методика:
<7;=($п+?;)*,*2ад==
= (501+98)0,8 •0,88 •0,85•0,70=
= 251 Вт/м2;
& =<7о*о =251-350 =
= 87,8 103Вт = 87,8 кВт.
Приближенная методика.
На основании данных, при­
веденных в табл. 7.20, определя­
ем поверхностную плотность полного теплового потока через окна
от солнечной радиации:
<70= (145 + 169)/2 = 157 Вт/м2.
Количество теплоты, поступающей в помещение от солнечной
радиации через окна:
0Р.о= ЯоРЛ= 157 350-1,45=79,7 103Вт = 79,7 кВт.
Ошибка расчетов составляет
(87,8 -79,7),
Характеристика покрытия и
географическая широта
расположения здания, °с.ш.
Яп
Покрытие бесчердачное для широт
35
20
45
18
55
15
65
12
Покрытие с чердаком для всех
широт
—
5
Д=
87,8
-100=9,2%,
что вполне допустимо для инженерных расчетов.
Таблица 7.22
Значение коэффициента Д,
Характеристика остекления
д,
Характеристика остекления
Д>
Остекление с одной рамой:
двойное
одинарное
М5
1,45
Забелка окон
0,6
Остекление с матовыми
стеклами
0,4
Загрязнение стекла:
обычное
сильное
0,8
0,7
Внешнее зашторивание
окон
0,25
П р и м е ч а н и е . Теплопоступления от солнечной радиации через стены в рас­
чете не учитываются.
166

7.2 . Влаго- и газовыделения
Влаговыделения подробно рассмотрены в [7]. В легкой промыш­
ленности большое количество влаги выделяется на красильно-от­
делочных фабриках ситца, льна, кожи, шерсти и шелка, на бу­
мажно-целлюлозных, кожевенных и ряде других предприятий. Влага
выделяется при обработке древесины на фанерных фабриках, на
предприятиях пищевой промышленности и т.д . Избыточная влага
в воздухе часто ведет к образованию тумана — паровоздушной
смеси, в которой процесс каплеобразования неустойчив (образу­
ются капли и водяные пары). Высокая влажность воздуха может
привести к конденсации влаги на охлажденных поверхностях ог­
раждения. С другой стороны, скрытая теплота влажного воздуха
может быть эффективно использована при утилизации теплоты
вытяжного воздуха. Основной закон испарения как диффузионно­
го процесса был сформулирован Дальтоном в 1809 г. и математи­
чески может быть представлен в виде
с/Чрп-рвМ.МЗЮ5
\¥=—
И в ) ------------ ,
(7.36)
Рб
где \¥ — количество испаряющейся влаги, кг/ч; с — коэффици­
ент испарения, кг/(Пам2 ч);
площадь поверхности испаре­
ния, м2; рп — парциальное давление пара при температуре испа­
ряющейся жидкости, Па; рв — парциальное давление водяного
пара в воздухе, Па (может быть определено по «/—¿/»-диаграмме);
рб — барометрическое давление, Па.
При испарении жидкостей различного химического состава
справедлива формула для определения коэффициента испарения,
кг/(Пам2 ч):
с = /я(0,000352 + 0,000786м'),
где т — молекулярная масса жидкости, кг/моль; м' — скорость
движения воздуха у поверхности испарения, м/с.
Эти формулы уточнил и обобщил Л.С .Клячко. Им было пред­
ложено определять количество испаряющейся влаги, кг/ч, по фор­
муле
\У = КС (Р"Р*Т"/Т*)Р >
(7.з7)
Рб
где К, С — эмпирические коэффициенты, значения которых при­
ведены в табл. 7 .23; Т„ — температура поверхности испарения, К;
Тв— температура воздуха в помещении, К; р6—барометрическое
давление, мм рт. ст.
167

Значения расчетных параметров при определении количества
испаряющейся влаги
Таблица 7.23
Темпе­
ратура
раст­
вора /р,
°С
Темпе­
ратура
поверх­
ности
*п, °С
КС
\¥,
кг/(м2-ч)
Темпе­
ратура
раство-
ра /Р, *С
Темпе­
ратура
поверх­
ности
/п, °С
КС
и7,
кг/(м2•ч)
25
23 46,2 0,2 0,1
65
54 48,3 0,54 3,36
30
28 46,5 0,31 0,28
70
58 48,6 0,57 4,42
35
33 46,9 0,38 0,56
75
63 48,9 0,6 6,0
40
37 47,1 0,42 0,87
80
69 49,3 0,65 8,75
45
41 47,4 0,45 1,24
85
75 49,7 0,69 12,3
50
45 47,7 0,48 1,74
90
82 50,2 0,74 18,0
55
48 47,9 0,5 2,18
95
90 50,7 0,8 27,0
60
51 48,1 0,52 2,71
100
97 51,2 0,85 38,2
Пример 7.8. Определить количество испаряющейся влаги из чана
с размерами открытой поверхности Ах В= 1 ,0х 1,0 м. Температура
воды /р = 60 °С, температура поверхности /„ = 51 °С.
Реш ение. Количество испаряющейся влаги (см. табл. 7.23):
\У=\¥АВ=2,1\ 1=2,71 кг/ч.
Количество пара, вырывающегося в помещение из паровых
турбин и коммуникаций в машинных залах котельных, может быть
принято по табл. 7.24.
Количество пара, подводимого к котлу или турбине и поступа­
ющего в машинный зал от одного котла, может быть определено
по табл. 7.25.
Количество водяного пара, кг/ч, выделяющегося с мокрого
пола:
\Уы_п =6 ,25-10'3(/в- / м.т)РММ,
(7.38)
где /„ — температура воздуха в помещении, °С; Гмт — температура
воздуха по мокрому термометру, °С; ^мп — площадь пола, покры­
тая водой, м2.
Количество влаги, поступающее в цех от работающих людей,
определяется по табл. 7 .9.
Далее приведено количество влаги, выделяющейся в разли­
чных производствах:
168

Таблица 7.24
Количество пара, поступающего в машинные залы котельных
Мощность,
МВт
Количество выделяющегося пара
Вестовые трубки
Регуляторы,
масляные насосы
Редукторы
Всего по
конденсацион­
ной турбине
Всего по турбине с отбором
пара
кг/ч
%
кг/ч
%
кг/ч
%
кг/ч
%
кг/ч
%
6
90
0,3
150
0,5
210...270
0,7...0,9
240
0,8
300... 360
1,0... 1,2
12
110
0,19
190
0,31
280... 370
0,46...0 ,62 300
0,5
390...480 0,65 ...0,81
25
115
0,09
190
0,15
290... 390 0,23...0,31
305 0,24
405...505
0,32... 0,4
50
120
0,05
200
0,08
300... 400
0,12 ...0 ,16 320
0,13
420...520 0,17...0,21
100
170 0,034
280 0,056
400... 550
0,08...0,11
450
0,09
570... 720 0,12...0,15
04чо

Таблица 7.25
Количество пара, поступающего в котельную
Паропроизводительность
котла, т/ч
Количество выделяющегося в цех пара
% (от паропроизводительности котла)
кг/ч
60
0,5
300
90
0,44
400
120
0,38
450
150
0,32
480
• в производствах вискозных волокон на 1т готовой продукции —
87 кг влаги;
• отделении мерсеризации и измельчения на 1 т продукции —
122 кг влаги;
• вискозном отделении на 1 т продукции — 35,8 кг влаги;
• отделении мойки и сушки фильтровальных полотен на 1 т
продукции — 55 кг влаги;
• о тделении кварцевых фильтров и вакуум-выпарных аппаратах
в пересчете на 100 м2 циркулирующей осадительной ванны — со­
ответственно 11,9 кг и 1,4 кг влаги;
• прядильных и отделочных цехах в пересчете на одно прядиль­
ное место — 240 Вт теплоты и 0,18 кг/ч влаги;
• отделочном цехе на 1 т готовой продукции — 2 ,86-105 кДж
теплоты и 1 170 кг влаги;
• о тделении приготовления отделочных растворов на 1 т сухого
волокна — 19,5 кДж теплоты и 72 кг влаги;
• текстильных цехах производств химических волокон через один
проем капсуляции ванны — 166,8 Вт теплоты и 0,24 кг/ч влаги;
• прядильно-отделочных производствах штапельного волокна
на 1 т продукции — 0,5 •106кДж теплоты и 2580 кг влаги;
• прядильно-отделочных цехах непрерывного процесса произ­
водства корда в течение часа один агрегат — 4,4 •103кДж теплоты
и 19,3 кг влаги;
• при производстве целлофана на 1 т готовой продукции —
143 кДж теплоты и 346 кг водяного пара.
Подробный расчет влаго- и газовыделений в различных цехах
производится на основании паспортных данных технологическо­
го оборудования. Например, при производстве химических воло­
кон количество газовыделений составляет:
• при производстве вискозных волокон в отделении ксантоге-
нирования на 1т продукции — 180 гсероуглерода и 85 гсероводо­
рода;
• перекачке сероуглерода из дозаторов в помещение попадает
0,5 г на 1 л перекачиваемого сероуглерода;
170

• в вискозном отделении и отделении обезвоздушивания на 1т
готовой продукции — 459 г сероуглерода;
.
отделении мойки и сушки фильтровальных материалов на 1 т
готовой продукции — 110 г сероуглерода;
.
отделении растворителей на 1 т готовой продукции — 0,8 г
сероуглерода;
.
кислотной станции через неплотности оборудования и ком­
муникаций — 20 г сероуглерода и 16,6 г сероводорода;
.
отделении фильтрации на 100 м2 циркулирующей осадитель­
ной ванны — 9,3 г сероводорода и 17,6 г сероуглерода;
.
прядильном цехе из расчета на одно прядильное место —
8,1 г сероуглерода и 0,43 г сероводорода;
• отделочном цехе на 1 т волокна — 770 г сероуглерода;
• отделении приготовления растворов на 1 т сухого волокна —
7 г сероуглерода;
• прядильно-отделочные цехи производства текстильных ни­
тей по непрерывному методу через одну ванну поступает: при
закрытой капсуляции ванны — 0,65 г сероводорода и 6 г сероуг­
лерода; через открытые проемы машины — соответственно 1,95 г
и18г;
• прядильно-отделочных цехах производства штапельного во­
локна на 1 т штапеля — 0,7 г сероводорода и 2,32 г сероуглерода.
Количество газов и паров, кг/ч, просачивающихся через
неплотности оборудования и трубопроводов, находящихся под по­
вышенным давлением, можно определить по формуле предложен­
ной Н.Н . Репиным:
(7=КСУЩТ,
(7.39)
где К = 1...2
—
коэффициент запаса, учитывающий неплотности
оборудования; С= 0,12...0,37 — коэффициент, зависящий от дав­
ления газов или паров в оборудовании; V — внутренний объем
оборудования и трубопроводов, находящихся под давлением, м3;
М — молекулярная масса газов и паров, кг/моль; Т— абсолютная
температура газа или пара, К.
Количество паров, кг/ч, поступающих за счет испарения со
свободной поверхности жидкости, содержащей химические ве­
щества, можно определить по приближенной формуле
(7 = 10'5(264 + 59мОаМ/;
(7.40)
где V/ — скорость перемещения воздуха над поверхностью жидко­
сти, м/с; р3— давление насыщенного пара при температуре испа­
рения, Па; М — относительная молекулярная масса испаряющей­
ся жидкости; ^ — площадь поверхности испарения, м2.
171

Для получения более подробных сведений по данному подраз­
делу можно использовать материалы [9].
Контрольные вопросы
1. Укажите параметры, от которых зависят тепловыделения в поме­
щение от электродвигателей.
2. Приведите методику расчета тепловыделений от нагретого оборудо­
вания.
3. Приведите методику расчета тепловыделений от гальванических ванн.
4. Представьте основные параметры, влияющие на тепловыделения в
помещение от остывающего материала.
5. Приведите методику расчета теплопоступлений в цех от освещения.
6. Укажите факторы, влияющие на теплопоступления в помещение от
людей.
7. Приведите методику расчета теплопоступлений от солнечной ради­
ации.
8. Объясните физику процесса испарения влаги с открытых водных
поверхностей.

ГЛАВА 8
АЭРАЦИЯ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
8.1 . Назначение и область применения
Аэрация — естественная, организованная, общеобменная вен­
тиляция, предназначенная для обеспечения нормируемых пара­
метров воздуха в рабочих зонах производственных помещений со
значительными избытками явной теплоты (по крайней мере,
больше чем 23 Вт/м3), так называемых «горячих» цехах. Она про­
ектируется, как правило, в теплый период года, характеризу­
ющийся максимальными теплопоступлениями, минимальными
теплопотерями (последними, чаще всего, пренебрегают) и ми­
нимальным располагаемым давлением, затрачиваемым на пере­
мещение воздуха. В отдельных случаях аэрация применяется и в
переходный, и холодный периоды (при соответствующем обо­
сновании). Основной движущей силой аэрации является избы­
точное аэростатическое давление, возникающее либо вследствие
разности плотностей воздуха внутри и снаружи здания, либо
ветрового давления, либо их совместного действия. Именно по­
этому она называется естественной. Она осуществляется через
специальные отверстия (аэрационные проемы) в наружных ог­
раждениях.
При расчете аэрации различают две задачи:
• прямую, связанную с определением площадей указанных от­
верстий при известных их расположении, характеристиках, рас­
ходах воздуха и его параметрах;
• обратную — с определением расходов воздуха при заданных
площадях, расположении проемов и других граничных условиях.
За счет аэрации можно осуществить значительные (по сравне­
нию с механической приточной вентиляцией) воздухообмены (от
20 до 150 об/ч) при сравнительно небольших затратах. Например,
исследования на натуре и моделях показали, что в корпусах элек­
тролиза алюминия расход воздуха может достигать 12 •106м3/ч, в
кислородно-конверторных цехах — 20 -106 м3/ч, кузнечном цехе
автозавода — 3 •106м3/ч и т.д . Применение в этих случаях механи­
ческой вентиляции либо экономически невыгодно, либо практи­
чески неосуществимо. Являясь общеобменной вентиляцией, она
обладает всеми ее недостатками и чаще всего проектируется в со­
четании с локализующей (местной вытяжной: «местные отсосы»)
173

и местной приточной вентиляцией (например, «воздушное до­
тирование»).
Изучением вопросов естественной вентиляции занимались еще
М.В.Ломоносов, В.Р.Фрибе, Н.А.Львов и др. Однако методы рас­
чета аэрации применительно к промышленным зданиям появи­
лись только в первой половине XX в. При этом они, в основном,
касались ее аэродинамических расчетов.
8.2 . Методы аэродинамического расчета аэрации
К настоящему времени известны четыре основные метода аэро­
динамического расчета аэрации, разработанные в 1930-х гг. в на­
шей стране:
• избыточных давлений (проф. Каменев П.Н .);
• «нейтральной зоны» (проф. Максимов Г.А .);
• фиктивных давлений (проф. Батурин В.В.);
• фиктивной нейтральной зоны (проф. Бутаков С.Е .).
Несмотря на внешние и методологические различия все эти
методы дают одинаковые результаты. В основе их лежат следу­
ющие допущения:
• тепловые и аэродинамические процессы в помещении счита­
ются установившимися во времени;
• аэростатическое (гравитационное) давление, Па, по высоте
изменяется по линейному закону
(8-1)
где <1Р; — изменение давления по высоте, Па; g — ускорение
свободного падения, м /с2; р — плотность воздуха, кг /м3; с1г —
приращение расстояния по вертикали, м;
• параметры воздуха в горизонтальном сечении помещения оди­
наковы во всех точках;
• потери давления при движении воздуха по помещению пре­
небрежительно малы по сравнению с потерями давления в аэра­
ционных проемах;
• при определении расходов воздуха через проемы перепад дав­
лений в них считается постоянным по вертикали и равным разно­
сти давлений на их оси;
• совместное действие ветрового и гравитационного давлений
учитывается их алгебраическим сложением (метод суперпозиции).
Обычно рассматривают два основных источника перемещения
воздуха: ветровое давление и гравитационное давление. Полагая,
что ветер увеличивает воздухообмен и может создать, тем самым,
более благоприятные условия в рабочей зоне, за расчетный вари­
ант принимают аэрацию под действием только гравитационного
174

(«теплового») давления как наиболее «невыгодный». Рассмотрим
действие каждого из давлений отдельно и их совместное влияние.
8.3 . Аэрация под действием гравитационного
давления
Рассмотрим некоторые из перечисленных методов расчета аэра­
ции, достаточно широко применяемые в промышленной венти­
ляции и позволяющие проанализировать физику явления.
Метод «нейтральной зоны». Этот метод, как было отмечено ра­
нее, впервые был предложен Максимовым Г.А. Он заключался в
том, что имеется некоторая горизонтальная плоскость, в которой
давления внутри и снаружи помещения одинаковы, а избыточное
(разность давлений) равно нулю (рис. 8 .1). Его можно считать как
оригинальный вариант метода Каменева. Как будет показано да­
лее, он позволяет проанализировать «работу» аэрационных отвер­
стий не только количественно, но и качественно. Рассмотрим про­
стейший вариант аэрации помещения с источником тепловыде­
лений, имеющим два отверстия в наружных стенах: одно — в ниж­
ней части, а второе — в верхней. Расстояние между отверстиями
по вертикали обозначим Н0. Температуры зададим в виде краевых
условий на границах рассматриваемого объема соответственно сна­
ружи — /ни внутри — /в, полагая их постоянными по высоте. Поме­
щение и окружающую среду можно рассматривать как «сообщаю­
щиеся сосуды». Как правило,
< /в, и, следовательно, рн> рв. Это
приводит к тому, что столб воздуха внутри легче, чем снаружи и
Рис. 8.1. Расчетная схема к методу «нейтральной зоны»:
1 — нижние аэрационные проемы; 2 —верхние аэрационные проемы
175

«вытесняется» наружным. По данным исследований Г.А.Макси­
мова, средняя по объему темпера воздуха в помещении может
быть принята равной температуре уходящего воздуха /в=
Вели­
чина
обычно определяется из теплового баланса данного поме­
щения. Избыточное давление (разность) изменяется по высоте (см.
рис. 8 .1). В нижней части помещения давление снаружи больше,
чем внутри, что обеспечивает поступление воздуха в помещение.
По высоте они согласно рис. 8.1 убывают. Однако снаружи это
убывание происходит интенсивней, чем внутри, это объясняется
тем, что рв< рн (плотность внутреннего воздуха меньше, чем на­
ружного) и на некотором уровне давления становятся одинако­
выми, а разность давлений Ар = 0. Эта плоскость была названа
Г.А. Максимовым «нейтральной зоной». Выше этой плоскости дав­
ление внутри помещения оказывается больше, чем снаружи, что
обеспечивает удаление воздуха в окружающую атмосферу.
Обозначим давления: на оси приточного отверстия (нижнего)
снаружи ра, а внутри рх. Тогда на оси вытяжного (верхнего) отвер­
стия давление в помещении, Па,
Рх - £#оРо = Рх~ gН0п/ Тв,
(8.2)
где #0 — расстояние по вертикали между осями самого высоко
расположенного приточного отверстия и самого низко располо­
женного вытяжного, м. Если известны избытки «явной» теплоты в
помещении ((?из6 = ]Г(?0 - 0ТП), то его тепловой баланс (при от­
сутствии местной вентиляции), °С, можно записать в виде
(*вент*-р^пр + 1<2о — ^вент^р^ух + Огл?
(8.3)
откуда
'» -/ук^пр +рЭ25--
(8.4)
^вент^р
На том же уровне снаружи давление, Па, определяется из выра­
жения
Ра ~ Е^оРн = Ра ~ &Н0п/Тв,
(8.5)
где да — атмосферное давление, Па.
Текущая разность давлений (на произвольном уровне А), Па:
ДДй=(Ра~Рх) - ghi.nlтн- п/Тв) =
=(Ра-Рх)- (Рн-Рв),
(8.6)
где п = 3,484•10‘3да.
Тогда плотность воздуха р„ кг/м3, при любом атмосферном
давлении да и термодинамической (абсолютной) температуре 7)
определяется по формуле
р, = 3,484 10-3да/7;,
(8.7)
176

Из уравнения (8.6) нетрудно определить уровень нейтральной
зоны Анз, м, при выполнении условия ДрА= О
.
(.Ра-Рх)
^"¿(Рн-Рв)'
(8.8)
Откуда следует, что располагаемое давление на оси вытяжного
и приточного отверстий, Па:
АРвЫТ = 8^Н0 —Ан.зХрН —р в),
АРпр = Ра - Рх = #Ан.з(РН- рв).
(8.9)
В вытяжном отверстии перепад давлений, Па, будет представ­
лять разность между общим располагаемым давлением и давлени­
ем, затраченным на преодоление сопротивления приточного от­
верстия:
АРрасп = &#о(Рн ” Рв)>
(8.10)
АРвыт =
-
Анз)(рн —рв).
(8.11)
При решении прямой задачи для определения площадей аэра­
ционных проемов следует воспользоваться известным уравнени­
ем истечения газов, кг/с:
<?,. = /77 2ДАР(./С „
(8.12)
где С, — расход воздуха через /-е отверстие, кг/с; Ту— площадь /-
го отверстия, м2; Ар,- —
располагаемый перепад давления в отвер­
стии, Па; р, — плотность воздуха, проходящего через отверстие,
кг/м3; — коэффициент местного сопротивления отверстия.
Из уравнения (8.12) можно определить площадь отверстия, м2,
обеспечивающего расход воздуха <7,:
/у=
.
V 2Дар,7С/
Тогда площади приточного и вытяжного отверстий, м2, соот­
ветственно получим:
7у,р =
- -------------- ° пр
------ •;
(8.13)
-у/2А/?пррн/Спр 7 2^Л»-з (рН-р в)рнД пР
Р ж л/2АРвытРв/Св
С,ух
у]2§ (Яо ^Н.З)(рн Рв ) Рв /С выт
(8.14)
177

гдеG\=
—
расход приточного воздуха, кг/с; G2= Gn — расход
уходящего воздуха, кг/с.
Если принять, что Спр = <7ух то соотношение площадей примет
следующий вид:
Aip/Аыт = 7 (Я о —^).з )/А).3-^Свыт/Спр VPb/Ph •
(8.15)
Из приведенных рассуждений следует:
• о тверстия, расположенные ниже «нейтральной зоны» «рабо­
тают» на приток, а выше — на вытяжку;
• чем меньше высота «нейтральной зоны» (Анз), тем больше
площадь приточного отверстия и меньше — вытяжного, что вид­
но из уравнений (8.14) и (8.15);
• расположение «нейтральной зоны» в плоскости проема при­
водит к тому, что через часть его воздух будет поступать в поме­
щение, а через другую — удаляться, что не соответствует «полной
работе» отверстия либо на приток, либо на вытяжку.
Поскольку стоимость приточных проемов, как правило, мень­
ше вытяжных, то стараются принимать площадь последних мини­
мальной. Для этого при решении прямой задачи положением Ан3
задаются в пределах, м,
0,1Яо < Ан.3< 0,5Яо.
(8.16)
Вычислив, например, Рпр, определяем высоту проема с учетом
приведенных ранее соображений, м:
*пр
'Гфэ
где Х А , — суммарная длина приточных отверстий, м.
Поскольку Лнз, м, измеряется от оси приточного отверстия, то
чтобы оно «работало» полным сечением необходимо выполнить
условие
Лнз > 0,5 Апр.
(8.17)
Аналогично вычисляется высота вытяжных отверстий, м, и осу­
ществляется проверка положения нейтральной зоны:
Ан, < (Я0 - 0,5АВЫТ).
(8.18)
Таким образом, при решении прямой задачи высотой «нейт­
ральной зоны» Анз задаются в соответствии с формулой (8.18) и
вычисляют площади аэрационных отверстий согласно формулам
(8.13) и (8.14) а далее определяют их высоты и проверяют выпол­
нение условий (8.17) и (8.18). Если они удовлетворяются, то рас­
чет можно считать законченным. Нетрудно заметить, что движу­
щей энергией при аэрации является теплота. Суммарные потери
давления в приточном и вытяжном проемах, Па,
178

Ар = ДPi + Ap2 = Cip|W,2/2 + C2P2W/2,
при этом
Щ= Gi/(P¡F¡), м/с, и Ap¡ = t,iGít/(2piFi2).
Воспользуемся понятием эквивалентного отверстия и опреде­
лим его площадь, м2, как
^экв=/=;//£.
Если принять, что в помещении имеет место только общеоб­
менная вентиляция и приток равен вытяжке ((7, = <72 = (70), то
Ар=Gl,Gl
2^1квР| 27Г2эквР2
Gl
27эквР1
(8.19)
Отсюда следует, что эквивалентная площадь двух последовательно
расположенных (по пути движения воздуха) отверстий, м2,
1
1/^¡экв + 1/ ^2экв
(8.20)
Воспользуемся зависимостью (8.10) для определения распола­
гаемого давления, Па,
АРрасп = £ #0Др = £Я0ЄЄЛ'ух = gH0Рнрн
(8.21)
G0Cp
Подставим Ар, выраженное через расход воздуха (см. формулу
(8.19)), в уравнение (8.21) и решим его относительно (70, кг/с:
с
ГМЖ
л'/З
(8.22)
Если принятьg =9,81 м/с2, ср= 1005 Дж/(кг •К), р„ = 1/7^ и рн
взять из формулы (8.5), то получим, кг/с,
„2/3
С0=6,22 •10-3Ц г 01/3Я;/3^ .
(8.23)
*Н
Из уравнения (8.23) следует, что аэрационный воздухообмен
(70 зависит в основном от теплоизбытков, расстояния между про­
емами по высоте, их площадей и гидравлических сопротивлений.
Причем наибольшее влияние оказывают площади аэрационных
179

проемов. Из уравнения (8.23) можно вычислить эквивалентную
площадь двух последовательно расположенных проемов, обеспе­
чивающих расход воздуха <70, м2:
тугf
F3KB= 2,038 •103- а—
Ра
Gl
Qoffo
\'П
(8.24)
Уравнение (8.24) чаще всего применяется при решении обрат­
ной задачи аэрации.
Пример 8.1 . В термическом цехе в теплый период года расчет­
ный воздухообмен при Q„3б = 334 950 Вт составляет G0 = Gnp = Gn =
=41,66 кг/с (150-103 кг/ч). Температура наружного воздуха /„ =
= 24°С, внутреннего — tB= 28°С. Приточные проемы расположены
с двух сторон помещения суммарной длиной £ L„p = 72 м (по 36 м
с каждой стороны), их коэффициент местного сопротивления
Çnp = 2,6. Вытяжные проемы (фонарь) также размещены по длине
цеха с двух сторон £ /, выт = 72 м, ÇBbrr = 4. Расстояние по высоте
между центрами этих проемов Н0- Юм. Плотности воздуха: рн= 1,188
кг/м3, рв = 1,173 кг/м3.
Реш ение . Располагаемые давления согласно формулам (8.9)
и (8.10), Па:
Арпр = 9,81Лнз(1,188 - 1 ,173);
АРвыт = 9,81(10 -Л нз)(1,188 - 1,173).
Зададимся Л„.3 = 0,2Н0 = 0,2 •10 = 2,0 м. Площадь приточных
отверстий (суммарно с двух сторон)
F=
1пр
'пр
■\]^8^н.з (Рн Рв)Рн/Спр
41,66
yj 2 9,81 2,0(1,188-1 ,173)1,188/2,6
= 80,3 м2,
а их высота
ЛПР=V IA ,р=80,3/72,0 =1,12 м.
Нетрудно заметить, что «нейтральная зона» находится выше
приточного проема:
А„з = 0,2Я0=2,0 м>0,5Апр=0,56 м.
Площадь вытяжных отверстий определим из уравнения (8.14)
'УХ
FBUI =
-
-
\j2g(Ho ~ Ан.з)(Рн —Рв)Рв/Св
41,66
7 2-9 ,81(10,0 -2 ,0)(1,188-1 ,173)1,173/4,0
= 50,2 м2,
180

Рис. 8.2. Влияние высоты «нейтральной зоны» на площади аэрационных
отверстий
а их высота
Авыт=W
I А.ЫТ = 50,2/72,0 = 0,70 м.
Условие (8.18) также выполняется:
Лн.з = 2,0 м <(#0- 0,5Авыт) =10,0 - 0,5 •0,70=9,65 м,
т.е . вытяжные отверстия всем сечением «работают» на удаление
воздуха. Увеличение Ан3в пределах от 1,0 до 6,0 м согласно расче­
там, аналогичным приведенным ранее, показывает, что площадь
приточных отверстий растет, а вытяжных — убывает (рис. 8 .2).
Если принять стоимость вытяжных проемов в три раза больше,
чем приточных, то оптимальное решение приходится на Лн3= 3,0 м
(соответствующее минимуму условной суммарной стоимости про­
емов Спр + Свыт). Если принять Лнз < 1,0 м, то условие (8.8) не
выполняется, т .е . приточное отверстие будет частично (верхней
частью) «работать» на вытяжку. Если же принять Л„3> 9,0 м, то не
выполняется условие (8.18) и вытяжные отверстия частично бу­
дут работать на приток. Оба варианта не соответствуют условиям
рациональной работы аэрации. У изложенного ранее метода име­
ется существенный недостаток: его трудно использовать при со­
вместном действии теплового и ветрового давлений, либо только
ветрового давления. С . Е. Бутаков предложил метод фиктивной
«нейтральной зоны», в известной мере преодолевающий этот не­
достаток.
181

8.4 . Метод фиктивных давлений
Более универсальным представляется метод фиктивных давле­
ний В. В. Батурина. Поскольку истечение газа через отверстий оп­
ределяется не собственно давлениями, а их разностью, В. В. Бату­
рин и В. В. Кучерук предложили давление внутри помещений ус­
ловно считать постоянным по высоте и равным
а давления
снаружи переменным и рассматривать их условными (фиктивны­
ми). Разность давлений должна быть равна фактической. В этом
случае выполняются следующие соотношения (рис. 8.3), Па:
=
Рф- Рх,
(8-25)
Р<\>\ Рау
ЬРг =Рх~
Рф2=
Рх - [Ра-
8Н0(Р„ - Рв)]; (8.26)
Рф2~ Ра <?#о(рн Рв)-
При решении прямой задачи необходимо задаваться соотно­
шением фиктивных давлений (см. рис. 8 .3), Па,
«
т<
Рх<
Из условие (8.27) следует, что рх должно быть меньше мини­
мального давления на притоке и больше максимального — на
вытяжке. Это особенно важно тогда, когда имеется несколько при­
точных и несколько вытяжных проемов, расположенных на раз-
Д/>|=(а-Ае)
182
Рис. 8.3. Расчетная схема к методу «фиктивных давлений»:
/ — нижние аэрационные проемы; 2 — верхние аэрационные проемы

ных уровнях. Чаще всего рекомендуется задавать рх, Па, с учетом
зависимости
Р*=п (/С"р+Рф“ыт).
(8.28)
При этом обычно полагают п = (0,1...0,5). Тогда для рассматри­
ваемого случая при Дф'пр = Дф1 и ДфГыт = Рфъ м2:
р=
1пр
^пр
- Рх) Рн/Спр р[(1-п)Рф, - прф2] Р„/Спр ’
(8.29)
г=
1ныт
Уух
^ ( Р х Рф2)Рв/Свыт у12 [^Рф| (1 л)рф2] Рв/Свыт
(8.30)
Если считать рф| = ра = 0, то уравнения (8.29) и (8.30) примут
следующий вид, м2:
^=
1пр
'пр
^годЯоАррн/с.ф ’
7Г-
^выт
ВЫТ А/2(1_И)^Я оАрРвДвыт ’
(8.31)
(8.32)
где (7ВЫТ—
Из анализа уравнений (8.8) и (8.9) можно сделать следующие
выводы:
• поскольку gHo(Pи ~ Рв) = #Я0Др — общее располагаемое
давление, то щНдАр = Ар] — давление, затрачиваемое на пре­
одоление гидравлического сопротивления приточного отверстия,
а (1 - n)gH0Ap = Ар2 — вытяжного;
• с уменьшением п площадь приточных отверстий возрастает,
а вытяжных — уменьшается, и наоборот; если принять <7пр = (7ВЬП. =
= бь, то соотношение площадей отверстий можно выразить как
^пр/^выт = д/0 - п)/п ^пр/Свыт;
(8.33)
• при сравнительно произвольном выборе п требуется обяза­
тельная проверка положения «нейтральной зоны», высота кото­
рой, м , может быть определена как
К* = пН0 > Лпр/2.
183

Пример 8.2 . Для условия примера 8.1 определить площади при­
точных и вытяжных проемов с помощью метода фиктивных дав­
лений.
Решение. Фиктивные давления у отверстий:
• приточного
Рф\-Ра- 0;
• вытяжного
Рф2=А - £Яо(р„ - Рв) =0 - 9,81 10,0(1,188- 1,173)= -1,47 Па.
Зададим п = 0,2 (аналогично выбору положения «нейтральной
зоны»), тогда
Рх=п « п"р+
)= о,2[0+(-1,47)]= -0,294 Па.
Площадь приточных проемов
^„р =
.
° -------- ---- =
.
41,66----- —
==80,3м2.
72(рФ. - л)рнД пр д/2[0- ( -0,294)]1,188/2,6
Площадь вытяжных отверстий
уТцг =
^
=
ВЫТ р{Рх~Рф2)рв/Свыт
41,66
-у/2[—0 ,294 - ( -1 ,47)] 1,173/4,0
= 50,2 м2.
Положение «нейтральной зоны» можно определить как
^н.з
Рф\-Рх _
О-( -о ,294)
Я(рн-Рв) 9,81 (1,188-1,173) ’ '
Численное значение этой величины совпадает с тем, которое
было принято при расчете по методу Г.А.Максимова, что под­
тверждает сделанный ранее вывод. Нетрудно видеть, что данная
методика по конечному результату (площадям отверстий, Лнз) не
отличается от предыдущей, но имеет перед ней ряд преимуществ,
о чем будет сказано далее.
8.5 . Аэрация под действием ветрового давления
При действии ветра здание обтекается потоком воздуха, ха­
рактеризуемым тремя известными давлениями: динамическим рл
184

Рис. 8.4. Обтекание здания ветром и распределение ветрового давления
статическим р„ и полным р„ (последнее можно считать практи­
чески постоянным):
Ра=Р^в/2;Рст=Ра,Рп=Рст+Ра=Ра+Р^в/2=Const. (8.34)
Образуются две характерные зоны: наветренная и заветренная
(рис. 8 .4). У наветренной поток тормозится зданием как воздухо­
непроницаемым препятствием, вследствие чего динамическое дав­
ление частично переходит на его поверхности в статическое, ко­
торое возрастает (полное давление остается практически посто­
янным). Поскольку здание, как правило, является плохообтекае­
мым телом, то поток, двигаясь по криволинейной траектории,
отрывается от его поверхностей (верхней и боковых). На заветрен­
ной стороне из-за «срыва» потока и увеличения его скорости об­
разуется вихревая зона («аэродинамическая тень»), динамическое
давление растет, а статическое падает (см. рис. 8.4). Обычно за нуль
отсчета давлений принимают атмосферное (р3=0), поскольку при
расчете расходов воздуха, как было отмечено ранее, нас интере­
суют разности давлений, называемые избыточными (по отноше­
нию к атмосферному). Тогда на наветренной стороне избыточное
давление будет иметь знак «+», а на заветренных — « -» . Над здани­
ем высота вихревой зоны называется аэродинамическим скачком
Аа.ск, а протяженность ее за зданием — длиной аэродинамической
тени /ат. Обе эти величины оцениваются в долях высоты здания Ам
и примерно составляют:
Ласк = (0,8 ... 1,0)АМ; /ат = (8... 10)Лад.
Картина обтекания и распределение давлений схематично пред­
ставлены на рис. 8.4 . Переход части динамического давления в ста­
185

тическое обычно выражаются с помощью так называемых аэро­
динамических коэффициентов, Па:
Ат/ = КРю
(8-35)
где
кI— аэродинамический коэффициент на /-й поверхности.
Численные значения аэродинамических коэффициентов опре­
деляются экспериментально по результатам исследования в аэро­
динамических трубах. Ориентировочно для наветренной стороны
кн= 0,7...0,8, для заветренной к3= -0,3...- 0,4, для верхней части
(район вытяжных отверстий) кв = -0 ,4 ... - 0 ,5 . Доказано, что на
наветренной стороне аэродинамический коэффициент положи­
тельный и меньше 1,0. Что касается заветренных сторон, то для
них он чаще всего отрицательный и по абсолютной величине мо­
жет быть и больше 1,0 (вблизи наветренных кромок здания). По­
ложительное и отрицательное давления на поверхностях приво­
дят к тому, что при наличии в них отверстий создается воздухо­
обмен, определяемый разностью этих давлений. В этом случае
обычно решается обратная задача аэрации: определение расхо­
дов воздуха через проемы. Чтобы вычислить их значения соста­
вим уравнение баланса массового расхода воздуха в помещении,
полагая, что отверстие 1 «работает» на приток, а отверстия и —
на вытяжку (рис. 8 .5), кг/с:
(7, = <72+ С3.
(8.36)
Предположим, что давление внутри здания рх, а с внешних
сторон у проемов соответственно
и р3:
Рис. 8.5. Расчетная схема аэрации под действием ветрового давления:
1,3
— нижние
аэрационные проемы; 2 — верхние аэрационные проемы
186

Р\- Ра+ кнрд.в;
Р2~ Ра* квРл.В’
Ръ= Ра* кзРя.в-
(8.37)
гДе Ря.в
—
динамическое давление ветра.
Тогда уравнение (8.20) с учетом уравнения (8.37) можно за­
писать как
При известных
^ уравнение (8.38) решается методом под­
бора рх с заранее оговоренной точностью. При наличии ЭВМ рас­
хождение между левой и правой частями уравнения может быть
принято сколь угодно малым, например 0,01 %. Затем уже опреде­
ляются расходы воздуха через проемы. Если уравнение (8.38) не
имеет решения, то необходимо изменить направление движения
воздуха, скорее всего через отверстие 3, например, кг/с:
и повторить вычисления.
После этого задача считается решенной. Следует подчеркнуть,
что расчет аэрации под действием только ветрового давления
выполняется в редких случаях.
Пример 8.3 . Здание, имеющее форму прямоугольного паралле­
лепипеда, находится в потоке ветра, имеющего скорость % = 2,7
м/с. Температура наружного воздуха по параметрам А составляет
/н = 21 °С, внутреннего — /в = 26 °С. Площади аэрационных про­
емов соответственно — У7, = /^ = 50 м2; = 40 м2. Аэродинамиче­
ские коэффициенты приняты следующие: к\ = 0,7; к2 = -0 ,5; к3 =
= -0,3. Коэффициенты местных сопротивлений отверстий —
=
Реш ение . Допустим, что первое отверстие «работает» на при­
ток, а второе и третье — на вытяжку (см. рис. 8.5). Давления с
внешних сторон отверстий составляют:
Р\4ЧР\ ~Рх)РнД| =
^
2(Л-Л)рв/С2+Я>/2(А-А)Рв/Сэ.
(8-38)
(7|+С3= <72,
(8.39)
=Сз=2,6;Сг- 4,0.
р2- 0,5£2Рни'2= -0,5 •4,374= -2,19 Па;
р3=0,5&3рни'2= -0,3 •4,374= -1,31 Па.
187

I
I
о
Рис. 8.6. Графоаналитическое решение уравнения расходов
Подставим исходные данные в уравнение (8.36):
(7, = С2+(73= 50^/2(3,06- рх)\, 2/2,6 =
= 40^/2[рх - ( -2,19)] 1,18/4,0 + 50р[Рх-(1,31)] 1,18/2,6.
Методом подбора или графоаналитическим методом (рис. 8 .6)
находим величину рх, удовлетворяющую решению уравнения: рх =
- 0 ,345 Па. При этом расходы воздуха (с погрешностью менее
,1%) составляют:
(?! = 88,64 кг/с; (72= 41,73 кг/с; (73= 46,84 кг/с.
8.6 . Аэрация при совместном действии
гравитационного и ветрового давлений
Впервые методика расчета аэрации при совместном действии
указанных давлений была предложена в 1934 г. В. В. Кучеруком и
впоследствии развита В. В. Батуриным на основе разработанного
им в 1936 г. метода фиктивных давлений. В этом случае фиктивные
давления рассматриваются как алгебраические суммы гравитаци­
онного и ветрового давлений у соответствующих отверстий:
Рф1=Ра+кхрвпри
= кн-
Рф7=(А-£#оДр)+кгРппри к2=кф<0;
(8.40)
РФз=Ра+¿зРвприк3=кф<0.
188

Собственно решение может быть разделено как на прямую,
так и обратную задачи в зависимости от поставленной конечной
цели. При этом необходимо знать: расстояние между приточны­
ми и вытяжными проемами, их аэродинамические характерис­
тики, температуры наружного и внутреннего воздуха, числен­
ные значения соответствующих аэродинамических коэффициен­
тов, расчетную скорость ветра. При решении прямой задачи зна­
чением рх необходимо задаваться. Поскольку рф3< рф1, то можно
считать, Па,
Рх= и(Рфз + рф|).
(8.41)
Значением п необходимо задаться. При решении обратной за­
дачи принимаем схему движения воздуха через отверстия (рис. 8 .7)
и составляем уравнение воздушного баланса, кг/с:
(?| = С/2+ <73,
или
Р\л/2 ( /?ф1 Рх) Рн/С| —
=
¿2у{2(Рх~Рф2) Рв/Сг + ^Зт/2(Рх - рф3) Рв/Сз-
(8.42)
Если учесть, что ра = 0, то уравнение (8.42) примет вид
д/2(^Рд.в ~ Рх)Рн 1—
= ^ 2 (Рх - ^2Рд.в+^Я0Ар)р„Д2+/^(л-^зРдлОРв/Сз • (8.43)
Метод решения уравнений (8.42) и (8.43) аналогичен рассмот­
ренной ранее методике. Если уравнение (8.43) не имеет решения,
Рис. 8.7. Расчетная схема аэрации под действием гравитационного и ветро­
вого давлений:
/,
3— приточные проемы; 2 — вытяжные проемы
189

то в отверстии 3 (см. рис. 8.7) направление движения надо изме­
нить на противоположное.
Пример 8.4 . Для условия примера 8.3 определить расходы возду­
ха при совместном действии гравитационного и ветрового давле­
ний. Фиктивные давления с внешних сторон отверстий при ра = О
считаем как алгебраическую сумму ветрового и гравитационного
давлений. При этом значения £,• принимаем такими же, как в при­
мере 8.3.
Реш ение . Фиктивные давления определяем по зависимости
(8.25) с учетом, что ра = 0:
Рф\ —Рл к\рал —к\раъ,
Рф2=[а - 8Но(pH-Рв)]+к2рл.в =к2рд.в - £Я0(р„ - рв);
Рфз = Рв кт,рав = к2рав.
Рф\ —0»^ *4,374 —3,06 Па;
Рф2= —0,5 •4,374 —9,81 10,0(1,20- 1,18) = -4,15 Па;
Рфз= -0,3 •4,374= -1,31 Па.
Полагая, что первое отверстие «работает» на приток, а осталь­
ные — на вытяжку, составим и решим уравнение воздушного ба­
ланса (?! = (72+ (?з (иная схема не имеет решения):
50^2 (3,06- а ) 1,20/2,6 =
= 40^2^-( -4 ,15)]1,18/4,0+50р[Рх-( -1,31)]1,18/2,6.
190

Из этого уравнения методом подбора либо графоаналитическим
методом (рис. 8 .8) получено фиктивное давление рх= -0,725 Па
и значения расходов воздуха в проемах:
G^ = 93,5 кг/с; (72= 56,9 кг/с; С3= 36,6 кг/с.
Если принять иную схему движения воздуха через аэрацион­
ные проемы, то уравнение (8.43) не будет иметь решения.
8.7 . Взаимодействие аэрации и механической
вентиляции
В производственных помещениях со значительными избытками
теплоты (например, литейные, термические, кузнечные и т.п .),
обычно называемых «горячими», помимо общеобменной проекти­
руются механическая приточная (как правило, воздушное душиро-
вание) и местная вытяжная (например, местные отсосы) вентиля­
ции (рис. 8 .9). Эта схема вентиляции может быть как естественной
(7/, так и механической (7,мех. Данное обстоятельство накладывает
определенный отпечаток на методику расчета аэрации.
Рассмотрим уравнение воздушного баланса, кг/с, такого по­
мещения:
Пе +V (7мех
=П+ У <7мех
^пр “
^пр
^ВЫГ “
^ВЫТ5
или
<?пер + 1 <?пмрех = <?веыт + 1 Омо,
(8.44)
где (7мо — расход воздуха, удаляемого местными отсосами, кг/с.
Рис. 8.9. Расчетная схема аэрации и механической вентиляции:
1 — приточные проемы; 2 — вытяжные проемы
191

За расчетный воздухообмен, кг/с, обеспечивающий нормиру­
емые параметры воздуха в рабочей зоне помещения, примем
Щ=Спер+ХСпмрех-
(8.45)
Тогда естественные расходы воздуха, кг/с, через приточные и
вытяжные аэрационные проемы можно представить как
(8*46)
или
Пс =(7расч-УО =(7е+V<7мех-V(7
^выт
'-'вент
'-'м.о
^пр ^
'“'пр
^м.о •
В этом случае площади приточных и вытяжных отверстий, м2,
соответственно:
/7Расч _ V1 мех
р—
^вснт
^ ^пр
^(Рф\ ~Рх)Рн/Спр
р
<ЭД7-Х<у.
>/2(Л-Рф2)рух/С выт
Нетрудно заметить, что наличие механической вентиляции (как
приточной, так и вытяжной) приводит к уменьшению площадей
соответствующих аэрационных проемов. Следует подчеркнуть, что
при Х СпРас\ близком к
очевидно аэрация практически
теряет смысл, как и в случае, когда расход воздуха, удаляемый
местными отсосами Х^м.о, сопоставим с Х^пр04-
Пример 8.5. Для оценки влияния механической вентиляции на
аэрацию рассмотрим примеры 8.1 и 8.2, предположив, что в до­
полнение к аэрации (в расчетный теплый период) имеется воз­
душное душирование Х<?д= Ю,0 кг/с и местная вытяжная венти­
ляция с Х^м.о = 20,0 кг/с. При этом сохраним расчетный воздухо­
обмен прежним Х^ют = Х^пр =41,66кг/с.
Реш ение . Будем считать в первом приближении фиктивные
давления ирхкак в примере 8.2, т.е . рфХ=0Па, рф2= -1,47 Па,
рх= -0 ,294 Па. Площади аэрационных проемов можно принять:
/Г' =
1пр
41,66 -10,0
>/2[0-( -0 ,294)]1,188/2,6
^пр=^пр=80,3 м2;
= 61,1 м2, вместо
192

/Те
1 выт
________
41,66 -20,0 ________
ft [-0,294 -( -1 ,47)]1,173/4,0
= 26,1 м2, вместо
^выт = ^выт =50,2 М2.
Нетрудно видеть, что площади как приточных, так и вытяж­
ных аэрационных проемов при наличии воздушного душирова-
ния и местных отсосов существенно уменьшаются. Это зависит от
величин расходов £(7Ди £ б мо.
8.8 . Аэрация многопролетных зданий
В многопролетных промышленных зданиях достаточно сложно
правильно организовать приток и удаление аэрационного воздуха
по пролетам. Целесообразно располагать пролеты со значительны­
ми теплоизбытками либо по краям, либо в центре. В варианте,
представленном на рис. 8 .10, наружный воздух в здание поступает
через нижние проемы в крайних пролетах и через аэрационный
фонарь среднего пролета. В этом случае соотношение давлений
должно быть: />ф3> ру > рх < рф]; с другой стороны — ру >рг < />ф7.
При решении прямой задачи аэрации следует знать расход воз­
духа, а для определения площадей аэрационных проемов (поми­
мо их характеристик) задаваться внутренним давлением в проле­
те И. В этом случае принимают:
Рф2 = _£Д>(Рн - р0; Рф2 = ~£#о(Рн “ Рп); Рфб = - £#о(Рн " Рш)-
При известных расходах воздуха ((7Ь бц и <7т ), обеспечива­
ющих нормируемые температуры в рабочих зонах пролетов, не­
трудно вычислить температуры уходящего воздуха, необходимые
Рис. 8.10. Расчетная схема аэрации многопролетного здания:
1, II, III — крайние и средние производственные корпуса; 7, 4, 5, 7 — нижние
аэрационные проемы; 2, 3, 6 — верхние аэрационные проемы
193

для определения фиктивных давлений. Расходы воздуха, кг/с, по
пролетам определяют по уравнению воздухообмена с учетом
фактических теплоизбытков и коэффициента воздухообмена ( э ^ т
вопрос будет рассмотрен далее):
G‘=JT^7\+1^0,(!-/»,)•
(8.48)
СР р Р.з,
‘н)
Воздушные балансы по пролетам можно записать в виде:
Iпролет=>G\+G4=G2+IG„.0, = G,+Х^м.оь
II пролет=>Си+G3=G,+Gs+X^m.oi,;
(8.49)
III пролет =* G5+ G7= G6+ 1<7м.о„, = Gm + XGm.oiii-
С учетом работы местной вытяжной вентиляции тепловые ба­
лансы по пролетам представим в виде:
I пролет 0, + С2Ср(и + С^Ср/ц —^Ср/ух! + ^ JGU0^Cptp3\,
II пролет => 0ц + (/Зср/Н= (С( + С$)Ср1р3\\ + Х^м.ои^р^р.зп> (8.50)
III пролет => 0,ц + С7ср/Н+ <75<у„ = бйСр/ух,,, + Х^мо^рзш-
Из уравнений тепловых балансов по пролетам следует:
01 + б^Ср/н + С4ср , —X^м.ы^р^р.з1
_
3,484-10 ^ра
’ Р| = (273-н/ух,) ■
,
,
, бп-Х^м.он^Р-зп
.
л
3,484 10 3/7а
/с 41^
' н =/н+ ------------------------ ’ р и = —
ч>
<7„ср
(273+/,,)
,
Ош +^5^11 + ^7^р/н “ Х^м.оШ^р^р.зШ .
_
_ 3 ,484-10 3/7а
с„,С,
’ Р|"'= (273+/р„,) '
Расчеты целесообразно начинать с пролета II, задавшись пло­
щадью (исходя из скорости воздуха в фонаре порядка 1 м/с) и
характеристикой аэрационного фонаря (7^ и £ф„). Тогда давление
ру, Па, можно определить следующим образом:
Ру = Рфз _ Сфи ~тг2~—
“ sHo(Рн-Рп)-Сфп 11
27$iPH
27^npH
(8.52)
Теперь пролеты I и III можно рассматривать отдельно, приняв
давления перед отверстиями 4 и 5 (см. рис. 8 .10), равными ру. Что­
194

бы определить площади аэрационных проемов в пролете I, необ­
ходимо задаться величиной фиктивного давления, Па:
рх=(0,2 ...0 ,5)(ру-рф2).
Аналогично рассматривается и пролет III, Па:
рг = {Ъ,2 ...0 ,5)(ру - Рф).
Наибольшие сложности будет представлять определение соот­
ношения расходов воздуха между проемами / и 4, а также между
5 и 7. Это может потребовать использования метода последова­
тельных приближений исходя из обеспечения требуемых темпера­
тур в рабочих зонах пролетов и реализации расчетных расходов
воздуха. Такой расчет целесообразно выполнять с помощью ЭВМ
по специальным программам.
8.9 . Конструктивное оформление аэрационных
проемов
При выборе конструкций приточных и вытяжных аэрационных
отверстий следует помнить, что располагаемое давление в рас­
сматриваемом виде вентиляции сравнительно невелико. Поэтому
приходится применять такие конструкции приточных и вытяж­
ных отверстий, которые имеют сравнительно небольшие коэф­
фициенты местных сопротивлений.
Приточные отверстия оформляются обычно в виде так называ­
емых поворотных фрамуг, которые могут быть: верхнеподвесны­
ми (ось вращения расположена вверху), нижнеподвесными (ось
вращения расположена внизу) и среднеподвесными, а в ряде слу­
чаев — на вертикальной оси.
По условиям защиты помещения от атмосферных осадков верх­
неподвесные должны открываться наружу, а нижнеподвесные —
внутрь помещения. Угол открытия любых фрамуг а лежит в преде­
лах от 0 до 90° (кроме фрамуг вытяжных фонарей). Указанный угол
влияет, в первую очередь, на коэффициент местного сопротив­
ления проема £о> который увеличивается с уменьшением а. Если
принять £о = Са=90’. ТОПри ДРУГИХЗНЭЧеНИЯХ а ЭТОТкоэффициент
может быть либо принят по соответствующим справочным табли­
цам (например, для верхнеподвесных фрамуг при а - 90° С,а=90- =
= 2,6, а при а = 30° £а=30- = 9,2), либо вычислен по приближенной
формуле, аналогичной полученной по опытным данным
М.Ф . Бромлея для верхнеподвесных приточных фрамуг:
2,6
sin18 (ла/180)
(8.53)
195

Вытяжные отверстия обычно оформляются в виде незадувае-
мых аэрационных фонарей, выполняющих одновременно, как пра­
вило, и роль освещения (естественного), поэтому они часто на­
зываются «светоаэрационными». Их конструкций известно доста­
точно много. Наиболее распространенными являются так называ­
емые П-образные фонари (например, ЛенПСП), которые просты
в исполнении и имеют сравнительно небольшой коэффициент
местного сопротивления. Обычно в фонарях вытяжные фрамуги
защищаются от задувания ветром («опрокидывания» тяги) спе­
циальными ветрозащитными панелями. Фрамуги же фонарей офор­
мляются практически так же, как и приточные проемы, но угол
их открытия а < 90°
8.10. Дефлекторы
Для естественного удаления воздуха в ряде случаев можно при­
менять специальные вытяжные незадуваемые шахты, на выходе
из которых устанавливаются специальные устройства, называе­
мые дефлекторами. Наиболее простым и распространенным явля­
ется дефлектор, разработанный ЦАГИ (серия 1.494—32), выпу­
скаемый ОАО «МОВЕН» (рис. 8.11). Все их конструктивные разме­
ры выражаются в виде доли от диаметра шахты ¿деф, что позволя­
ет считать безразмерные характеристики одинаковыми для всего
ряда.
Особенностью дефлекторов является то, что они перемещают
вентиляционный воздух как за счет гравитационного, так и вет­
рового давлений. Это достигается применением специальной на­
садки (обечайки), обтекание которой ветром создает дополни­
тельное разрежение (см. рис. 8 .11). Дефлекторы применяются как в
общеобменной, так и в местной вытяжной вентиляции. К ним
предъявляются следующие основные требования:
Обечайка Зонт
Рис. 8.11. Принципиальная схема дефлектора
ЦАГИ

• при минимальных размерах обечайки дефлектор должен обес­
печивать максимальные разрежение и расход воздуха в вытяжной
шахте;
• конструкция и форма дефлектора должны быть максимально
простыми и позволять изготовлять его из различных материалов
(хотя в настоящее время наиболее распространенным материалом
является листовая сталь);
• дефлектор должен ограждать вытяжное отверстие шахты от
задувания ветром и от попадания в нее снега и дождя.
Расход воздуха через шахту, снабженную дефлектором, опре­
деляется из уравнения равенства располагаемого давления и по­
терь давления в вытяжной сети (на местные сопротивления и по­
тери на трение по длине), включая сам дефлектор, Па:
1Ардсф —(Сдеф
с ^4/^дсф ) Рдсф^дсф/ 2 •
(8.54)
Отсюда можно найти скорость в шахте дефлектора, м/с:
;_|
ЛРдсф
Д'Ф V (Сдеф+ 1Сс+НМ,еф)Рдеф
(8.55)
При известном диаметре шахты расход воздуха, удаляемый
дефлектором, определяется из уравнения, м3/с,
V-/г
¥деф ^деф
2£А/>Деф
^ (Сдеф "*■
^ 4/^деф)Рдеф
ГС^деф I
2Х ДРдеф
4 у (Сдеф ^ Сс ^4/^деф )Рдеф
(8.56)
где /^еф, ¿деф — соответственно площадь, м2, и диаметр, м, шах­
ты (патрубка) дефлектора; ^Дддеф — располагаемое давление, Па;
Сдеф — коэффициент местного сопротивления собственно деф­
лектора;
—
сумма коэффициентов местных сопротивлений
вентиляционной сети; X — коэффициент трения, определяемый
по соответствующим таблицам или по формуле Альтшуля (для
приближенных расчетов эту величину можно принять равной 0,02);
/с — длина вентиляционной сети, м; рдеф — плотность удаляемого
дефлектором воздуха, кг/м3.
197

Располагаемое давление обычно представляет собой сумму гра­
витационного (аэростатического) и ветрового давлений, Па:
^АРдеф = Ргр /V
(8.57)
Гравитационное давление, как и в случае аэрации, зависит от
высоты столба воздуха и разности его плотностей снаружи здания
и внутри шахты дефлектора, Па:
Ргр ~ <?Адеф(рн Рдеф)>
(8.58)
где Адеф — высота шахты дефлектора (вентиляционной сети), м;
рн — плотность наружного воздуха, кг/м3.
Ветровое же давление определяется аэродинамическим коэф­
фициентом дефлектора (экспериментальная величина) и дина­
мическим давлением ветра, Па:
Рв ~ ^-дефРд = ^дефрн^ в/2■
(8.59)
Чаще всего при расчетах ориентируются только на гравитаци­
онное давление, а ветровое принимают «в запас». Если известен
расход удаляемого воздуха У0, то можно определить:
• число дефлекторов п при заданном диаметре
предвари­
тельно вычислив Удеф по формуле (8.56):
п > Г0/Кдеф;
(8.60)
• диаметр дефлектора, м, при известном числе п:
I У0 (Сдеф + ^ Сс ^-4/^деф ) Рдеф
Vкпу
Ардеф
(8.61)
Следует иметь ввиду, что диаметр дефлектора — дискретная
величина и вычисленная методом подбора из уравнения (8.61)
может не совпасть со стандартной. Поэтому при расчетах обшеоб-
менной вытяжки целесообразен вариант, в котором определяется
их суммарная площадь (как и вытяжного фонаря), задается (¡кф
из стандартного ряда и вычисляется их число. Затем оценивается
возможность размещения дефлекторов на кровле: расстояние между
ними должно быть не менее 10 м, чтобы они не были в «аэроди­
намической тени» друг друга.
Если дефлектор устанавливается над вытяжным каналом или
местным отсосом с известным расходом воздуха Умо = Удеф, то
целесообразен первый путь (см. формулу (8.56)). При этом оконча­
тельно выбирается обязательно ближайший больший диаметр.
Поскольку установка дефлекторов требует наличия отверстия в
кровле, то необходимо организовать этот проход так, чтобы за­
198

щитить помещение от атмосферных осадков и возможного кон­
денсата влаги из удаляемого воздуха.
Пример 8.6 . Для условий примера 8.1 определить число дефлек­
торов ЦАГИ (£деф = 0,64), приняв максимальный диаметр ¿/деф =
= 1,25 м (Т25) и ветровое давление в запас, габаритные размеры
кровли 24x48 м. Суммарную площадь дефлекторов определяем как
Х^деф =
12(1-п)ёЯоДрРв
V
^ДеФ
______________41166_______________
2(1-0 ,2)-9 ,8 -10(1,188-1 ,173) 1,173
0,64
= 20,1 м2.
Исходя из принятого размера дефлектора его площадь
¿деф= пё2/4= п •1,252/4 = 1,226м2.
Тогда их общее число
п = ЭДеф/Леф = 20,1/1,26 = 16,4 * 17 шт.
Нетрудно заметить, что при габаритных размерах кровли 24x48 м
полученное число дефлекторов не разместить (максимально по­
мещается 10 шт.: в два ряда по 5 шт. в каждом). Следовательно, в
данном случае для удаления воздуха из цеха следует использовать
светоаэрационный фонарь.
Пример 8.7 . Требуется рассчитать диаметр дефлектора (см. рис.
8.11) для удаления воздуха от зонта над тепловыделяющим обо­
рудованием для условий примера 8.2 . Высота (протяженность)
шахты дефлектора Аде* = 13 м, температура удаляемого воздуха
/Деф= 100 *С, Рдеф= 0,946 кг/м3. Расход удаляемого от местного отсо­
са воздуха 1^еф= Умо= 1 м3/с, давление в помещении рх= -0 ,294 Па.
Используя метод фиктивных давлений, нетрудно установить, что
фиктивное давление на уровне выхода воздуха из дефлектора со­
ставит
/>£* =-£Адеф(рн - р » * ) = -9 ,81 13,0(1,19-0 ,946) = -31,08 Па;
АР»Ф =Рх~Р%ф= - 0,294-(-31,08)=30,79Па.
Коэффициент местного сопротивления отсоса (например, зон­
та), отнесенный к динамическому давлению в шахте, ¡¡мо = 0,2.
199

Если в первом приближении пренебречь потерями давления на
трение по длине, то диаметр дефлектора можно вычислить по
формуле (8.61):
^деф —
У0 1&(Сдеф
)Рдеф
1 8(0,64 + 0,2)0,946
кУ
30^79
= 0,38 м.
Выбираем дефлектор с ближайшим большим диаметром ¿/деф =
= 0,4 м (Т). Проверим потери на трение по длине. Скорость и дина­
мическое давление в шахте дефлектора:
^деф_4Рдеф_4
- 1,0
о0 /.
М'деф ~ г
~
п~
пЛ2~
М/с>
/деф
К-0,42
Ра.аеф = Рдеф^дсф/2 = 0 ,946 •8 ,0 ^/2 = 30 ,3 Па;
ДрTM=ш =
■'деф
0,02
0,4
30,3 13,0 = 19,6 Па.
Поскольку потери давления на трение по длине в данном слу­
чае соизмеримы с располагаемыми, то пренебрегать ими нельзя.
Тогда задачу следует решать методом подбора либо вводить экви­
валентное местное сопротивление потерь давления по длине
Сэ = ДАр//>д.деФ =19,6/30,3 = 0,65 .
Вернемся к вычислению диаметра дефлектора
^деф —
1*деф
V*
8(Сдеф +X + Сэ)Рдеф
АРдеф
Ь,0 /8(0,64 + 0,2 +0,65)0,946
VлV
30,79
0,439 м.
Принимаем ближайший больший диаметр ¿/деф = 0,5 м (Т21);
и^еф = 5,1 м/с; рдеф = 12,3 Па.
Тогда
ЛАр=у|12,313,0 =6,4Па;
200

Сэ = АРф/Рддеф = 6,4/12,3 = 0,52.
Уточненный расчетный диаметр дефлектора
1 / 8(0,64 + 0,2 +0,52)0,946
30,79
= 0,429м.
Таким образом, принятый дефлектор Т21 с </деф= 0,5 м обеспе­
чит заданный расход воздуха.
8.11 . Комплексное вычисление расчетного
воздухообмена при аэрации
Расчет аэрации можно подразделить на два взаимосвязанных
этапа. Основной задачей первого этапа расчета аэрации, как и
любой общеобменной вентиляции, является определение возду­
хообмена (70, обеспечивающего нормируемые параметры воздуха
в рабочих зонах, соответствующие действующим нормативным
документам (например, СНиП 41-01-2003). Основными вредны­
ми выделениям в этом случае являются, как правило, избытки
явной теплоты. Второй этап — реализация расчетного расхода воз­
духа, т.е . вычисление площадей приточных
и вытяжных ^ Р выт
аэрационных отверстий. Он был рассмотрен в предыдущих разде­
лах. Оба этапа, как будет показано далее, взаимосвязаны и долж­
ны выполняться комплексно. Для вычисления (70можно исполь­
зовать метод, основанный на балансах расходов воздуха и количе­
ства переносимых вредных выделений в помещении и его харак­
терных зонах (балансовый). Рассмотрим его применительно к за­
дачам аэрации. Например, в помещении имеются явные тепловы­
деления £С?0: от технологического оборудования, людей, солнеч­
ной радиации и др. Кроме общеобменной вентиляции предусмот­
рены: местная вытяжная £<7М0 (местные отсосы) и местная при­
точная £(7в.д(воздушное душирование) (рис. 8.12). Поскольку аэра­
ция проектируется для помещений со значительными теплоиз-
бытками, то следует также знать расходы воздуха, перемещаемого
конвективными струями, возникающими над мощными исто­
чниками теплоты Х<7,с.
На рис. 8.12 представлена расчетная схема аэрации. Подача при­
точного воздуха осуществляется непосредственно в рабочую зону
(р.з) плоскими полуограниченными струями (через «ленточные»
приточные проемы, расположенные вблизи пола рабочей зоны),
201

Рис. 8.12. Расчетная схема аэрации промышленного здания
удаление — через светоаэрационный фонарь. Используем в расче­
тах предложенный Н.С .Сорокиным коэффициент воздухообмена:
ту =('р.з ~ ОЛ'ух - О =А/рз/А/ух,
(8.62)
где /р.з — нормируемая температура воздуха в рабочей зоне, °С;
/ух — температура уходящего из помещения воздуха, °С; /0 = /„ —
температура приточного (наружного) воздуха, °С.
Следует отметить, что численное значение этого симплекса
долгое время рекомендовалось принимать в зависимости от на­
значения помещения на основании обобщения результатов натур­
ных и модельных экспериментов или вычислять по эмпирическим
формулам, справедливым для каких-то частных случаев. Такой под­
ход несмотря на его удобство имеет ряд недостатков, не позволяю­
щих учесть особенности принимаемых решений и краевых условий.
За последние годы предложена приближенная математическая мо­
дель определения воздухообмена, позволяющая более обоснован­
но вычислять коэффициент воздухораспределения.
Составим для схемы вентиляции (аэрации) (см. рис. 8 .12) два
основных уравнения балансов:
• воздушный баланс на основании закона сохранения массы (ра­
венства массовых расходов поступающего и удаляемого воздуха),
кг/с:
С0+ХСв.д=ХСух+Х^о,
(8.63)
(в данном случае бу* — расход воздуха общеобменной естествен­
ной вытяжки);
202

• тепловой баланс помещения, Вт, исходя из закона сохране­
ния теплоты имеет вид
^в.д^Р^в.я — ^ух^р^ух ■*" ^^м.о^-р^м.о-
(8.64)
Если ввести понятие эффективности улавливания вредных вы­
делений (теплоты) местным отсосом Лм.оО, = С?усл/Д?ом а также
учесть, что он забирает воздух, как правило, из рабочей зоны, то
уравнение (8.64) примет вид
Х(^ ЛМО0,)Оо,
^о^-р^о
СвдСр4.д Сухср^ух
^м.о^р^р.з’ (8.65)
где £(1 - Лм.о(?,)Оо/= Оизб — количество вредных выделений (теп­
лоты), поступающих в помещение.
Выразив
из уравнения (8.62) и подставив его в уравнение
(8.65), получим
Лм.О ) С?0/ С^Ср/о + Сд дСр/дд —
= (<?<,+ £ С в.д - Х^м.окр/ух + Х С м.0Ср/р,.
(8.66)
Решим уравнение (8.66) относительно искомой величины С0,
кг/с, с учетом уравнения (8.62):
/Як1[(1-Лм.о0,)а>/]
° 0 = ------- ----- -- ----------- - +
СрМр.З
+X ^м.о(1- ту)- £ <7М(1- туД/вд/Д/р.3).
(8.67)
Казалось бы задача решена. Однако уравнение (8.67) содержит
как минимум два неизвестных: С0 и т у. В этом случае требуется
наличие системы по крайней мере из двух уравнений. Вторым может
быть уравнение, содержащее решение т у. Чтобы его получить,
выделим в помещении две характерные зоны: рабочую (р.з) и
верхнюю (в.з) зоны. Составим для каждой из них по два уравне­
ния баланса: расходов и теплоты. При этом будем считать, что
температура воздуха в верхней зоне равна температуре уходящего
воздуха, а воздуха, удаляемого в местный отсос, — температуре
рабочей зоны. Перенос теплоты осуществляется как циркуляци­
онными течениями (приточные конвективные струи) Сц, так и
тепловым излучением. Последнее не зависит от характера движе­
ния воздуха. Допустим, что циркуляционные течения, если тако­
вые имеют место, поступают из верхней зоны в рабочую зону с
температурой
а воздух, удаляемый из рабочей зоны в верхнюю
(/Р? — имеет температуру Грз.
203

Напишем для рабочей зоны балансовые уравнения:
баланс расходов воздуха, кг/с,
+
(8-68)
тепловой баланс, Вт,
Сизб СоСрА) "*■^ СвдСр/вд СцС’р/ух =
= ^ 3Ср^+1^м.оСр/р.з .
(8.69)
Из уравнения (8.68) выразим <7$3 и подставим его в уравне­
ние (8.69), тогда получим
(?изб Сс>Ср(о ^ СВдСр/Вд + СцСр/ух =
—{Со ■*" Св.д + (7ц —^ ( 7 м,о)Ср(р3+ (7моСр/рз.
Последнее уравнение решим относительно О ^ , Вт:
(2„РЗб = СоСр ((р.з —(о) "I" СддСр ((р.з —(в.Д) СцСр ((р.З —(ух )>
ИЛИ
С?изб = С0СрД(р.з ■*"^ СВдСр (Д(р.з —^(в.д )
+ (7цСр(Д/рз-А/ух).
(8.70)
Аналогично представим балансовые уравнения для верхней
зоны:
баланс расходов воздуха, кг/с,
С£3=Сух+Сц,
или вычислим С$;3, кг/с, из уравнения (8.68):
С&3=С0+1Сд+(7ц-£(7м.о;
(8.71)
тепловой баланс, Вт,
(?и£ + СР;3ср/р3 = СухСр/у, + (7цСр/ухСр.
(8.72)
Нетрудно представить, что
= (С0+ 1 С ВД- ХСм.о + Сц)ср(Д/ух - Д/Р.з). (8.73)
204

Разделим уравнение (8.70) на уравнение (8.73) и, обозначив
<3РЛ = Оизб/Оизб > получим
фр.з
_
^о^р.з + X ^ в , (^^р.з ~ А^в.д)+ (Д^р.з ~ А^ух)
(С„ + X Св.д —51 См0 + Сц)(А/у, —А/р.з)
Преобразуем последнее уравнение с учетом уравнения (8.67)
^р3_ т У[Со +Сц+51Св,д(1- А/вл/А/рз)]- (7ц
(Со+XСвд-XСм.о+Сц)(1-ту)
и найдем из него
ту=1-
________________ С о+ 51 СВд (1 ~ А/В,д/А/рЛ)________________
^
(Со+Сц+51Свл-X См.о)(1+ёрл)+1 См.о - X Св.дАГВЛ/А/р.з
Уравнения (8.67) и (8.74) образуют систему для определения
расчетного воздухообмена. Однако они содержат еще ряд неизвест­
ных (Сц, ф л ), для которых также необходимо найти соответст­
вующие зависимости. Начнем с расхода циркуляционного воздуха.
Его количество зависит от соотношения расходов: в приточных и
конвективных струях, воздушном душировании и местных отсо­
сах. Приточные струи в аэрации можно рассматривать как пло­
ские полуограниченные (выпуск воздуха вблизи пола рабочей зоны
через «ленточные проемы»). При этом коэффициент изменения
скорости струи т можно принять равным 2,5. Длина, м, их на­
чального участка (по скорости) определяется из зависимости
= 2тЧ0.
(8.75)
Нетрудно видеть, что при подаче приточного воздуха с двух
продольных сторон помещения при высоте проема А0 порядка
0,5 ... 1,5 м (должна быть принята предварительно) длина началь­
ного участка Хну>= 6 ,25... 18,75 м может быть и меньше, и больше
полуширины пролета Вп/ 2. Тогда согласно данным [7] для началь­
ного участка (х < Л^*,) относительный расход воздуха в струе оп­
ределяется уравнением
^ = 1+0,6 -^1ёао,5„.
(8.76)
и0
¿К
205

Для основного участка (х > Л"^) относительный расход опреде­
ляется из уравнения
(7*_72|х
<70 т у2Ио'
(8.77)
Если соотношение размеров в плане источника теплоты не
превышает 1:3, то возникающую над ним конвективную струю
можно считать осесимметричной. Суммарный расход, кг/с, возду­
ха в конвективных струях определяется по зависимости
ХСк, = |^ Х [< ?М (1-/пн//^пл)2/3(Яп-А,)'/3],
(8.78)
где 0К1— конвективная теплоотдача /-го источника теплоты, Вт;
/пн/ — площадь поверхности /-го источника теплоты в плане, м2;
/ГШ1— площадь пола, приходящегося на один источник теплоты,
м2; Нп— высота помещения, м; А, — высота /-го источника тепло­
ты, м.
Для плоских приточных струй [1] рекомендована зависимость
1ёОо,5и. = (0,82/т)2,
(8.79)
где т = 2,51вао,5». = 0,11.
Если обозначить ц/, долю теплоотдачи излучением /-го источ­
ника, то конвективные тепловыделения, Вт, с учетом эффектив­
ности улавливания теплоты местным отсосом составят
<2к/ = (1 - У/)(1 - Лм.о<2,)0о/.
(8.80)
В первом приближении можно принять \|/, = 0,5 или же вычис-
лить более точно по формулам теплопередачи конвективную и
лучистую составляющие Qк¡и £)Л(.Для определения циркуляцион­
ного расхода будем исходить из следующих предположений. Рас­
ход воздуха, поступающего в рабочую зону, должен быть не мень­
ше суммарного расхода в конвективных струях и удаляемого мест­
ными отсосами. При этом возможны следующие варианты.
Первый
(Сх+ Х(?в.д) ^ (ХСк, + Х^мо).
(8.81)
Тогда расход циркуляционного воздуха, кг/с, минимален
<7и=<7*-(?0.
(8.82)
Второй
(Сх + Х^вд) < (Х^кс + Х^мо).
(8.83)
Тогда (7ц представляет собой разность удаляемого и поступаю­
щего в рабочую зону воздуха:
Сц=(Х^к, + Х^м.о) - (Со+ Х^.д).
(8.84)
206

Таким образом, уравнения (8.76)...(8.84) также входят в реша­
емую систему. Они служат для вычисления циркуляционного рас­
хода (7„. Следующее неизвестное £)вз — это отношение избытков
теплоты, поступающей в рабочую зону, к избыткам теплоты, по­
ступающей в верхнюю зону. Если известны избытки теплоты, вли­
яющие на температуру воздуха в рабочей зоне
, и общие теп-
лоизбытки помещения {?изб, то для верхней зоны можно написать
следующее уравнение, Вт:
0а=&*-<2й.
(8-85)
Считается, что в рабочую зону поступает, в первую очередь,
часть лучистой теплоты от поверхностей промышленных печей
различного назначения, загрузочных отверстий, остывающего (в
помещении) металла, солнечной радиации, не зависящей от ха­
рактера движения воздуха. В принципе, это та часть лучистой теп­
лоты, которая превращается в рабочей зоне в конвективную и
влияет на температуру воздуха в ней. Кроме того, будем полагать,
что в рабочую зону поступают (остаются) тепловыделения от элек­
тродвигателей, людей и других, расположенных в ней низкотем­
пературных источников. Для определения лучистой теплоотдачи
от печей в рабочую зону необходимо определить угловые коэффи­
циенты для вертикальных юв и горизонтальных шг поверхностей
(табл. 8 .1 и 8.2), положение поверхности в пространстве, положе­
ние источника в плане.
Таблица 8.1
Значения коэффициента со.
Расположение источника
теплоты в плане помещения
Значения ©в при Вп/Нп
1
2
3
4
На продольной оси
0,8
0,7
0,65
0,6
Между осью и стеной
0,8
0,72
0,67
0,63
Вблизи стены
0,85
0,75
0,7
0,68
Таблица 8.2
Значения коэффициента со,.
Расположение источника
теплоты в плане помещения
Значения со,- при Вп/Нп
1
2
3
4
На продольной оси
0,3
0,12
0,04
0
Между осью и стеной
0,38
0,17
0,11
0,07
Вблизи стены
0,51
0,3
0,23
0,16
207

Положение поверхности в пространстве определяется:
• для вертикальной поверхности — (ов(площадью / ’„);
• для горизонтальной поверхности — (ог(площадью /¡.).
Положение источника в плане определяется у стены, на оси
помещения, между стеной и осью.
Среднее значение углового коэффициента для поверхности
(печи)
(0ср = (соЛ + сагРг)/(/’в+ Рг).
(8.86)
Для загрузочного отверстия принимаем: (оот = о)„, для массы
остывающего металла в первом приближении можно принять
сом = сог. Это позволяет определить количество лучистой теплоты,
Вт, поступающей в рабочую зону от нагретых поверхностей, от­
верстий и металла:
(?ЛРПН= 1К0Л.ПН +<йв£?л.от + “ гбл.мет)•
(8.87)
Полные теплоизбытки, Вт, в рабочей зоне с учетом того, что
теплопотерями в теплый период года пренебрегаем, составят
0РЛ =0РЗ=(ЗлРп3н+арр3ад+&Д3+•••
(8.88)
8.12 . Методика расчета аэрации
Определив предварительно общие теплопоступления (тепло-
избытки) в помещение (?изб, рабочую зону
а также расходы
воздуха в конвективных струях £(7КС, местной вытяжной (мест­
ными отсосами)) £С мо и местной приточной вентиляции (воз­
душное душирование) £(7ВД, можно приступить к расчету возду­
хообмена и воздухораспределения, т. е. к первому этапу.
Задаемся высотой приточных проемов И0 (например, 0,5 м) и
принимаем /ип = 1,0. Согласно формуле (8.76) вычисляем (70. Ис­
пользуя уравнения (8.74), а также уравнения (8.77)...(8.84), опре­
деляем фактическое значение т у. Если оно не совпадает с приня­
тым, то задаются новым (полученным) значением т п и расчет
повторяют до тех пор, пока полученная и принятая величины т у
не совпадут. Следует отметить, что для точного их совпадения тре­
буется выполнить очень много повторений (итераций). Поэтому
ограничиваются заранее оговоренной погрешностью:
£тд, = I(тУ~ т У\)/«к|,
(8.89)
которую можно принять, например, при «ручном» вычислении
не менее 0,5, а при вычислении на ЭВМ практически сколь угод­
208

но малой, например не менее 0,001 (это отразится только на вре­
мени вычисления).
Теперь можно приступить ко второму этапу: определению пло­
щадей аэрационных проемов, необходимых для обеспечения рас­
четного воздухообмена. При этом, как уже отмечалось, решается
обратная задача аэрации. Если окажется, что принятые и требуе­
мые площади проемов не совпадают, расчет приходится повто­
рять с первого этапа, задавшись новым значением А0.Далее следу­
ет проверить соответствие значений скоростей и избыточных тем­
ператур на рабочем месте (на оси приточной струи) допустимым
нормируемым значениям. Для уяснения изложенного ранее рас­
смотрим конкретный пример.
Пример 8.8 . Требуется рассчитать аэрацию термического цеха,
расположенного в Санкт-Петербурге (см. рис. 8 .12). Размеры цеха:
ширинаВп= 18м,длина ¿п=48м и высота #п= 12м. Внем имеется
шесть одинаковых нагревательных печей типа ТНО—10.20.8/11,
расположенных между стеной и осью помещения. Габаритные
размеры печи: длина /пн = 2,792 м, ширина Ьпн = 2,212 м, высота
Апн= 2,365 м. Размеры загрузочного отверстия: высота Л0= 0,527 м,
ширина Ь0= 0,812 м. Температура газов внутри печи / = 1000 °С.
Степень черноты поверхности печи (кирпич) епн = 0,8. Температу­
ра поверхности печи (по данным технологов) ориентировочно
равна
= 80 °С. Среднечасовой выпуск металла (сталь) <7мет = 90
кг/ч. Средний коэффициент диафрагмирования отверстия состав­
ляет К^р =0 ,7 . Согласно расчетам количество воздуха, удаляемо­
го местными отсосами (зонты, козырьки), £(7мо = 18,0 кг/с, сум­
марный расход воздуха местной приточной вентиляции (воздушное
душирование) £(7ВД = 5,1 кг/с с начальной температурой /вд =
= 16,9 °С. При работе средней тяжести Пб в расчетный теплый пе­
риод года допустимая нормируемая температура воздуха в рабочей
зоне /р3< 27 °С, и'рз < 0,5 м/с, температура приточного (наруж­
ного) воздуха по параметрам А (0= /„ = 20,6 °С. В наружных стенах
расположены восемь окон с габаритными размерами 6,0 х6,0 м
(по четыре окна с каждой стороны), имеющих приточные фраму­
ги с £пр= 2,6 и светоаэрационный фонарь типа ЛенПСП с шири­
ной горловины Аф = 6,0 м, длиной ¿ф= 36,0 м и высотой откры­
вающихся проемов (#ф = 0,45 Аф= 2,7 м), £ф= 3,9. Объем помеще­
ния У„ = 10368м3.
Р е ш е н и е . Определение теплопоступлений. Средние (суммарные)
расчетные теплопоступления солнечной радиации через остеклен­
ные поверхности и покрытие 0 ср = 450 000 Вт. Тепловыделения от
электродвигателей, расположенных в рабочей зоне, (2ЭРД3 = 24 000 Вт,
в верхней зоне — £)эвд3= 40 000 Вт. Согласно расчетам теплоотда­
ча от поверхности одной печи 0оХ= 19895 Вт, в том числе {?К| =
= 9641 Вт, <2„\ = 10254 Вт. Тепловое излучение от загрузочного
209

отверстия 0ОТ| = 5 332 Вт, от металла 0 меТ| = 15000 Вт. Лучистая
теплота в рабочую зону от поверхности печи, загрузочного отвер­
стия и металла 0 ЛР/ = 10 817 Вт. Расход воздуха в конвективной
струе согласно уравнению (8.72) (7КС] = 4,2 кг/с.
Общие теплопоступления в помещение составляют
0„ —(О,, + 0мет1 0от|)6+0ср+0Эд—
= (19895+5332+15000)6+45000+64000=350362Вт,
в том числе в рабочую зону
0рз= т0 лр13+0Рд3+/ик0Ср=
= 10817•6+24000+0,5 •45000=111402Вт,
где т = 6 — число печей; /ип = 0,5 — коэффициент распределения
теплоты от солнечной радиации по высоте цеха.
Доля теплоты, поступающей в рабочую зону:
0р.э = 0рэД0о+0рз) = п 1402/(350 362-111 402)=0,466.
Расход воздуха в конвективных струях
Х Ск.с = <7КС|6 = 4,2 •6 = 25,2 кг/с.
Определение требуемого воздухообмена. Зададимся предварительно
высотой приточного отверстия (аэрационного проема) И0= 0,5 м
и примем первое значение /яи = 1,0. Тогда в соответствии с фор­
мулой (8.62) требуемый (максимальный) воздухообмен составит
с_
1,0 -350 362
0 1005 (27,0 -20,6)
+18,0(1-1,0)-5,1 1-1,0
(16,9 -20,6)
(27,0 -20,6)
= 54,47 -8 ,05 = 46,42 кг/с.
Теперь следует вычислить фактическое значение т уи сравнить
с принятой величиной ти- Для этого определим, в первую оче­
редь, расход циркуляционного воздуха на основании уравнений
(8.81)...(8.84) с учетом (8.72)...(8.77). Полагаем, что приточная
струя является плоской полуограниченной (настилается на пол
рабочей зоны), а ее «дальнобойность» равна полуширине поме­
щения Вп/ 2 = 9 м. Длина начального участка струи (по скорости)
в соответствии с уравнением (8.75) составит
Хн„ = 2•2,52-0,5 =6,25м<
=9,0м.
210

Таким образом, для расчета струи следует использовать фор­
мулы для ее основного участка, например формулу (8.77):
Ох=С0
= 1,69Со = 1,69 •46,42 = 78,78 кг/с.
В этом случае выполняется условие (8.81):
(<г*+2<?м)=78,78+5,1 =
= 83,88 кг/с > (£Ск.с+Х^м.о) =25,2+18,0 =43,2 кг/с,
а следовательно, циркуляционный расход определяется по зави­
симости (8.82):
Сц= <?, - <70=78,78- 46,42 =32,36кг/с.
Первая итерация. Далее необходимо определитьфактиче­
ское значение ту п о формуле (8.74) и сравнить его с принятым т п :
ту =1—
46,42 + 5,1
(16,9 -20,6)
(27,0 -20,6)
(46,42 + 32,36 + 5,1 -18,0)(1 + 0,466) +18,0 - 5,1
(16,9 -20,6)
(27,0 -20,6)
= 0,537*ту1=1,0.
Поскольку полученное значение т у существенно отличается
от принятого т п = 1,0 то, следует задаться новым значением это­
го коэффициента и расчеты повторить.
Вторая итерация. Например,зададимся
= т у=0,537.
В соответствии с этим получим
60=30,9 кг/с; (С»+£СВ.Д) =
= 30,9+5,1 =36,0кг/с<(£Ск.с+£СМ.0)=
= 25,2 + 18,0 = 43,2 кг/с.
Однако С, = 1,69 30,9 =52,44 кг/с>(£6^ +£Смо)=43,2 кг/с.
Тогда в соответствии с формулой (8.82) Сц = Сх - С0 = 52,44 -
-
30,9 = 21,54 кг/с. Фактическое значение температурного симп­
лекса ту2 = 0,506 фту\ = 0,537.
211

Третья итерация. Эта итерация позволяет получитьследу­
ющие данные при ту\ = 0,506:
G0= 29,86 кг/с; Gx = 1,69 •29,86 =
= 50,68 кг/с > (2<7к.с + Х^м.о) = 25,2 + 18,0 = 43,2 кг/с;
Gu= Gx- G0=50,68-29,86=20,82кг/с;
тп=0,503*тп=0,506.
Четвертая итерация. Получаем следующиеданные при
= 0 ,503:
(70 = 29,76 кг/с; вх = 1,69 •29,76 =
= 50,51 кг/с > (Х<7К.С+ ХС'м.о) =
= 43,2кг/с;бц=<7*- С0=50,51-29,76=
= 20,75 кг/с; /ик= 0,503.
На этом можно считать первый этап расчета законченным, по­
скольку расхождения между принятым и полученным значения­
ми т у практически нет. Итак, окончательно имеем:
Ga= 29,76кг/с; G0=107136кг/ч; ту=0,503;
Д/рз = 6,4 °С; Д/ух = AtpJm v= 6,4/0,503 = 12,7°С;
tyx—tH+ Д/ух = 20,6 + 12,7 = 33,3 С.
Следующий этап заключается в выяснении условий реализа­
ции полученного воздухообмена.
Определение требуемых площадей аэрационных проемов, обеспе­
чивающих расчетный расход воздуха с учетом принятой высоты
приточных отверстий.
Поскольку высота приточных проемов бьша принята А0= 0,5 м,
аихсуммарнаядлинаX/=24 •2 =48,0м,то F„р=h^Jl=0,5 •48,0 =
= 24,0 м2. Расход воздуха через них G0= Gnp= 29,76 кг/с. Определим
рх, приняв С;пр = С, = 2,6:
Рх = Рф1 - 0,5(<Jnp/F np)2(Cnp/p H) =
= 0 - 0 ,5(29,76/24,0)2(2,6/1,202) = -1 ,665 Па.
Располагаемое гравитационное давление при рн = 1,202 кг/м3 и
Рух = Рв = 1,152 кг/м3 составляет
ЛРрасп = gH0(рн - Рух) = 9,81 10,0(1,202 - 1,152) = 4,90 Па.
212

Соотношение давлений на входе и выходе в здание составит
п = ^'* 1,665/4,90 = 0,340, т.е . в пределах рекомендованного ди-
Ррасп
апазона 0,1 ...0 ,5 . Проверим положение «нейтральной зоны»:
К,
Ра-Рх
5(рн-рв)
0-( -1 ,665)
9,81(1,202-1 ,152)
= 3,4м>0,5Ло=0,25м.
Таким образом, мы убеждаемся, что приточные отверстия «ра­
ботают» полным сечением на приток. Теперь определим площадь
вытяжных отверстий фонаря
Р
Gyx
3,
>/2ДА>ытРв/£выт y¡2{px ~~Рф2 )Рух /Свыт
=______29'76t5''- |8 -°______ - 1 2,2м’.
^ 2[-|,665 -( -4 ,90)]1,152/3,9
Фактическая площадь вытяжных отверстий фонаря составляет
Кит =
= 194,4 м2, что существенно больше требуемой 12,2 м2.
Таким образом, можно сделать вывод, что требуемый воздухо­
обмен практически реализуется. При этом скорость и избыто­
чная температура в приточных отверстиях соответственно соста­
вят нъ= 1,03 м/с;Дt0=6,4 °С.
Последним этапом является проверка соответствия скоростей
и избыточных температур на оси приточной струи на рабочем
месте допустимым значениям. Для работы средней тяжести в зоне
прямого действия струи на ее основном участке согласно СНиП
41-01-2003 и£оп = l,8iVp3 = 1,8 0,5 =0,9м/с; Д/f" = 2 ,0 °С. Подан­
ным [7] можно принять для плоской струи m = 2,5, а п = 2,0. Тогда
для основного ее участка осевые скорости и избыточные темпера­
туры на рабочем месте соответственно получим
= 1,03
Что касается избыточной температуры, то она составляет
Atox = At0n 2ho_
BJ2
=6,4-2
■»М
=^
С>At*on=2,0 °С.
213

Рис. 8.13. Схема приточной струи, вытекающей из аэрационного отверстия:
в.з — верхняя зона; р.з — рабочая зона
Однако следует учесть, что параметры воздуха в рабочей зоне
принято определять на высоте Л= 1,5 м. В этом случае исходя из
закономерностей приточной струи, нетрудно вычислить скорость
и избыточную температуру в точке с координатами у = И, хр (рис.
8.13). Для основного участка развития струи можно записать сле­
дующие соотношения:
Уо,5и. = *р1ЕОо,5* = *р(0,82Ли)2 = Лр(0,82/2,5)2 = 0 ,11 ^;
>% = и'охехр[-0 ,7(у/у0,5»)2] = и>охехр[-57,85(у/*р)2];
Л'хр = А ^ ех р[-0 ,5(у/у05No)2] = Д/охехр[-41 ,32(у/ур)2].
Тогда, подставив значения у =И= 1,5 м и хр=9,0 м в эти уравне­
ния, получим:
\нх = 0 ,86ехр[-57,85(1,5/9,0)2] = 0,27 м/с < и'“оп = 0,9 м/с;
Д/, = 4,3ехр[—41,32(1,5/9,0)2] = 1,4 °С <Д^оп = 2,0 °С.
Таким образом, с точки зрения воздухораспределения данный
вариант по Д/ох отвечает требованиям норм при условии, что за
«рабочую» точку принята не ось струи, а отметка 1,5 м от уровня
пола рабочей зоны.
Контрольные вопросы
1. Дайте определение понятия «аэрация».
2. Опишите физический процесс при расчете аэрации по методу «нейт­
ральной зоны».
3. Укажите, от каких физических и конструктивных параметров зави­
сит эквивалентная площадь аэрационных отверстий.
4. Опишите физический процесс при расчете аэрации по методу фик­
тивных давлений.
214

5. Укажите, от каких физических и конструктивных параметров зави­
сит площадь приточных и вытяжных аэрационных проемов.
6. Опишите методику расчета аэрации под действием ветрового дав­
ления.
7. Опишите методику расчета аэрации при совместном действии гра­
витационного и ветрового давлений.
8. В чем заключаются особенности расчета аэрации при наличии меха­
нической вентиляции?
9. Опишите методику расчета аэрации многопролетных зданий.
10. Представьте конструкции аэрационных отверстий.
11. Опишите методику расчета и подбора дефлекторов.
12. Составьте воздушный баланс аэрируемого помещения.
13. Составьте тепловой баланс аэрируемого помещения.
14. От каких параметров зависит величина коэффициента воздухооб­
мена при аэрации и механической вентиляции? Опишите методику рас­
чета воздухообмена с использованием коэффициента т у.
15. Опишите методику расчета распределения скорости и температу­
ры в приточном воздухе, поступающем из боковых аэрационных отвер­
стий.

ГЛАВА 9
ТЕПЛОВОЙ И ВОЗДУШНЫЙ БАЛАНС
ПОМЕЩЕНИЯ
9.1 . Определение воздухообмена в помещении
Определение воздухообмена заключается в нахождении мини­
мально возможных расходов приточного и вытяжного воздуха,
которые поглощают вредные выделения в помещении и обеспе­
чивают в рабочей зоне в зависимости от требований оптимальные
или допустимые параметры воздуха. Расход воздуха следует опреде­
лять для теплого, холодного и переходного периодов года (пара­
метры наружного воздуха для переходного периода принимаются:
температура /„ = Ю°С; удельная энтальпия /н = 26,5 кДж/кг).
В простейшем случае при ассимиляции явных теплоизбытков
приточной струей (рис. 9 .1) при отсутствии местных отсосов (при
удалении вытяжного воздуха из рабочей зоны или только из верх­
ней зоны) и равномерном распределении теплоты по объему по­
мещения воздухообмен определяется по формуле
пр
з, 6(2изб
Ф (^ух —^пр)
(9.1)
где С?ИЗб — теплоизбытки, Вт; с — теплоемкость воздуха, кДж/
(кг -°С); р — плотность воздуха, можно принять равной 1,2 кг/м3;
/пр, /ух — соответственно температура приточного и удаляемого из
помещения воздуха, °С.
Температуру уходящего (вытяжного) воздуха можно найти из
теплового баланса помещения:
•ух
3. 6(?изб
Ф^пр ‘
(9.2)
На практике теплоизбытки неравномерно распределяются по
объему помещения. При определении воздухообмена в рабочей
Рис. 9.1. Организация воздухообмена по схе­
ме «сверху вниз»
216

зоне помещения Н.С.Сорокин предложил использовать коэффи­
циент эффективности воздухообмена:
£_(ух ^пр
({¡.Ъ (\пр
(9.3)
где /рз — температура воздуха в рабочей зоне.
Очевидно, чем больше коэффициент эффективности воздухо­
обмена, тем меньше требуется расход вентиляционного воздуха
для обеспечения однозначных параметров воздуха в помещении.
Однако при изучении энергетических показателей отопительно­
вентиляционных систем [2] судить о эффективности воздухообме­
на по формуле (9.3) не всегда правомерно. Поэтому В.В.Батурин
и В.И .Ханжонков предложили при расчете воздухообмена, когда
в помещении имеются только явные теплоизбытки, использовать
коэффициент воздухообмена:
1
ту=—
кэ
(р.З (рр
(ух —(цр
С?р.з
0изб
(9.4)
Для осуществления воздухообмена таким образом, чтобы в ра­
бочей зоне обеспечивались заданные параметры воздушной сре­
ды, используется формула
г_
60изб^К
ПР“ф('р,-'сп,)’
(9.5)
где /стр — средняя температура приточной струи в зоне поступле­
ния ее в рабочую зону.
Температура приточной струи рассчитывают по формуле
/стр = (1...0 ,5)гх,
где г*= Мх+ /р.3.
При расположении воздухораспределителя в рабочей зоне при­
нимается коэффициент, равной 1; при вертикальном входе струи
в рабочую зону — 0,5; при наклонном входе струи в рабочую зону
принимается промежуточное значение.
Если часть воздуха удаляется из рабочей зоны, например через
местные отсосы, то тепловой баланс помещения
3,60иР^(1-/Як) +фК.р/пр =Ср(^р
+фКр.з/£3, (9.6)
где
—
избытки явной теплоты, удаляемой из рабочей зоны,
Вт; Крз — количество воздуха удаляемого из рабочей зоны, м3/ч;
(ух — температура воздуха, уходящего из верхней зоны; /&3 —
температура воздуха, уходящего из рабочей зоны, °С.
217

Если принять [2], что температура воздуха, подтекаемого к
местным отсосам, равняется средней температуре рабочей зоны,
то количество теплоты, удаляемого местной вытяжной вентиля­
цией,
3,6 (?изб = ср Гр.з(/ух - /рл).
(9.7)
Учитывая формулы (9.6) и (9.7), найдем уравнения для расче­
та расхода приточного воздуха в помещениях, имеющих местную
вытяжную вентиляцию (местный отсос) из рабочей зоны:
у_1/ _I/
[3,6()Из5 Ср Км.о (/р.з /пр )] _
*о~~'пр —' м.о^
7"\
"
\
>
ф('р .э -'пр)
(9.8)
V=V
-
V
гр.З гМ.О гЦ.р
.35
(9.9)
где Умо — расход воздуха, удаляемого из рабочей зоны системами
местной вытяжной вентиляцией, м3/ч; т у— коэффициент возду­
хообмена для помещений с явным теплопоступлениями; Уирз —
расход воздуха, выносимый из рабочей зоны циркуляционными
потоками, м3/ч.
Коэффициент воздухообмена [3] может быть найден из тепло­
вого и воздушного балансов рабочей зоны и помещения:
т у = \ —_---------- -=г-±—
- -------- —
,
(9.10)
0ст»х+7Тл~
~°ыо)
'
Ур.з
где б^х = Сстрл-/Со =0,36/£’5 =рл'" — относительная масса при­
точной струи в сечении Xот плоскости истечения [7]; (3— эжек -
ционная способность струи [7], зависящая от относительной по­
верхности турбулентного обмена:
= /^/^о — относительная
поверхность турбулентного обмена струи от плоскости истечения
до сечения Х ,брз = 0рз/бизб — относительное поступление избы­
точной теплоты в рабочую зону; бмо = (7М0/(70 — относительная
масса воздуха, удаляемого местными отсосами.
Коэффициент воздухообмена можно определить по формуле
ту
Х&пб/'ИК
J ________
бизб
(9.11)
где 0 изб/, 0 из6 — соответственно теплопоступления в цех от /-го
оборудования и полные избыточные теплопоступления в цех;
ту.
—
коэффициент воздухообмена для теплопоступлений от /-го
оборудования
218

Пример 9.1 . В помещение поступает теплота: от электродвига­
телей (2ЭД= 120 кВт, ту] = 1; нагретого оборудования £?п= 710 кВт,
ту2 = 0,6; гальванических ванн
= 435 кВт, т п = 0,6; остываю­
щего материала (?м= 168 кВт, т У4= 0,7. Определить коэффициент
воздухообмена.
Реш ение. Коэффициент воздухообмена вычисляется следую­
щим образом:
120 1+710 0,6+435 0,6+1680,7 924,6 п ...
У
120+710+435+168
1433
Если в помещении имеется отдельно установленное тепловы­
деляющее оборудование, то ориентировочно коэффициент воз­
духообмена вычисляется по формуле
т'у=ту^Фу
(9.12)
Значения коэффициентов Ф! находятся по табл. 9 .1 .
Значения коэффициента Ф2 в зависимости от плотности уста­
новки нагретого оборудования:
0,1
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 Более 0,65
Ф2
0,3 0,5 0,65 0,75 0,8 0,9
1,0
Ориентировочные значения перепада температуры Д/0 в зави­
симости от тепловой напряженности утреннего объема помеще­
ния следующие:
(?/К, Вт/м3
До12 До25 До45 До70 Более70
Неравномерность
температуры
в рабочей зоне
М> = *в-*<>................ 1,5...3,5 2,0...4 ,5 2,5...5 ,5 5 ,0...7 ,0 До 10
Таблица 9.1
Значения коэффициента Ф1 при неравномерных вредных выделениях
Схема вентиляции и условия вредных выделений
Коэффициент Ф,
Механическая система вентиляции с местными отсосами
При относительно равномерных вредных выделения
по времени
1,2... 1,3
При кратковременных вредных равномерных
выделениях
1,1 ...1,2
При кратковременных неравномерных вредных
выделениях
1,3... 1,4
219

Если вредные выделения легче воздуха, а интенсивность цир­
куляционных токов недостаточна, чтобы опустить вредные выде­
ления в рабочую зону, то принимается Ф2 = 0 ,85...0 ,9. Если же
вредные выделения тяжелые и стремятся опуститься в рабочую
зону, то Ф2= 1,1... 1,4. Если в помещении выделяются явная теп­
лота и влага, то воздухообмен, Вт, рассчитывается по следующей
формуле:
у_у
_
у
Щ [3, 60изб Р Кр, (/р.З /Пр )]
'о—'пр—'р.з^
Г-
:\
Р('р.з -'пр)
(9.13)
где т , — коэффициент воздухообмена для помещения с тепло- и
влагопоступлениями.
Если в помещении выделяется избыточная влага (водяной пар),
то расчет воздухообмена, Вт, можно произвести по формуле
у_у
у
md
Р Vp, (i/р.з ^пр)]
Ко= пр=Гр,
р(</р, -</„„)
(9.14)
где т (1— коэффициент воздухообмена для помещения с влагопо­
ступлениями.
При выделениях в помещении вредных паров и газов воздухо­
обмен находится по формуле
V=V
=V+
го гпр гр.З •
тя[М V,з(#рз 9пр)]
(^р.з —<7пр)
(9.15)
где т д— коэффициент воздухообмена для помещения с поступ­
лениями вредных паров и газов.
В формулах (9.13)...(9.15) обозначено: VQ, Vnp — соответствен­
но воздухообмен в помещении и расход приточного воздуха, м3/ч;
С?изб— избыточные тепловыделения в помещении, Вт; W— избы­
точные влаговыделения, г/ч; М — расход каждого из вредных или
взрывоопасных веществ, поступающих в воздух помещения, мг/ч;
/Рз, t„р — соответственно температура воздуха в рабочей зоне и
приточного, °С; /р3, /пр — соответственно удельная энтальпия возду­
ха в рабочей зоне и приточного, кДж/кг; dp3, dnp — соответственно
влагосодержание воздуха в рабочей зоне и приточного, г/кг; qp3,
qnp — соответственно концентрация вредного вещества в воздухе
в рабочей зоне и приточного, мг/м3.
Часто имеется возможность приравнять коэффициенты возду­
хообмена, т.е . т у= ntj= md= mq.
220

Всплывание приточной струи при противодействии инерци­
онных и гравитационных сил (например, при подаче нагретого
приточного воздуха по схеме «сверху вниз» или холодного «снизу
вверх») можно определить по [1]:
_
у
y
—
Лтах_тоа
лшах~
,
А
Т*п
Ч0,5
о2?
А(аВ + 1)Аг0
-|0,5
(9.16)
где а — турбулентное число Прандтля, а = 0,9 - 0,57(3 (Р — ко­
эффициент эжекции струи, р = 0,34 — для осесимметричной
струи); В — коэффициент,
В= 1+0,5ехр(-1,25 10~3АГо'); А —
коэффициент,
А= 1+ Аг°'5; Аг0 — критерий Архимеда для осе-
симметричной струи, Ar0 =
■
TMJo
Если пренебречь отношением абсолютных температур, кото­
рое близко к единице, и рассматривать осесимметричные струи,
то уравнение (9.16) упростится:
X =24
тах ^5^
в
-|0,5
/1(0,72? + 1)Аг0
(9.17)
9.2 . Воздухораспределение. Общие положения
Обработанный в приточной камере или кондиционере воздух,
как показано на рис. 9 .2, подается в наиболее чистые объемы по­
мещения, а вытяжной воздух удаляется из наиболее загрязненных
объемов помещения. Коэффициенты перехода от нормируемой
221

Таблица 9.2
Коэффициенты перехода от нормируемой скорости движения воздуха
к максимальной скорости воздуха в струе
Метеорологи­
ческие условия
Размещение людей
Коэффициенты для категорий
работ
легкая —I
средней
тяжести —II,
тяжелой —III
Допустимые В зоне прямого воздей­
ствия в пределах началь­
ного участка и при воз­
душном душировании
1
1
В зоне основного участка
1.4
1,8
Вне прямого воздействия
приточной струи
1,6
2
В зоне обратного потока
воздуха
1,4
1,8
Оптимальные В зоне прямого воздейст­
вия приточной струи в
пределах участка:
начального
основного
1
1,2
1
1,2
Оптимальные Вне зоны прямого воздей­
ствия приточной струи
или в зоне обратного по­
тока воздуха
1,2
1,2
П р и м е ч а н и е . Зона прямого воздействия струи определяется площадью по­
перечного сечения струи [3], в пределах которой скорость движения изменяется
от осевого значения до 0,5 м?х.
скорости к максимальной в приточной струе представлены в табл.
9.2. Допустимые отклонения температур приведены в табл. 9.3.
Рис. 9.3. Схемы воздухораспределения:
а — сосредоточенная подача приточного воздуха в верхнюю зону настилающей­
ся струей; б — подача приточного воздуха сверху в рабочую зону; в — вентиля­
ция рабочей зоны обратным потоком; г — подача воздуха «сверху вниз»; д —
подача воздуха «сверху вниз» конусной струей; е — подача воздуха «сверху вниз»
настилающимися струями

Таблица 9.3
Допустимое отклонение температуры в приточной струе от нормируемой
температуры воздуха в обслуживаемой или рабочей зоне
Допустимое отклонение температуры, °С
Метеоро­
логические
при восполнении
недостатков теплоты в
помещении
при ассимиляции
избытков теплоты в
помещении
Помещения
Размещение людей
условия
в зоне пря­
мого воз­
действия
приточной
струи
вне зоны
прямого
воздействия
приточной
струи
в зоне пря­
мого юз-
действия
приточной
струи
вне зоны
прямого
воздействия
приточной
струи
Допус­
тимые
Жилые, об­
щественные и
администра­
тивно-бытовые:
3
3,5
1,5
2
Производст­
венные:
Мх
5
6
2
2,5
Опти­
мальные
Любые, за ис­
ключением по­
мещений, к ко­
торым предъяв­
ляются особые
требования:
Мх
1
1,5
1
1,5
223

Расстояние от оси струи до границы зоны прямого воздействия:
• для компактных и неполных веерных струй —
0,66
Угр =
Х-,
т
(9.18)
• плоских струй —
0,67
Уц,=
2х;
т1
(9.19)
• веерных струй —
0,105
Угр= 2X,
т2
(9.20)
где т — динамический коэффициент воздухораспределителя (под­
робнее см. [2])
Основные схемы воздухораспределения показаны на рис. 9 .3
При горизонтальном воздухораспределении необходимо про­
верять струи на всплываемость. Для этого можно использовать [7].
На рис. 9 .3 показаны схемы воздухораспределения (исполнении
«Арктика»).
9.3 . Конструкции воздухораспределителей
Температурные и скоростные поля в рабочей зоне (зоне обслу­
живания) в значительной степени зависят от принятой схемы воз­
духообмена («сверху вниз», «снизу вверх»; подача приточного воз­
духа наклонными струями в рабочую зону; вытесняющая венти­
ляцияит.д.).
Для каждого способа воздухообмена наиболее эффективны те или
иные воздухораспределители. Далее рассматриваются расчетные ф и­
зические и технические характеристики различных воздухорасп­
ределителей и даются примеры расчета воздухораспределения.
Воздухораспределители с подачей воздуха сверху вниз. Воздухо­
распределители в виде круглых плафонов представлены на рис. 9 .4.
Габаритные размеры круглых плафонов приведены в табл. 9 .4 .
Схемы наиболее распространенных воздухораспределителей и
их основные характеристики приведены в табл. 9 .5 .
Схемы регулируемых решеток для воздуховодов АМН, АМР,
АДН, АДР представлены на рис. 9 .5.
Основные параметры воздухораспределителей АМН, АМР,
АДН и АДР приведены в табл. 9 .6.
Коэффициент живого сечения решеток находится по формуле
*ж.с=V/;.
где Ржс — площадь живого сечения; Р0 — фронтальная площадь
решетки.
224

Рис. 9.4. Схема круглых плафонов типа ДПУ
Для различных типов воздухораспределителей коэффициент
живого сечения решеток
Кжс:
Тип решетки ...............АМН
АМР
АДН
АДР
**.0=
.................... 0,8
0,65
0,63
0,5
Воздухораспределители диффузорные прямоугольного типа
АПН и АПР показаны на рис. 9.6, их основные параметры приве­
дены в табл. 9 .7 . Эти воздухораспределители имеют расчетные ха­
рактеристики: т = 2,2 ...6,5; п = 1,6...4,0; потери давления Ар =
=1...150Па.
Технические характеристики воздухораспределителей типа ВПРВ
приведены в табл. 9 .8 .
Подача приточного воздуха через перфорированные воздухо­
воды ВПК (рис. 9 .7) осуществляется по схеме «сверху вниз». О с­
новные характеристики приведены в табл. 9.9 . При теплоизбытках
в помещении желательно производить подачу воздуха на относи­
тельно небольшой высоте от рабочей зоны (0,5... 1,5 м), в против­
ном случае возможно всплывание струи до рабочей зоны.
Воздухораспределители, устанавливаемые в рабочей зоне. В о з­
духораспределители ППВ(рис. 9.8)крепятся к колоннам
или стенам на высоте 0,2 м от уровня пола и по высоте равны
Таблица 9.4
Габаритные размеры круглых плафонов
Тип
Габаритные размеры, мм
Фронталь-
иоп пПО—
Площадь жи-
цпгп rpupuua Масса,
диффузора А
D
Е
с
пал IIJ1U-
щадь Foy м2
bUl ULCMCnUM
Асе, м2
кг
ДПУ 100 100 150 63
18
0,005
0,002
0,20
ДПУ 125 125 170 63
18
0,008
0,003
0,23
ДПУ 150 150 180 63
18
0,011
0,003
0,30
ДПУ 200 200 240 63
18
0,022
0,004
0,45
225

Основные характеристики воздухораспределителей
Таблица 9.5
го
ю
о\
Наименование
воздухораспределителя
Схема
воздухораспределителя
Угол выпуска
струи к гори­
зонту а, °
Коэффициенты
Примечание
скорост­
ной т
температур­
ный п
местного со­
противления С,
Компактные струи
Решетки перфорирован­
ные, сетки
К^с= 0,5...0,8
К^с= 0,2. ..0,5
^ с= 0,05...0,2
0
6,0
5.6
4.6
4,2
4,0
3,6
0
0
0
0
0
0
—
Решетка регулируемая РР
-
0...45
4,5
3,2
2,2
Приточная регулируемая
решетка типа РВ
1
О
с
п
о
2...6 ,3 1,9 ...5,1
1,3...2,4

Воздухораспределитель
10...35
5,7
3,8
2,5
—
ВСП 5904-16
Веерные струи
Воздухораспределитель
приколонный регулиру­
емый ВПРВ
Е
3
О
и
>
о
2...6
1,9...5,5
2-2 ,8
Воздухораспределитель
шестидиффузорный пря­
моугольного сечения
ВДШп 4.904-29
0
1,4
1,05
1,3
Прочие воздухораспределители
Плафон регулируемый
0
0,7 ...3,2 0,6 ...2,8
1,4
—
круглого сечения ПРП

Окончание табл. 9 .5
Наименование
воздухораспределителя
Схема
воздухораспределителя
Угол выпуска
струи к гори­
зонту а, °
Коэффициенты
Примечание
скорост­
ной т
температур­
ный п
местного со­
противления £
Воздухораспределитель
перфорированный
круглый ВП
0
0,5 ...2,1 1,5 ...1,7
2,4
Воздухораспределитель
П-ВЭПш-ПУ
Раздача воздуха в рабочую
зону
п
оооо
оооо
оооо
оооо
Скорость
выпуска и>,
м/с, 0,3...0,8
0,6
2,1
330
Габаритные
размеры
500х 1000 мм
Расход К,
М3/ч ,
575 ...1440
Решетки типа АМН,
АМР
—
—
2,6 ...6,0 2,0...5,1
—
—
АДН, АДР
—
—
6,0
5,1
—
—
Примечание. Кжс —коэффициент живого сечения.

АМН
АМР
АДН
АДР
Система обозначений:
АМН, АДН, АМР, АДР - тип изделия
А —длина
В —высота
7
оо
тг
+
РЭ
1
к
А+48
7
ООтГ
+
/
к
А+48
Рис. 9.5. Схемы регулируемых решеток для воздуховодов АМН, АМР,
АДН, АДР
высоте рабочей зоны. Применяются в ресторанах, офисных поме­
щениях, цехах с пылевыделениями и горячих цехах (помещениях
воздушного оазиса) и т.д .
Распределитель имеет перфорированный усеченный полуконус
2, обеспечивающий равномерность раздачи расхода воздуха по его
высоте, а также воздухопроницаемый цилиндр 3, который вместе
с полуконусом обеспечивает равномерность расхода и скорости
по высоте распределителя. Через один воздухораспределитель можно
подавать 3 400 м3/ч, температура приточного воздуха может быть
на 1... 2 °С ниже температуры воздуха в помещении. Потери давле­
ния составляют 40...50 Па.
Пример 9.2 . Для воздухораспределителя, устанавливаемого на
колонне с габаритными размерами 400x400 мм, высота его мо­
жетбытьН=1500мми
йИ-400 мм, необходимы коэффициент
живого сечения Кжс = 0,162 и конусность А <3 = 0,23. Такой возду-
229

Фронтальная площадь 4 м2, решеток
В,м
^о. М2
А,м
100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600
100 0,008 0,013 0,018 0,022 0,031 0,036 0,041 0,045 0,05 0,054 0,059
150 0,013 0,02 0,027 0,034 0,041 0,048 0,055 0,063 0,07 0,077 0,084
200 0,018 0,027 0,036 0,046 0,055 0,065 0,074 0,084 0,093 0,103 0,112
250 0,022 0,034 0,046 0,058 0,07 0,082 0,106 0,118 0,13 0,142 0,154
300 0,027 0,041 0,055 0,07 0,084 0,099 0,113 0,128 0,142 0,157 0,171
350 0,031 0,048 0,065 0,082 0,099 0,116 0,133 0,15 0,167 0,184 0,201
400 0,036 0,055 0,074 0,094 0,113 0,133 0,152 0,172 0,191 0,211 0,23
450 0,041 0,063 0,084 0,106 0,128 0,15 0,172 0,192 0,216 0,238 0,26
500 0,045 0,07 0,093 0,118 0,142 0,167 0,191 0,216 0,24 0,265 0,289
550 0,05 0,077 0,103 0,13 0,157 0,184 0,211 0,238 0,265 0,292 0,319
600 0,054 0,084 0,112 0,142 0,171 0,201 0,23 0,26 0,289 0,319 0,348
650 0,059 0,091 0,122 0,154 0,186 0,218 0,25 0,282 0,314 0,346 0,348
700 0,064 0,098 0,131 0,166 0,2 0,235 0,269 0,304 0,338 0,373 0,407
750 0,068 0,105 0,141 0,178 0,215 0,252 0,289 0,326 0,363 0,4 0,4370
800 0,073 0,112 0,15 0,19 0,229 0,269 0,308 0,348 0,387 0,427 0,466
850 0,077 0,119 0,16 0,202 0,204 -
-
-
-
—
—
900 0,082 0,126 0,169 0,214 0,258 -
-
-
-
-
—
950 0,087 0,134 0,179 0,226 0,273 -
-
-
-
-
—
1000 0,091 0,141 0,188 0,238 0,287 -
-
-
-
-
—
1050 0,096 0,148 0,198
1100 0,1 0,155 0,207 —
-
-
-
-
-
-
-
1150 0,105 0,162 0,217
1200 0,11 0,169 0,226
Примечания: 1. Минимальный шаг между решетками должен быть
2. Скорость выхода воздуха через живое сечение решеток АМН, АМР ориен-
ка воздуха окончательно определяется расчетом струи и шумовыми характерис-
хораспределитель имеет неравномерность распределения скоро­
сти по высоте 6,3 %.
Воздухопроницаемый цилиндр может быть изготовлен из кап­
роновой сетки с воздухопроницаемостью В= 1660 дм3/(м2-с).
Коэффициент живого сечения полуконуса можно определить
по экспериментальной формуле:
230

АМН, АМР, АДН, АДР
Таблица 9.6
Го, м2
Аум
650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200
0,064 0,064 0,068 0,073 0,077 0,082 0,087 0,091 0,096 0,1 0,105 0,11
0,091 0,099 0,105 0,112 0,119 0,126 0,134 0,141 0,148 0,155 0,162 0,169
0,122 0,131 0,141 0,15 0,16 0,169 0,179 0,188 0,198 0,207 0,217 0,226
0,166 0,178 0,19 0,202 0,214 0,226 0,238 0,238 — — — —
0,186 0,2 0,215 0,229 0,244 0,259 0,273 0,287 — — — —
0,218 0,235 0,252 0,269 0,269 -
—
—
—
—
—
—
0,25 0,259 0,289 0,308
-
—
-
-
—
—
—
0,282 0,304 0,326 0,348
-
—
-
—
—
—
—
0,314 0,338 0,363 0,387
-
—
—
—
—
—
—
0,346 0,373 0,4 0,417
-
—
—
—
—
—
—
0,378 0,407 0,437 0,466
-
—
—
—
—
—
—
-
-
—
-
-
—
—
—
—
—
—
-
-
-
-
-
—
—
—
—
—
—
-
-
-
-
-
—
—
—
—
—
—
-
-
-
-
-
—
—
—
—
—
—
-
-
-
-
-
—
—
—
—
—
—
-
-
-
-
-
—
—
—
—
—
—
-
-
-
-
-
-
—
—
—
-
—
-
-
-
-
-
—
—
—
—
—
—
-
-
-
-
—
—
—
—
—
—
—
-
-
—
—
—
—
—
—
—
—
—
-
—
-
—
—
—
—
—
—
—
—
-
—
—
-
—
-
-
-
-
-
—
50 мм.
тировочно составляет 1...7 м/с, решеток АДН, АДР — 1...4 м/с. Скорость выпус-
тиками воздухораспределителя.
*ж.с =
0,0625/, Л -^8,694/?°“
-=
(1+Д
(9.21)
где Н = Н/с1п (¿н— диаметр широкой_части подуконуса, м; Н —
высота воздухораспределителя, м); Ас! = (¿к -с!н)/Н — относи­
тельная конусность распределителя.
231

Основные параметры прямоугольных воздухораспределителей
диффузорного типа АПН, АПР
Таблица 9/7
Потолочные диффузоры прямоугольного
сечения
Масса, кг
АхВ, мм
м2
К.с, м2
АПН
АПР
225x225
0,004
0,003
0,4
0,5
300x300
0,019
0,015
0,73
0,98
375x375
0,045
0,028
1,115
1,59
450x450
0,083
0,041
0,65
2,37
525x525
0,132
0,061
0,228
3,26
600x600
0,192
0,086
0,295
4,33
675x675
0,263
0,106
3,77
5,55
750x750
0,346
0,138
4,64
6,88
825x825
0,44
0,173
5,54
8,40
900x900
0,545
0,213
6,58
9,99
975x975
0,661
0,256
7,68
11,70
1 050x1 050
0,789
0,304
8,85
13,56
Таблица 9.8
Технические характеристики воздухораспределителей ВПРВ
Обозна­
чение
воздухо­
распреде­
лителя
Диаметр
присое­
динитель­
ного пат­
рубка ¿о,
мм
Рекомен­
дуемая
скорость
воздуха
И'о, м/с
Скорост­
ной
коэффи­
циент т
Темпера­
турный
коэффи­
циент п
Коэффи­
циент
местного
сопротив­
ления £
Размеры,
мм
ВПРВ-1
500
—
—
—
—
860x390
ВПРВ-2
630
—
—
—
—
900x450
ВПРВ-3 1000
4... 12
2...6
1,9...5,8 2...2 ,8 650x390
ВПРВ-4
630
—
—
—
—
900x545
ВПРВ-5
800
—
—
—
—
900x545
Коэффициент сопротивления воздухораспределителя ППВ
5=
~ 0 ,022Н^).
(9.22)
232

4АПН
4АПН
А-140/В-140
А-144/В-144
А-159/В-159
Т777777А^ ¿ Г ¿Г
и!—Ьш
______
А/В
оо
Система обозначений:
АПН, АПР —тип изделия; А —длина; В —высота
Рис. 9.6. Воздухораспределитель диффузорного прямоугольного типа АПН,
АПР
Воздухораспределители типа ВВ конструкции
«Экоюрус-венто». Общий вид воздухораспределителя ВВ и
его схема представлены соответственно на рис. 9.9 и рис. 9 .10.
Область применения этих распределителей аналогична ППВ.
Технические характеристики распределителей ВВ приведены в
табл. 9 .10.
В системах центрального воздухоснабжения с забором наруж­
ного воздуха используются воздухораспределители. Приточный
воздух подается на 1...2 °С ниже температуры воздуха в помеще­
нии. Воздухораспределители имеют встроенные фильтрующие эле­
менты. Технические характеристики безвихревых воздухораспре­
делителей БВВ приведены в табл. 9.11 . При заборе наружного воз­
духа применяются воздухораспределители типа АРН (рис. 9 .11).
Оптимальная высота установки воздухораспределителя 2 м при
вытеснении вредностей из зоны дыхания рабочих или непосред­
ственно над зоной проведения технологического процесса.
Далее приведены примеры расчета различных схем воздухорас-
пределения.
Пример
9.3.Помещение с габаритными размерами А хН=
= 12x12x8 м (У=1152 м3) имееттеплонапряженность внутренне­
го объема ц = 7,3 Вт/м3(теплоизбытки (?изб= 8410 Вт). Приточный
233

а - ВПК.2;б- ВПКЗ
воздух подается в рабочую зону с высоты А„ = 3,5 м и достигает
центра помещения. Допустимая подвижность воздуха в рабочей
зоне иде* = 0,5 м/с (рис. 9.12). Предположим, что рабочие места
располагаются в зоне действия струи, т.е . допустимое значение
Д/, = 2 °С. Так как приточный воздух подается в рабочую зону, а
вытяжной — удаляется из рабочей зоны, т.е. приточный воздух
ассимилирует в этой зоне все теплоизбытки, то можно применять
коэффициент неравномерности распределения теплоты.
Исходные данные. Примем в качестве воздухораспределите­
ля регулируемые решетки РР с габаритными размерами ахЬ =
= 200x200 мм:
х = 18/2)2+(3,5 -2)2= ^б2+1,52 =6,2 м;
у»х=2н£|3ах=2•0,5 =1м/с;А(х=2°С;т =4,5;п=3,2;
2аЬ
а+Ь
2 0,2 0,2
0,2 + 0,2
=0,2м;/= аЬ=0,04м2.
234

Таблица 9.9
Основные характеристики! воздухораспределителей ВПК
Обозна­
чение
4>,
мм /V* м2 И'о, М/С К, 103м3/ч
т
п
Длина
участ­
ка, м
ВПК1-1 500 0,196 4... 12 2 ,82...8 ,45 0,5 1,0 1,5 ...1,8 7,7
ВПК1-2 630 0,31 — 4 ,46... 13,4
—
—
—
13
ВПК1-3 630 0,31 — 4 ,46... 13,4
—
—
—
15,4
ВПК1-4 710 0,396 — 5,68... 17
—
—
—
18,1
ВПК.1-5 710 0,396 — 5,68... 17
—
—
—
20,6
ВПК1-6 800 0,5
—
7,2 ...21 ,6
—
—
—
23,3
ВПК.1-7 800 0,5
7,2 ...21 ,6
—
—
—
25
ВПК2-1 1000 0,785 — 11,2 ...33,6 0,5 1,0 1,8 ...2 ,2 7,8
ВПК2-2 I 000 0,785 — 11,2...33,6
—
—
—
10,3
ВПК2-3 1250 1,22 4... 12 17,6 ...52,7
—
—
—
15,8
ВПК2-4 1400 1,56
—
22...66
—
—
—
18,6
ВПК2-5 1400 1,56
—
22...66
—
—
—
21,1
ВПК2-6 1 600 2,0
—
28,8... 86,4
—
—
—
24
ВПК2-7 1 600 2,0
—
28,8... 86,4
—
—
—
26,5
ВПКЗ-1 1000 0,785 — 11,2 ...33,6
—
—
—
5,4
ВПКЗ-2 1250 1,22
—
17,6 ...52,7
—
—
—
8,4
ВПКЗ-З 1400 1,58 —
22...66
—
—
—
11,2
ВПКЗ-4 1600 2,0 4... 12 28,8... 86,4 0,5 1,0 1,8... 1,9 14,1
Рис. 9.8. Схема установки воздухораспределителя ППВ:
/ — присоединительный патрубок; 2 — перфорированный
усеченный полуконус; 3 — воздухонепроницаемый ци­
линдр; 4 — плоская стенка распределителя

ю
и>
Технические характеристики воздухораспределителей типа ВВ
Таблица 9.10
Тип воздухораспределителя
ПоКДЗ<1NoЛЬ
ВВ1-160
ВВ1-200
ВВ1-315
ВВ2-160 ВВ2-200
ВВ2-315
ВВЗ-160
ВВЗ-200
ВВЗ-315
Расход воз­
духа, м3/ч
430... 860 880... 1360 1700... 3 400 430... 860 880... 1 360 1700... 3 400 430... 860 880... 1360 1700... 3 400
Коэффи-
0,5
1,0
1,0
циент т
Коэффи­
2,5
2,5
2,5
циент мест­
ного сопро­
тивления £
Площадь
0,152
0,256
0,52
0,116
0,188
0,392
0,1
0,16
0,28
живого сече-
НИЯ ¿Vс
Габаритные
размеры, мм
</
160
200
315
160
200
315
160
200
315
В
200
250
400
350
450
700
350
450
700
Н
650
850
1050
650
850
1050
650
850
1050
к
600
800
1000
600
800
1000
600
800
1000
П р и м е ч а н и е . Коэффициент местного сопротивления отнесен к динамическому давлению в подводящем патрубке.

Таблица 9.11
Технические характеристики воздухораспределителя БВВ
Показатели
Тип воздухораспределителя
БВВ-1Т БВВ-1Э БВВ-2Т БВВ-2Э
Расход воздуха, м3/ч
1 600...2 000
2 000...2 500
Степень очистки, %
90...95 99,95 90...95 99,95
Гидравлическое сопро­
тивление, Па
100
200
—
Уровень шума, дБА
—
65
Потребляемая мощность, кВт
—
0,5
Решение.
l/wQ= md3/x = 4,5 0,2/6,2 = 0,145; w0 = 1/0,145 = 6,9 м/с;
А/РТ/Д/0=ndjx =3,2 -0,2/6,2 =0,1; Д/0= 2/0,1
= 20°С;V¡=
= 3600Fowo = 3600 0,04-6 ,9 = 993,6 м3/ч; Q, = 0,28рсК,ДГо =
= 0,28 1,2 -1,005•993,6 •20 = 6,7 103Вт.
Таким образом, воздухораспределителей требуется не менее
Кр _ 8,41 103
V, 6,7 103
1,26.
Принимаем к установке две решетки РР 200x200 мм.
Каждая струя в рабочей зоне —
у = 2х\%20°30' = 26,2 •0,22 = 2,73 м.
Следовательно, 2,73 •2 = 5,46 м — рабочая зона будет полно­
стью охватываться приточными струями.
D
Рис. 9.9. Общий вид воздухораспределителя ВВ:
ВВ1 — самостоятельно установленный распределитель; ВВ2 — пристенный рас­
пределитель; ВВЗ — угловой распределитель
237

В —высота
оо
тГ
+
т
1
к
А+48
а
Рис. 9.11. Конструктивные размеры (а), аэро­
динамические и акустические характеристи­
ки (б ) наружных решеток типа АРН
Рис. 9.12. Схема организации
воздухообмена «сверху вверх»
238

Рис. 9.13. Воздухораспределение «сверху вверх» с учетом циркуляцион­
ных токов
Пример 9.4 . Рассматривается помещение с габаритными раз­
мерами АхВ хН= 18x18x8 м, объемом У„ = 2590 м3, с окнами
размерами ях6=1 ,5х1,5 м и простенками 0,3 м (8 окон), распо­
ложенными по стороне 18 м и ориентированными на восток. Име­
ется тепловыделяющее оборудование, создающее тепловой по­
ток внутреннего объема я = 20 Вт/м3. Оборудование, выделяю­
щее теплоту, занимает 20 % площади пола. Над зданием имеется
проветриваемый чердак. Приточный воздух решено подавать на
уровне 3,5 м через воздухораспределитель ВСП. Струи направле­
ны в сторону рабочей зоны и достигают центра выделенного
модуля (рис. 9 .13). В теплый период года нормируемая температу­
ра воздуха в помещении 28 °С, неравномерность температуры в
рабочей зоне допускается Д/TMах = 2 °С (см. табл. 9 .3), подвижность
воздуха у?х= 0,7 м/с. Город расположен на 44° с. ш.
Исходные данные. Примем воздухораспределители ВСП-1 (ё =
= 0,5 м, производительностью 3 600... 10 800 м3/ч).
х=
(3,5 —2)2=9,12м;wx=2wp3=2 •0,7 =1,4м/с;
Atx=2°С;т=5,7;п=3,8.
Решение. Теплопоступления от оборудования
(Зоб=qVm= 20•2590=51,8 •103Вт.
Теплопоступления от солнечной радиации
(2с.рад = 0 ,9(q„ + <7Р) F0= 0,9(438 + 112)1,52-8 = 8 910 Вт;
<2изб= <2об+ 0с.рад = 51,8 -103+ 8,91 103= 60,7 103 Вт.
239

Температура приточного воздуха для рассматриваемых условий
должна быть:
Д4=Мг
=2-
9,12
ё0п 0,5 •3,8
=9,6°С;/‘о=28-9,6 =18,4°С.
Определим расход воздуха через один воздухораспределитель:
х
912
и>0=у/х—— = 1,4—
—
= 4,5 м/с;
тс1п
5,70,5
к =3бООи'о^
= 3600-4,5?0,52=3180м3/ч .
4
4
Минимальный расход приточного воздуха, подаваемый этими
воздухораспределителями, составляет 3 600 м3/ч.
Принимаем т у = 0,5 (см. подразд. 9 .1). Рассчитаем требуемый
воздухообмен:
У _ 3,60из6ту _ 3,6 -60,7 103•0,5
ПР" (/н-/ор) =
9,6
= 11,38 103м3/ч.
Следовательно, следует установить воздухораспределитель
ВСП-1 диаметром 0,5 м в количестве не менее
11,38 -103
к
3,6 103
3,16.
Примем к установке четыре воздухораспределителя.
Температура воздуха, удаляемая из верхней зоны помещения:
Оизб(1-яу)_23
60,7 103(1-0 ,5)
вз
н
0 ,28ср Упр
0,28 1,2 1,005 11,38 103
35,9 °С .
Пример 9.5 . Помещение с габаритными размерами 18х2х18х
х8 м, объемом Уп = 5 184 м3 имеет теплонапряженность внутрен­
него объема д = 22 Вт/м3(теплоизбытки (?из6 = 114000 Вт). Техно­
логическое оборудование снабжено местными отсосами с расхо­
дом воздуха Кмо= 10000 м3/ч. Приточный воздух Подается с высо­
ты А0 = 3,5 м, дальнобойность струи должна быть не менее 3 м.
Вытяжка осуществляется из верхней зоны (рис. 9 .14). Допустимая
неравномерность температуры в рабочей зоне А/ж= 2 °С, подвиж­
ность воздуха 0,4 м/с, температура рабочей зоны 26 "С, темпера­
тура воздуха в верхней зоне помещения 30 °С. Плотность располо­
жения оборудования в цехе 0,3 (т у= 0,65). Здание имеет провет­
риваемый чердак.
240

Рис. 9.14. Организация воздухообмена «сверху вверх» при местной вы­
тяжной вентиляции из рабочей зоны
Исходные данные. Примем к установке воздухораспределители
типа ПРМ-4 , диаметром ё0 = 1120 мм (5000...20000 м3/ч).
х =7(36/12)2+(3,5 -2)2=3,35м; *х=
= 2•0,4 =0,8м/с;
Д/Хтах=6“С;т=0,4;п=0,35.
Реш ение . Температура приточного воздуха для рассматрива­
емых условий должна быть
V=/р.з -Д/,=26-6=20°С.
Расход приточного воздуха
у_у
3, ббизб/Я^ Ср Рм.о (^в.з
)
*пр —*м.о “*
77"\
ф('н -/р.з)
= 10000+
3,6 •114 048 •0,64 -1 ,2 •1,005 •10 000(30 - 20)
1,2 -1 ,005(26-20)
= 29,65 1О3м3/ч.
Примем к установке воздухораспределитель типа ПРМ-4 ( У„ =
= 5000 м3/ч), Я = Кпр/К, = 29,65 -103/(5 10)3= 5,9. Следовательно
необходимо установить шесть воздухораспределителей.
В верхнюю зону помещения выделяется 39917 Вт теплоты.
Расход воздуха, поступающего в верхнюю зону,
К.3= Кр - К.о = 29,65 •103- 104=19,65 •103м3/ч.
241

Рис. 9.15. Схема организации воздухообмена «снизу вверх» при наличии
местной вытяжной вентиляции из рабочей зоны и приточной вентиля­
ции в рабочую зону
Количество теплоты, поступающей в верхнюю зону помеще­
ния,
0ВЗ = 0,28рсКвз(/вз - /рз) = 0 ,28-1 ,2 -1 ,005 19,65 103(30 - 20) =
= 66 103Вт.
Пример 9.6 . В рабочей зоне размещено оборудование, имеющее
суммарное тепловыделение 0 изб = 80 000 Вт. Оборудование имеет
местные отсосы с коэффициентом эффективности по теплоте
(р= 0,7. Местными отсосами удаляется Ум0= 7500 м3/ч загрязнен­
ного воздуха. С учетом местных отсосов в цех выделяется следу­
ющее количество теплоты £)м0 = 80000(1 - 0,7) = 24000 Вт. От
вспомогательного оборудования выделяется еще
= 12000 Вт
теплоты, в основном в верхнюю зону (рис. 9 .15). Выберем воздухо­
распределитель типа ВВ, который располагается в рабочей зоне,
его производительность V, = 430...3400 м3/ч, коэффициенты т =
= 1 и п = 1. На- расстоянии х = 0,5 м от распределителя должны
обеспечиваться нормированные параметры воздушной среды. Тем­
пература в рабочей зоне помещения /р3= 27 °С, подвижность воз­
духа юР'3 = 0,5 м/с.
Исходные данные:
(?изб=80000Вт; ()р3=24000Вт; н>х= 2и>рз= 2 •0,5 =1м/с;
Д> = 0,315 м;
=2°С;т=0,4;п=0,35;
ту=
_
а,_
24000=од
0„Л 80 000
Решение.
X,0,5
.
.
и'о = у»х —¡г = 1Г7ГТ77 = !>59м/с;
тИ0 1-0,315
242

Д'п = А/,
«А,
=2-
0,5
10,315
/0=/».з - Д4=27 -3,17 =
'3 ,17 *С;
23,8 “С;
К, = 3 600м*,
= 3600-1 ,59^0,3152= 445,8 м3/ч.
Данный тип воздухораспределителя может обеспечить V, от
430 до 3 400 м3/ч, т.е . допустимая скорость воздуха в рабочей зоне
будет обеспечена.
Расход приточного воздуха должен быть
у_у
^[З^Сизб срКмо(/р.3 Гпр)]_ 7
*пр 'М
.О _Г
7~
"\
—/,и•Ю т
(^р.З ~
~ ^пр)
0,3[3,6 -80 -103-1 ,2 -1 ,005 -7,5 103(27 - 23,8)] _
,в|ЛЗ3/
+
1,2 1 ,005(27-23,8)
’
М/Ч>
Определим необходимое число воздухораспределителей
Кпр 27,75 103
К
445,8
Принимаем к установке 17 воздухораспределителей типа
ВВЗ-315.
Эти воздухораспределители ассимилируют следующее количе­
ство теплоты:
0пР = 0 ,28рс Удк (/„ —/пр) =
= 0,28 •1,2 •1,005•445,8 •63(27- 23,8) = 30,2 •103 Вт.
В рабочую зону цеха подается Урз=У0к = 445,8 •63 = 28 • 103м3/ч.
Из них 7500 м3/ч удаляется из рабочей зоны через местные отсо­
сы, и, следовательно, 20,6 •103м3/ч необходимо удалить через верх­
нюю зону.
Контрольные вопросы
1. Определите воздухообмен в помещении при отсутствии систем ме­
стной вентиляции и равномерном распределении теплоизбытков по его
объему.
2. Представьте уравнение для расчета коэффициента воздухообмена
при наличии общеобменной и местной систем вентиляции.
243

3. Зависит ли и как коэффициент воздухообмена от плотности распо­
ложения нагретого оборудования по площади помещения?
4. Как определить расчетный воздухообмен в помещении при нали­
чии выделений явной теплоты и влаги?
5. Как определить расчетный воздухообмен в помещении при нали­
чии выделений вредных паров и газов?
6. Как определить дальнобойность вертикальной нагретой струи, по­
данной «сверху вниз»?
7. Укажите связь между нормируемой скоростью и температурой в
рабочей зоне и максимальной в приточной струе.
8. Представьте схемы конструкций воздухораспределителей при пода­
че приточного воздуха по схеме «сверху вниз». Дайте их относительные
характеристики.
9. Представьте схемы конструкций воздухораспределителей при пода­
че приточного воздуха по схеме «снизу вверх». Дайте их относительные
характеристики.

ВЕНТИЛЯЦИОННЫЕ СЕТИ
ГЛАВА 10
10.1 . Проектирование вентиляционных сетей
Вентиляционные сети рассчитываются начиная с наиболее
нагруженного или удаленного от вентилятора участка. Вентиляци­
онная сеть разбивается на участки таким образом, чтобы расход
воздуха на участке не изменялся.
На участке потери давления определяются по уравнению Бер­
нулли:
гдер„ — статическое давление в воздуховоде, Па; 0,бри»2—дина­
мическое давление, Па; Ар — потери давления, Па.
Формулы для определения коэффициентов местных сопротивле-
рст + 0,бри»2 + Ар = СОПвГ,
(10.1)
ний.
Отводы прямоугольного сечения:
• центральный угол 90° —
9 = 0 ,2б(6/А)°’25 1,07/
2■
2^2-+1
О
(Ю .2)
7
• центральный угол 45° —
? = 0 ,177 (Ь/И)0'25 1,07 /------ - ---------
(10.3)
Тройники круглого сечения:
0,5 </„<!; 0,1</о <0,65;
245

режим всасывания (слияние потоков) —
?п—
7'2
[(1-7Г)+0,5Ко+0,05]>
и + [ ^ - 1УоА/(7п+7о)К,
£о—
' 7 ? О,IV0+3,5 7,
/о
1
/п +-/о
К,2 -0 ,5
/о
режим нагнетания (разделение потока) —
=0,9/п2-0,25+0,19'1 -0
(0,6 -1 ,7/п)
(7
7 ^ |+0,45
1-К
/п
7п
=
/4] -1,25
О
/4)+1,03-0,083
*0]
/о
Тройники прямоугольного сечения:
0,5<7п^1; 0,1 <7) ^0,8;
• режим всасывания (слияние потоков) —
?о=
/о;
(-0,5)'О +4,1
'О
к/° ,
<7°,
О (7п+7о)’21-
0,15
к14
1/о У
режим нагнетания (разделение потока) —
; (Ю.4)
(Ю.5)
; (Ю.6)
246

?П =0 .45
7л2
Лп
1-К „
+(0,6 -1 ,7/п)
( /*Уп
1-К .
-
(0,25-0 ,9/п2)+0,19
<;„=0,74-0,033
1-К0ч
/п
(Ю-7)
^-1 -1,24(л)
+ (То)
(Л)
[к) {К)
Тройники прямоугольного сечения с врезкой перехода на м а г и с т ­
рали в заглушку:
/„<0,5; /о >0,5;
• режим всасывания (слияние потоков) —
\2
/п
2,5
у
,'~ у0
-11 К0(1-/П)
-1,3
+5
-и
к2
У0у
<1° у
; (Ю.8)
=ш
13,5(лл
-
4,7К0+
/
13,1-3,1(л '
|ко- 7,1 ;
1к° 7
У0у
1
У°у
• режим нагнетания (разделения потока) —
= 0 ,81-2 ,66/п+3,52/п +(0,02- 0,83/п)х
/п
1-К ,
(0,65 -0 ,3/п) /п
1-К ,
; (Ю.9)
(10.10)
о, =0,74-0,033
- 1,24(Л)
(
+ 1,08
У0>
{К}
V
4|
(10.11)
Диафрагм ы воздуховодов круглого и прямоугольного сечений (при
11е > 105):
<;д = 1+ 0,707.1
-
-^а. -
VГР
7
у?;
(10.12)
247

где Т7, — площадь отверстия диафрагмы; Т7— площадь сечения
воздуховода.
Тройники с ответвлениями круглого сечения о т магистрали пря­
моугольного сечения:
0,5</п< 1;0,05</0<0,5;
У’—
{ —Ли.-
V—
.
I/_К>
п у»>Уо у*5
у9*°
у9
(10.13)
где /о, /п, & — соответственно площади прохода, ответвления и
ствола тройника; У0, Ус — расходы воздуха в ответвлении и ство­
ле тройника;
• режим всасывания (слияние потоков) —
[(1-/„2)+0,5Го+0,05]х
^ --1^о->/(7о+7о)К,;
(10.14)
?0=[2,9К0-2 ,Ж02+К03-1 ,5]^
\2
(10.15)
где £п,
—
коэффициенты сопротивления прохода и ответвления
тройника, отнесенные соответственно к динамическому давле­
нию в проходе и ответвлении;
• режим нагнетания (разделение потока) —
= [(0,19+0,43/п)-(0,665 -2 ,685/п+3,45/П2)КП+
+(2,66 - 9 ,76/п + 8,2/п2)Кп2+
+(7,637п -5 ,437„2 -2 ,25)Йп3] ^ - | ;
(10.16)
(\7
= [1 - 0,58Ко + 0,54Ко2+ 0,025Ко3] 1-
V/0 )
(10.17)
Тройники с ответвлениями прямоугольного сечения от магистра­
ли круглого сечения:
248

(-
^2•
1
• режим всасывания (слияние потоков) —
9п=
[(1-7л) +0,5Ко+0,05]:
1,7+^-1уо-^ тщ
Чо=[2,9У0- 2,\Уо +У<>~1»5]
режим нагнетания (разделения потока)
ЧК0 ,
?п=[о,6+(0,6 -1 ,7/п)Уа-(0,25-0 ,9/п )К2+0,19КП3][1-
= [1-0,42Ко+0,81^-0 ,06^]^
(10.18)
(10.19)
; (10.20)
(10.21)
Тройники с ответвлениями круглого сечения о т магистрали пря­
моугольного сечения и проходом круглого сечения:
• режим всасывания (слияние потоков) —
742
Jп
1-К
[1,2(1-/п2)+0,5К)+0,05]х
(10.22)
(10.23)
?о=[2,9К0-2,1К02+К03-1 ,5] -
V
• режим нагнетания (разделение потока) —
;п=[о,53+(0,6 -1 ,7/п)Кп-(0,25-0 ,9/п2)Кп2+0,19КП3]^ ^ ; (10.24)
&>=[!-0,58К0+0,54К2+0,025Ко3] —
( Ю.25)
249

Тройники с ответвлениями прямоугольного сечения о т магистра
ли прямоугольного сечения и проходом круглого сечения:
• режим всасывания (слияние потоков) —
?п=
+ 0,5Ко +0,05
х 1,7+
1
2/о
Уо~ри+/о)уо ;
X
(10.26)
?0 '/оТ (-0,5)
у/о у
+ 4,1
7 ч1-25
/п
у/о у
хК1'5(Уп+Уо)-21 -
0,15
/
режим нагнетания (разделение потока) —
=[о,45 +(0,6 -1 ,7/п)Кп-
- (0,25-0 ,9/п2)Кп2+0,19Кп3]Ш ;
(10.27)
(10.28)
*,= [1-1 ,24^ +0,74Го2-0,033Ко3]
V
(10.29)
Тройники с ответвлениями круглого сечения о т магистрали круг­
лого сечения и проходом прямоугольного сечения:
• режим всасывания (слияние потоков) —
9п=
7
/п
1-К
)[(1-/„) +0,5Ко+0,05]х
х
(10.30)
250

(10.31)
?о“
а^г
0,2Ко + 3,5
7V
/п
Ч/оу/п+Уо
К,2 -0 ,5
,/оу
<;0 = [1 - 1 ,25У0 + 1,03Го2 -0,083К>3]
1л2
Vй/
режим нагнетания (разделение потока) —
<;п =[0,48 +(0,6 -1 ,7/п)Рп-
- (0,25-0 ,9/п2)Кп2+0,19Кп3]Г-^1;
(10.32)
(10.33)
Тройники с ответвлениями прямоугольного сечения о т магистра­
ли круглого сечения и проходом прямоугольного сечения:
• режим всасывания (слияние потоков) —
I [(1-У'„2)+0,5Ко +0,05]х
1-К
1,5 +
_1
2/0
(10.34)
<;о=[2,9К0-2,1Ко2+^ - 1)5]^
режим нагнетания (разделение потока) —
^п =[0,65 +(0,6 -1 ,7/п)Кп -
- (0,25-0 ,9/п2)Кп2+0,19^3] ^ | ;
= [1-0 ,42Го+0,81Го2-0,06Ко3](1
1К° .
(10.35)
(10.36)
(10.37)
Коэффициенты сопротивления штанообразных тройников оп­
ределяются так же, как коэффициенты сопротивления ответвле­
251

ния прямых тройников. Коэффициент сопротивления крестовины
определяется по прямому тройнику.
Расчет сети воздуховодов
Перед началом расчета воздуховодов составляем схему ее вен­
тиляционной сети (рис. 10.1). Воздуховоды прокладываются наи­
кратчайшим путем от места удаления воздуха или места подачи
воздуха до вентиляционной установки и далее до места забора
приточного или выброса вытяжного воздуха. Затем аксонометри­
ческую систему разбивают на расчетные участки. Участком счита­
ется часть сети, в которой остается неизменным расход. На схеме
обозначаются все точки, в которых имеются ответвления. Расчет
сети начинается с выбора магистрали (наиболее нагруженный или
протяженный участок сети).
Расчетными данными для элемента сети являются: расход V,
м3/ч; длина /, м; температура перемещаемого воздуха /пр, "С; ма­
териал стенок воздуховода
мм; диаметр ё, м; скорость и>, м/с;
плотность р, кг/м3; кинематическая вязкость воздуха V, м2/с; по­
правочные коэффициенты на трение и на местные сопротивле­
ния — А^р, Кмс~
, поправочный коэффициент шероховатости, учи­
тывающий материал стенок воздуховода и скорость, Сш; число
Рейнольдса Яе; гидравлический коэффициент трения А,; динами­
ческое давление р„, Па; удельные потери давления на трение А,
Па/м; сумма коэффициентов местных сопротивлений
потери
давления на трение Ар^,, Па; потери давления на местные сопро­
тивления ДДм.с, Па; суммарные потери участка Ару,, Па.
1. Определяем необходимый прирост скорости на участке:
Ди>= (и>п- щ)/п,
где ^п, »V, — допустимые максимальная (на выходе из вентилято­
ра) и минимальная скорости (на самом дальнем участке) движе­
ния воздуха в сети, м/с, (н', = и>,_2; и*,, = и^н-,.); п — число участков
в сети.
2. Определяем поперечное сечение участков воздуховодов:
Ру, = У/(3600^),
где V — расход воздуха, м3/ч:
• для участка 1—2 =>
• для участка 2—3 => и>уч = и>|_2 + Дн» = и>2_3 и так далее, для
участка 9 — 10 =>
= уу8_9+Дуг= и^ю-
3. Определяем тип воздуховода (круглый, прямоугольный или
квадратный).
4. Для круглого воздуховода расчетный диаметр определяем по
следующей формуле: ёу, = (4/’уч/я)0,5.
252

19
17
15
to
Oí
U)

5. Принимаем по табл. 10.1 стандартный диаметр воздуховода,
наиболее близкий к расчетному. При приближении к вентилятору
поперечное сечение воздуховода должно либо сохраняться, либо
увеличиваться.
6. Для прямоугольного воздуховода со сторонами Л и Я по табл.
10.2 определив
подбираются ближайшие размеры поперечно­
го сечения.
7. Определяем эквивалентный диаметр для прямоугольных или
квадратных воздуховодов.
Таблица 10.1
Нормируемые размеры круглых воздуховодов из листовой стали
Диаметр
воздуховода
мм
Площадь
поперечного
сечения, м2
Периметр, мм
Площадь по­
верхности, м2
Толщина
стали, мм
100
0,0079
314
0,314
0,55
125
0,0123
393
0,393
0,55
160
0,0201
503
0,503
0,55
200
0,0314
628
0,628
0,55
250
0,0491
785
0,785
0,55
315
0,0779
990
0,99
0,55
355
0,099
1 115
1,115
0,7
400
0,1257
1 257
1,257
0,7
450
0,159
1414
1,414
0,7
500
0,1963
1571
1,571
0,7
560
0,2463
1759
1,759
0,7
630
0,3117
1979
1,979
0,7
710
0,3959
2231
2,231
0,7
800
0,5027
2513
2,513
0,7
900
0,6362
2 827
2,827
1
1000
0,7854
3 142
3,142
1
1 120
0,9852
3519
3,519
1
1 250
1,2272
3 927
3,927
1
1400
1,5394
4 398
4,398
1,2
1 600
2,0106
5 027
5,027
1,2
1 800
2,5447
5 655
5,655
1,4
2 000
3,1416
6 283
6,283
1,4
254

Таблица 10.2
Нормируемые размеры прямоугольных воздуховодов из листовой стали
Размеры
сторон, мм
Толщина
стенок, мм
Размеры
сторон, мм
Толщина
стенок мм
Размеры
сторон, мм
Толщина
стенок, мм
100x100
0,5
600x600
0,7
1 000x1 200
0,9
160x160
600x800
1000х 1600
160x250
600x1000
1000x2000
160x315
бООх 1 200
0,9
1 200x1 200
250x250
800x800
0,7
1200х 1200
250x315
800х 1000
2 500x2 500
250x400
0,7
800х 1 200
0,9
2 500x3 200
250x500
800х 1600
2 500x4 000
400x400
1000х 1000
3 200x3 200
400x500
1200х 1600
3 200x4 000
500x1 000
1200x 2000
—
—
400x600
0,7
1 200x2 500
0,9
—
—
400x800
1бООх 1600
—
—
500x500
1600x200
—
—
500x600
1 600x2 500
—
—
500x800
1 600x3200
—
—
8. ёуч = 2АВ/(А + В), для квадратного воздуховода эквивалент­
ный диаметр будет равен одной из сторон: А или В.
Для прямоугольного воздуховода со сторонами А и В, задав
одну сторону, например А, определяем другую В = /у,/Л или,
наоборот, задав В, определяем А = Гу,/В. Далее по табл. 10.2 опре­
деляем стандартное значение стороны А или В.
9. Определяем фактическую скорость на расчетном участке:
для круглого воздуховода и> = 17(3 600Г) = 417(3 600ти/2);
для прямоугольного воздуховода »V= 17(3 600/г) = 17(3 600АВ).
10. Определяем динамическое давление ра = 0,5руу2, Па, где р —
плотность воздуха, кг/м3, р = 353/(/ + 273,15).
11. Определяем число Рейнольдса Яе = мк1/V, где V— коэффи­
циент кинематической вязкости воздуха, м2/с.
12. Определяем гидравлический коэффициент трения:
X= 0,1 \(Кст/(1 + 68/Яе)0,5,
где Ас-
—
шероховатость стенок воздуховода, мм.
255

13. Определяем потери давления, Па/м, Я = Хра/<1й.
14. Далее определяем потери давления на трение
= Я1СшК тр.
15. Определяем сумму всех коэффициентов местного сопротив­
ления на участке
16. Определяем потери давления на местные сопротивления,
Па, Д/ус = 5>д*м.с
17. Определяем общие потери давления на участке Д/у, = Л/у, +
^Рм.С'
18. При невозможности увязки потерь давления по ответвлениям
воздуховодов в пределах 10 % следует устанавливать диафрагмы.
Диафрагмы воздуховодов круглого и прямоугольного сечений
рассчитываются по формуле
где Яа — площадь отверстия диафрагмы; Я — площадь сечения
воздуховода.
Для того чтобы правильно рассчитать сеть воздуховодов, тре­
буется увязать давления в тройнике, где происходит слияние или
разделение потока смеси. В результате образующееся давление в
тройнике считается увязанным в случаях, указанных в табл. 10.3.
Значения абсолютной шероховатости стенок воздуховода при­
ведены в табл. 10.4, поправочный коэффициент Сшна потери дав­
ления на трение дан в табл. 10.5.
Таблица 10.3
Увязка тройников сети
АРпр ^ ДаTM.
Л\
1 аРоп 100 <10%
Д/’пр J
Тройник увязан
АРпр —ААугв
(х ДАф)юо< 10%
^
4а>тв )
Тройник увязан
Даф ^ ДА*.
{1 ЛРпр1юо>10%
*^
ДА)ТВ J
На ответвлении требуется ста­
вить диафрагму
Д/’пр2 ДАт>
1 ЛА,р1юо>10%
^ ААзтв у
Принимаемый участок за про­
ход должен являться ответвле­
нием
256

Абсолютная эквивалентная шероховатость материалов
применяемых
для изготовления воздуховодов
Таблица 10.4
Материал
Кст, мм
Листовая сталь
0,1
Винипласт
0,1
Асбестоцементные плиты или трубы
0,11
Фанера
0,12
Шлакоалебастровые плиты
1
Шлакобетонные плиты
1,5
Кирпичная кладка (каналы в стене)
5
Кирпичная кладка, оштукатуренная цементным раствором
3
Кирпичная кладка, оштукатуренная по сетке
10
Таблица 10.5
Поправочные коэффициенты Сш на потери давления на трение,
учитывающие шероховатость стенок воздуховодов
Скорость воз-
духа
м/с
Шероховатость стенок
мм
0,01 0,2
0,5
2,0 5,0 10,0 15,0 20
Поправочный коэффициент Сш
0,3
0,996 1,005 1,019 1,082 1,183 1,306 1,407 1,488
0,4
0,994 1,006 1,025 1,105 1,228 1,375 1,486 1,576
0,5
0,993 1,008 1,031 1,127 1,267 1,443 1,552 1,650
0,6
0,991 1,009 1,036 1,147 1,303 1,481 1,611 1,715
0,7
0,990 1,011 1,042 1,166 1,336 1,525 1,663 1,772
0,8
0,988 1,012 1,047 1,184 1,366 1,566 1,710 1,824
0,9
0,987 1,014 1,052 1,200 1,394 1,603 1,753 1,871
1,0
0,986 1,015 1,057 1,216 1,420 1,637 1,792 1,915
1,5
0,979 1,022 1,081 1,285 1,528 1,778 1,953 2,090
2,0
0,972 1,028 1,101 1,341 1,613 1,886 2,075 2,223
2,5
0,966 1,034 1,12 1,388 1,682 1,973 2,173 2,328
3,0
0,960 1,039 1,138 1,429 1,740 2,045 2,254 2,418
3,5
0,954 1,044 1,151 1,464 1,790 2,108 2,324 2,493
4,0
0,949 1,049 1,165 1,495 1,834 2,162 2,385 2,559
4,5
0,943 1,053 1,178 1,523 1,873 2,210 2,439 2,669
5,0
0,938 1,057 1,189 1,549 1,908 2,253 2,487 2,758
6,0
0,928 1,065 1,21 1,592 1,968 2,326 2,599 2,832
7,0
0,919 1,071 1,228 1,629 2,018 2,388 2,638 2,895
8,0
0,910 1,077 1,243 1,661 2,061 2,440 2,696 2,949
9,0
0,902 1,083 1,257 1,688 2,098 2,485 2,746 2,949
10,0
0,894 1,088 1,270 1,712 2,130 2,524 2,790 2,996
257

Таблица 10.6
Скорости движения воздуха, допускаемые в воздуховодах, жалюзийных
решетках и клапанах приточных и вытяжных систем общего назначения
Элемент системы
И'в, М/С
Естественное движение воздуха
Воздуховоды горизонтальные:
приточные разводящие
вытяжные сборные
Не более 1,5
Не более 1,5
Жалюзийные решетки и клапаны:
приточные у пола
приточные у потолка
вытяжные
0,2...0,5
0,5... 1
0,5...!
Механическое побуждение
Воздуховоды в производственных зданиях:
магистральные
ответвления
До 12
До6
Воздуховоды в общественных и вспомогательных
зданиях:
магистральные
ответвления
До8
До5
Таблица 10.7
Поправочные коэффициенты
Кмх на потери давления, учитывающие
температуру перемещаемого воздуха
Температура
перемещае­
мого возлу-
ха /пр, "С
Поправочные
коэффициенты на потери
давления
Температура
перемещав-
мого возду-
ха /пр, 'С
Поправочные
коэффициенты на потери
давления
на тре­
ние А^ф
на местные соп­
ротивления Кмс
на тре­
ние Аф
на местные соп­
ротивления Амс
-30
1,15
1,2
60
0,91
0,88
-20
1,12
1,16
70
0,89
0,86
-10
1,09
1,11
80
0,87
0,83
0
1,05
1,07
90
0,85
0,81
10
1,02
1,03
100
0,83
0,79
20
1
1
125
0,8
0,74
30
0,98
0,97
150
0,77
0,7
40
0,95
0,94
175
0,74
0,66
50
0,93
0,91
200
0,7
0,62
258

Таблица 10.8
Габаритные размеры каналов из кирпича
Габаритные размеры
канала
Площадь
поперечно-
го сечения,
м2
Габаритные размеры
канала
Площадь
поперечно-
го сечения,
м2
кирпичи
ММ
кирпичи
ММ
'Лх'/г
140x140
0,02
172X3 400 x 790
0,32
У2Х1
140x270
0,038
2x2
530x530
0,28
1x1
270 x 270
0,073
2х2 '/2 530x650
0,35
1X172
270 x 400
0,111
2x3
530x790
0,42
1x2
270x530
0,143
2x4
530x1060
0,56
172X172 400 x 400
0,16
272х272 650x650
0,43
17ах2
400x530
0,21
272хЗ 650x790
0,52
Принятая скорость движения воздуха проверяется по данным
табл. 10.6.
Поправочные коэффициенты на потери давления в зависимо­
сти от температуры перемещаемого воздуха приведены в табл. 10.7.
Габаритные размеры каналов, выполненных из кирпича, при­
ведены в табл. 10.8.
Результаты расчета вентиляционной сети сводятся в табл. 10.9.
Таблица 10.9
Таблица расчета вентиляционной сети
No
участ­
ка
Расход
воздуха
V, м3/ч
Дли­
на
/,м
Прирост
скорости
на
участке
н^у»!, м/с
Поперечное
сечение
участков
воздуховодов
г1уч
Воздуховоды
круг-
лые
мм
прямоугольные пло-
щадь
/%м2
АхВ, мм ¿/э, ММ
—
—
—
—
—
—
—
—
—
Окончание табл. 10.9
Ско­
рость
возду­
ха
IV, м/с
Дина­
миче­
ское
давле­
ние
Рд, Па
Потери
давле­
ния на
Я,
Па/м
Потери
давле­
ния на
всем
участке
ДРтр,
Па
Сумма
коэффици­
ентов мест­
ных сопро­
тивлений
1с
Потери
давления
на мест­
ные со­
против­
ления
ДРмс Па
Давление в
сечении ма­
гистрали
при присо­
единении
ответвления
Д/?,, Па
Сумма
потерь
давле­
ния на
участке
Д/>уч’
Па
—
—
—
—
—
—
—
—
259

10.2 . Приточные вентиляционные камеры
После расчета, выбора и расположения в помещении воздухо­
распределителей необходимо проложить вентиляционную сеть,
рассчитать ее и подобрать приточную камеру. На рис. Ю.2 показана
возможная схема приточной камеры.
Воздух, который подается в помещение, обрабатывается в при­
точной камере (см. рис. 10.2). Камера состоит из следующих узлов:
П1.1
—
вентиляционный агрегат; П1.2
—
всасывающий переход­
ной гибкий патрубок из прорезиненной ткани; П1.3
—
нагнета­
тельный переходной патрубок из прорезиненной ткани; П1.4
—
секция обслуживания; П1.5
—
секция очистки приточного возду­
ха; П 1.6 — секция нагрева приточного воздуха. Кроме того, в при­
точной камере располагаются воздухозаборная воздушная решет­
ка и утепленный многостворчатый клапан. Для производственных
зданий вентиляционное оборудование должно удовлетворять тре­
бованиям взрыво- и пожаробезопасности, предъявляемым к про­
изводственным помещениям. Место расположения приточной ка­
меры выбирается в зависимости от распределения концентраций
вредных веществ на производственной площадке. Очевидно, что
предпочтение отдается месту с минимальными значениями кон­
центраций. Кроме того, места расположения приточных камер (их
Ф—Ф
260
Рис. 10.2. План приточной камеры

Рис. 10.3. Пример установки вентиляционного агрегата для воздушной
завесы:
/ —фундамент установки; 2 — вентилятор; 3 — гибкие вставки; 4 — воздухона­
греватели; 5 — воздуховод
может быть несколько) должны выбираться таким образом, чтобы
потери давления в приточных вентиляционных сетях были бы ми­
нимальными.
Для компенсации части теплопотерь в помещении устанавли­
ваются воздушные завесы, о которых говорилось ранее. Установка
вентиляционного агрегата для воздушной завесы показана на рис.
10.3. Если технологический процесс сопровождается выделением
тяжелых легко возгораемых материалов, то применяют вентиля­
ционные отопительные агрегаты (рис. 10.4).
Максимальная температура воздуха, подаваемая агрегатом в
помещение, не должна превышать:
• 70 °С при подаче воздуха на высоте более 3,5 м от пола;
• 45 °С при подаче воздуха на высоте менее 3,5 м и на рассто­
янии более 2 м от работающего.
В первом приближении, как показывает опыт, минимальное
расстояние между местом поступления воздуха и ближайшим вы­
бросом загрязненного должно быть не меньше 12 м по горизонта­
ли и 6 м по вертикали. Во избежание попадания в приточное от­
верстие твердых частиц заборное отверстие располагается на вы­
соте не менее 2 м от уровня земли. Приточные камеры иногда
располагают в специальных пристройках (энергокорпусе). Обычно
в энергокорпусе устанавливают также компрессоры, тепловой узел
261

615 шах
Рис. 10.4. Отопительно-вентиляционный агрегат
и т.д . Если высота помещения, где устанавливается приточная
камера, мала, то корпус вентилятора должен быть развернут (см.
подразд. 12.1). Принципиальная аксонометрическая схема прито­
чной системы вентиляции показана на рис. 10.5.
пп
0 630 А1К 151.000
Ь 10000^
0500
Крепление КР1
2345-11-ОВ.Н2
'А1К 151.000
+0.804
ПМШ-Н4
5.904-63
Р315Р
5.904-13'
+0.700 Ч
^пп </
¿2500 У TM
Ч
ПМШ-Н4
------5.904-63
ПП
.4
а А1К 151.000
хораспределитель ВР1
2345-11-ОВ.Н1
+3.700
Г~
Лист 7
Рис. 10.5. Аксонометрическая схема приточной системы вентиляции
262

Если приточная камера располагается в сравнительно невысо­
ком помещении, то для уменьшения аэродинамических потерь в
вентиляционной сети корпус вентилятора можно развернуть, на­
пример, на 90° или выбрать другой наиболее экономичный угол.
Высоту помещения для вентиляционного оборудования следует
принимать не менее чем на 0,8 м выше высоты оборудования, но
не менее 1,9 м от пола до низа конструкции перекрытий в местах
прохода обслуживающего персонала. Ширину прохода между вы­
ступающими частями оборудования, а также между оборудовани­
ем и стенами или колоннами следует принимать не менее 0,7 м.
Система автоматики приточной камеры предусматривает, что
при отключении электроэнергии или замене вентилятора, обяза­
тельно должен закрываться входной утепленный клапан.
10.3 . Вытяжные камеры
Для удаления загрязненного воздуха из помещения создаются
вытяжные системы, которые включают в себя вытяжные камеры.
Схема такой камеры изображена на рис. 10.6. В этой камере уста­
новлен пенно-щелевой промыватель. Загрязненный вытяжной воз­
дух через воздуховод 1 поступает в промыватель 3 и, последова­
тельно проходя через имеющиеся в нем щели, вспенивает воду и
очищается от загрязнений. Для того чтобы обеспечить последова­
тельное промывание, устройство устанавливается под уклоном на
подставке 2. Очищенный воздух выходит через вытяжную шахту 4.
Оборудования вытяжных вентиляционных систем монтируют:
• на технических этажах многоэтажных производственных об­
щественных зданий (см. рис. 10.6). При такой установке камер вен­
тиляционные агрегаты могут располагаться таким образом, чтобы
обеспечить наименьшие потери давления в сети. В определенной
степени расположение вытяжных камер в междуэтажных перекры­
тиях упрощает обслуживание этих камер;
Рис. 10.6. Вытяжная камера с установ­
кой газоочистки:
1—воздуховод; 2 —подставка; 3 —про­
мыватель; 4 — шахта
263

• кронштейнах и опорах, расположенных на стенах или колон­
нах как внутри корпуса, так и снаружи здания. На кронштейнах
допускается установка вентиляторов до No 8;
• уровне пола первого этажа снаружи здания. Такая установка
камер допускается, если влажность вытяжного воздуха низка, а
температура достаточно высока, например отсосы от печей;
• в подвалах зданий, когда технологическое оборудование сна­
бжено отсосами с нижним забором воздуха (например, гальвани­
ческие производства);
• на крышах производственных корпусов и общественных зда­
ний, например при установке крышных вентиляторов.
Вентиляционное оборудование, в котором предусмотрена об­
работка воздуха водой (форсуночные камеры, скрубберы, цикло-
264
Рис. 10.7. План и разрез приточно-вытяжной

ны-промыватели, пылеуловители и др.), должно устанавливаться
в утепленных камерах с температурой внутри камеры не ниже 5 °С.
Установка вентиляторов внутри помещений может увеличивать
уровень шума, а при установке вентиляторов снаружи здания при­
ходится применять меры влагозащиты. Показанная на рис. 10.6 схема
очистного устройства должна быть экономически обоснована. Если
расход и концентрация вредного вещества в вытяжном воздухе
относительно небольшие и путем рассеивания выбросов можно
достичь концентрации вещества на границе санитарно-защитной
зоны не больше максимально допустимых значений, то эти уста­
новки можно не устанавливать.
На рис. 10.7 показан ориентировочный план и разрез приточ­
но-вытяжной системы вентиляции. В эту систему включена при-
системы вентиляции
265

точная камера П1 и приточные воздуховоды, кроме того, приве­
дены местные вытяжные системы В1 и ВЗ, а также общеообмен-
ная вытяжка через дефлекторы BEI и ВЕ2, нагревательные при­
боры 9, местный отсос 10, приточные воздухораспределители в
рабочую зону на уровне 0,7 м. Удаление воздуха общеобменной
вентиляцией осуществляется через дефлектор BEI.
10.4 . Шумоглушение в вентиляционных сетях
Для снижения шума от вентиляционных установок применя­
ются, в основном, диссипативные глушители (трубчатые, сото­
вые, пластинчатые, камерные), т.е. глушители, внутренние по­
верхности которых облицованы звукопоглощающим материалом.
Подбор глушителей. Тип и размеры глушителей подбирают в
зависимости от требуемого снижения шума. В большинстве случа­
ев при подборе глушителей вентиляционных систем можно пользо­
ваться табличными данными акустической эффективности (табл.
10.10).
Для каждой октавной полосы частот расчетная длина глушите­
ля определяется по формуле
/Р= ДДР/Д £Г,
(10.38)
где ДДр — требуемое снижение шума глушителем, дБ; ДД — таб­
личное значение эффективности трубчатого глушителя, дБ, дли­
ной 1 м (см. табл. 10.10).
Длину следует принимать по наибольшему из рассчитанных
значений /рдля каждой октавной полосы частот.
Для ориентировочной оценки шумовой характеристики рабо­
чих мест принят уровень
¿А = 201ё О>А/Ро),
(10.39)
где рА— среднеквадратичное значение звукового давления с уче­
том коррекции А шумомера, Па; р0 — исходное значение звуко­
вого давления для воздуха, р0 = 2 ■10~5 Па.
Для оценки воздействия шумов на человека, находящегося в
зоне их действия, используют величину уровней звукового давле­
ния (УЗД). УЗД сопоставляются с нормативными характеристи­
кам допустимого шума ¿лоп, представленными в табл. 10.11. Эти
уровни шума используются для оценки расчетного (ожидаемого)
шума и выбора необходимой звукоизоляции.
Допустимые уровни шума для систем вентиляции и кондицио­
нирования воздуха принимают ниже уровней фактического шу­
мового фона помещения не более чем на 5 дБ.
266

Таблица 10.10
Эффективность трубчатых глушителей АЦ, дБ , применяемых в вентиляционных системах на 1 м длины
Поперечное сечение
Размеры, мм
3вукопоглощающий
Среднегеометрическая частота октавной полосы, Гц
глушителя
6
ь
наполнитель
63
125 250 500 1000 2000 4 000
Круглые (внутренний
115
—
Супертонкое стек-
5
8,5
21
26
36
33
33
диаметр с!) толщина
195
лянное или базаль­ 3,5
6,5
15
18
21
20
16
звукопоглощающего
285
товое волокно, ми­ 2,5
5,5
12
11,5
15
14,5 8,5
слоя 100 мм
375
нераловатные пли­ 1,5
4
10,5
10
13
12
8
440
ты
1
3,5
9
12
11
9
4
Квадратное, с1хс1, тол­
300
—
То же
2,5
6,5 11,6
18
18
14,5
10
щина звукопоглоща­
370
2
5
9
13,5
14
9
5,5
ющего слоя 100 мм
460
1,5
4
7
11
10
7,5
7,5
Прямоугольное, <1хЬ,
300
500
2
5
9
13,5
14
9
5,5
толщина звукопоглоща­
ющего слоя 100 мм
ю
Оч
<1

Таблица 10.11
о\
00
ю
Предельно допустимые уровни звукового давления и эквивалентные уровни звука для основных
наиболее типичных видов трудовой деятельности и рабочих мест
Вилы трудовой деятельности, рабочее место
Уровни звукового давления, дБ, в октавных полосах со
среднегеометрическими частотами, Гц
Эквивалентные
уровни звука,
31,5 63 125 250 500 1000 2000 4000 8000
дБА
1. Творческая деятельность, руководящая
работа с повышенными требованиями, на­
учная деятельность, конструирование и
проектирование, программирование, пре­
подавание и обучение, врачебная деятель­
ность. Рабочие места в помещении дирек­
ции, проектно-конструкторских бюро, рас­
четчиков, программистов вычислительных
машин, в лабораториях для теоретических
работ и обработки данных, приема боль­
ных в здравпунктах
867161544945424038
50
2. Высококвалифицированная работа, тре­
бующая сосредоточенности, администра­
тивно-управленческая деятельность, из­
мерительные и аналитические работы в л а­
боратории; рабочие места в помещениях
цехового управленческого аппарата, ра­
бочих комнатах конторских помещений,
лабораториях
937970685855525249
60

3. Работа, выполняемая с часто получае­
мыми указаниями и акустическими сигна­
лами; работа, требующая постоянного слу­
хового контроля; операторская работа по
точному графику с инструкцией; диспет­
черская работа. Рабочие места в помеще­
ниях диспетчерской службы и помещениях
наблюдения и дистанционного управления
с речевой связью по телефону; машино­
писные работы; на участках точной сборки,
телефонных и телеграфных станциях, в
залах обработки информации на вычисли­
тельных машинах
968374686360575554
65
4. Работа, требующая сосредоточенности;
работа с повышенными требованиями к
процессам наблюдения и дистанционного
управления производственными циклами.
Рабочие места за пультами в кабинах наблю­
дения и дистанционного управления без
речевой связи по телефону, в помещениях
с шумным оборудованием, помещениях с
шумными агрегатами
1039183777370686664
75
го
0440

Нормируемый шумовой характеристикой рабочих мест (СН 2.24/
2.1 .8 .562-96; СНиП 23-03 -2003) при постоянном шуме являются
УЗД, дБ, в основных октавных полосах со среднегеометрически­
ми частотами: 31,5; 63. 125, 250, 500, 1000, 2000, 4000, 8000 Гц.
Количественная оценка влияния уровня звука на трудовую де­
ятельность различных категорий тяжести выполняемых работ при­
ведена в табл. 10.12.
Требуемое снижение шума, создаваемого работой систем венти­
ляции и кондиционирования воздуха. Основными источниками шума
в рассматриваемых системах являются вентиляторы, воздухорегу­
лирующие устройства, шиберы, диафрагмы, дроссель-клапаны ,
фасонные части воздуховодов и воздухораспределительные уст­
ройства.
Требуемое снижение уровня шума от нескольких источников
должно быть таким, чтобы суммарные УЗД во всех октавных по­
лосах не превышал допустимых УЗД. Требуемое снижение октав­
ных УЗД в расчетной точке в помещении при наличии несколь­
ких источников шума, отличающихся друг от друга менее чем на
10 дБ, определяют для каждого источника отдельно по формуле
Д*п>/=£/- 4оп + 10Шщ,
(10.40)
где Д — рассчитанный октавный УЗД, создаваемый рассматрива­
емым источником шума в расчетной точке, дБ; Д,оп — допусти-
Таблица 10.12
Допустимые и эквивалентные уровни звука на рабочих местах
для трудовой деятельности разных категорий тяжести
и напряженности, дБА
Категория
напряженности
трудового
процесса
Категория тяжести трудового процесса
Легкая
физическая
нагрузка
Средняя
физическая
нагрузка
Тяжелый
труд
1степени
Тяжелый
труд
2 степени
Тяжелый
труд
3степени
Напряжен­
ность легкой
степени
80
80
75
75
75
Напряжен­
ность средней
степени
70
70
65
65
65
Напряженный
труд 1 степени
60
60
—
—
—
Напряженный
труд 2 степени
50
50
—
—
—
270

мый октавный УЗД для систем вентиляции, дБ; щ — общее число
источников шума, принимаемых в расчете.
Снижение шума должно проводиться в тех случаях, когда рас­
считанные (ожидаемые) октавные УЗД, создаваемые вентиляци­
онной установкой, превышают допустимый нормами уровень не
менее чем на 3 дБ, хотя бы в одной октавной полосе частот. При
определении АДр, для расчетных точек в помещении, к источни­
кам шума, принимаемым в расчет, относятся:
• число вентиляционных систем с механическим побужде­
нием, обслуживающих помещение (при расчете требуемого сни­
жения шума вентилятора — расчет центрального глушителя);
шум, создаваемый воздухорегулирующей арматурой, фасонны­
ми элементами вентиляционной сети, воздухораспределителя­
ми;
• число фасонных элементов воздухорегулирующей арматуры,
уровни шума которых в данной октавной полосе отличаются друг
от друга менее чем на 10 дБ (при расчете требуемого снижения
шума, создающего этим оборудованием), шум вентилятора и воз­
духораспределителей при этом не учитывается, но АЦр увеличи­
вается на 3 дБ.
В общем числе принимаемых в расчете источников шума не
учитываются:
• воздухорегулирующие устройства, установленные на магист­
ральных воздуховодах;
• источники шума, создающие в расчетной точке в рассматри­
ваемой полосе УЗД меньше, чем допустимые, на 10 дБ при их
числе не более3и на15дБ—при ихчислеболее10.
Требуемое снижение шума, создаваемого воздухораспредели­
телями, воздухорегулирующей аппаратурой и фасонными элемен­
тами, допускается рассчитывать только для октавных полос со
среднегеометрическими частотами 500 и 1000 Гц. Выбор типа и
конструкции шумоглушителя, необходимого для обеспечения сни­
жения шума, производится на основании акустического расчета
по каждой из восьми октавных полос со среднегеометрическими
частотами: 63, 125, 500, 1000, 2 000, 5000 Гц. Расчет производит­
ся с точностью до 0,5 дБ, окончательный результат округляется
до целого числа.
Последовательность акустического расчета:
• выявляют источники шума в вентиляционной системе и оп­
ределяют их шумовые характеристики — урони звуковой мощно­
сти (УЗМ);
• определяют допустимые уровни шума УЗД для обслуживае­
мых помещений в зависимости от их назначения;
• определяют ожидаемые УЗД в расчетных точках помещения с
учетом снижения УЗМ источника шума по пути его распростра­
нения в фасонных элементах вентиляционных систем;
271

• находят требуемое снижение УЗД в расчетных точках как раз­
ность между допустимыми и ожидаемыми (расчетными) УЗД для
каждой октавной полосы (см. табл. 10.12).
Акустический расчет октавных УЗМ вентилятора. Основным
источником шума являются: аэродинамический и механический.
Кроме этого следует учитывать структурный шум, передаваемый
вибрацией вентилятора на строительные конструкции. Снижение
шума вентилятора достигается установкой центрального глуши­
теля непосредственно около вентилятора на стороне всасывания
(для вытяжных систем) либо нагнетания (для приточных систем
и систем кондиционирования воздуха).
Шумовые характеристики вентиляторов при максимальных
значениях КПД приведены в табл. 10.13. У радиальных вентилято­
ров шум от нагнетательного патрубка обычно превышает шум от
всасывающего патрубка, тогда как для осевых вентиляторов шу­
мовые характеристики у этих патрубков одинаковы. Для вентиля­
торов с промежуточными диаметрами колес шумовые характери­
стики различны для разных диаметров.
Таблица 10.13
Критерии шумности L вентиляторов
Вентилятор
Значения критерия шумности
1, дБ
Диаметр ра­
Со стороны
Вокруг
Тип
Номер
бочего ко­ всасыва­ нагнетан­ венти­
леса, % DH ния
ия
лятора
ВЦ4-70 2,5; 3,15; 4; 5; 6,3; 8 90... 100
33
20
31,5
То же
10; 12,5; 16А
105
36
32
34
ВЦ4-76
8; 10; 12; 16; 20
100
30
27
28,5
ВЦ 14-46 2,5; 3,2; 4; 5; 6,3; 8
100
34
31
32,5
ВЦ6-28
5;8;10
100
40
32
36
Ц 10-28
2,5; 3,2; 4; 5; 6,3; 8
100
38
33
35,5
ЦП7-40
5; 6,3; 8
100
38
33
35,5
Ц4-84
—
100
23
28
—
ЦЗ-90
—
100
23
28
—
Осевые
06-300
5; 6,3; 8; 10; 12,5
100
32
32
32
Крышный
—
100
19
19
—
272

Шум от вентилятора распространяется по воздуховодам и по­
ступает в обслуживаемое помещение через приточные или вы­
тяжные распределители и стенки воздуховодов. Через стенки воз­
духовода передается аэродинамический шум (значительная доля
суммарного шума). В окружающее вентилятор пространство излу­
чается преимущественно механический шум и шум от привода.
Центральный глушитель желательно устанавливать ближе к вен­
тилятору. При подводе воздуха через плавный коллектор либо пря­
мой участок воздуховода длиной, равной ЗД,, расчет октавных
УЗМ проводят по уравнению
Д.01СТ=¿ +2018дв+1018/-+ 8 -ДД +ДД.
(10.41)
Если один из патрубков (приточный или вытяжной) открыт,
т. е. воздух поступает или удаляется из помещения непосредствен­
но через вентилятор (без воздуховода), УЗМ определяется
Д.окт = I +20\ёрв+10\ё£+6+АД-Д£3.
(10.42)
При распространении шума вентилятора через его кожух рас­
чет октавных УЗМ производится
£р.окт = £ +201ё/>в+101ё£+5-Д£,.
(10.43)
В формулах (10.41)...(10.43): £ — критерий шумности, прини­
маемый в зависимости от типа и номера вентилятора по табл. 10.13,
дБ; рв, £ — соответственно полное давление, Па, и объемный
расход, создаваемый вентилятором, м3/с; ДД — поправка, дБ,
Таблица 10.14
Значение поправки АД
Тип и номер
вентилятора
Число обо­
ротов колеса
вентилятора
л, об/мин
Поправка Д£,, дБ, при среднегеометрических
частотах октавных полос, Гц
63 125 250 500 1000 2000 4000 8000
ВЦ4-70
930...11206571314202531
No 2,5; 3,2; 4
1370...17006551014172227
2800...3360776611151623
ВЦ4-70
350...4504691216233038
No5;6,3;8;10; 450...600 5 5 8 11 15 20 27 34
12,5
635...8005471015182430
ВЦ4-76
850...1000655911162228
1015...1290654811151927
1200...1620765811151925
273

Окончание табл. 10.14
Тип и номер
вентилятора
Число обо­
ротов колеса
вентилятора
л, об/мин
Поправка Д/ц, дБ, при среднегеометрических
частотах октавных полос, Гц
63 125 250 500 1000 2000 4000 8000
ВЦ 14-46
720
865614182227
915...985976513172125
1360...1455108657141823
2815...2900121086571418
ВЦ6-28
600...7004691317212631
800...1400666913172126
1410...260096669131721
Ц 10-28
2810...29401241189101418
ЦП7-40
600...7004691317212631
800...400
666913172126
1410...260096669131721
КЦЗ-90
920...950754810162328
Осевые
06-300
700...140013885791523
1400...280018138857915
2810...285023181388579
Крышные
720...920766912162129
1370...150087869131723
учитывающая распределение УЗМ вентилятора по октавным по­
лосам частот (табл. 10.14); АЬ2— поправка, дБ, учитывающая аку­
стическое влияние присоединения вентилятора к воздуховоду (табл.
10.15);
АЦ— поправка, дБ, учитывающая разность потерь отраже­
ния звука от открытого всасывающего или нагнетательного пат­
рубка вентилятора при его свободном расположении в помещении
и его установке заподлицо с ограждением помещения (табл. 10.16).
Таблица 10.15
Значение поправки АЛ:
Диаметр (эквивалентный)
воздуховода или решетки, мм
Поправка М 2, дБ, при среднегеометрических
частотах октавных полос, Гц
63
125 250 500 I 000 2000
50
27
21
15
9
4
1
80
23
17
11
5
2
—
100
21
15
9
4
1
—
125
19
13
7
2
—
—
274

Окончание табл. 10.15
Диаметр (эквивалентный)
воздуховода или решетки, мм
Поправка AL2>дБ, при среднегеометрических
частотах октавных полос, Гц
63
125 250 500 1000 2 000
140
18
12
6
2
—
—
160
17
11
5
2
—
—
180
18
10
4
1
—
—
200
15
9
4
1
—
—
225
14
8
3
—
—
—
250
13
7
2
—
—
—
280
12
6
2
—
—
—
315
11
5
2
—
—
—
350
10
4
1
—
—
—
400
9
4
1
—
—
—
450
8
3
—
—
—
—
500
7
2
—
—
—
—
560
6
2
—
—
—
—
630
5
2
—
—
—
—
710
4
1
—
—
—
—
800
4
1
—
—
—
—
900
3
—
—
—
—
—
1000
2
—
—
—
—
—
1 250
2
—
—
—
—
—
1400
1
—
—
—
—
—
1800
1
—
—
—
—
—
Таблица 10.16
Значение поправки AL3
Диаметр или размер стороны
патрубка вентилятора, мм
Поправка А¿3, дБ, при среднегеометрических
частотах октавных полос, Гц
63
125
250
500; 1000
200
2
3
2
1
225
3
3
2
2
250
3
3
2
1
280
3
3
2
1
275

Окончание табл. 10.16
Диаметр или размер стороны
патрубка вентилятора, мм
Поправка Д£3, дБ, при среднегеометрических
частотах октавных полос, Гц
63
125
250
500; 1000
315
3
3
1
1
350
3
3
1
1
400
3
2
1
—
450
3
2
2
—
500
3
2
1
—
560
3
2
1
—
630
3
1
—
—
710
3
1
—
—
800
3
1
—
—
1000
22
1
—
—
1250
1
1
—
—
1400
2
1
—
—
1600
1
1
—
—
2 000
1
—
—
—
Поправка А в в о д и тс я, если расстояние от воздуховода до стен­
ки не превышает двух диаметров воздуховода от строительного
ограждения. Когда учитывают КПД вентилятора, то пользуются
данными табл. 10.17. При неплавном подводе воздуха к всасываю­
щему патрубку вентилятора Ьрокт увеличивается на 8 дБ для осе­
вых вентиляторов и на 4 дБ —для радиальных. В случае одновре­
менной работы в вентиляционной камере двух вентиляторов на­
ходят суммарный УЗМ Ьрсум, создаваемый ими, для каждой ок­
тавной полосы. Собственное затухание УЗМ вентиляционной сети
Таблица 10.17
Поправка 6, учитывающая КПД вентилятора
Отклонение КПД
вентилятора от r|max
Поправка 5,
дБ
Отклонение КПД
ВеНТИЛЯТОра ОТЛтах
Поправка 5,
дБ
0,9... 1
0
0,65 ...0 ,74
-9
0,85...0,89
-3
0,55...0,64
-12
О
L
/
1
О
о
о
-
р
ь
-6
0,5...0,54
-15
276

Таблица 10.18
Снижение УЗМ шума воздухорегулирующих устройств А1^
Вид воздухорегулирующего
устройства
Снижение УЗМ шума, дБ, при среднегеомет­
рических частотах октавных полос, Гц
Шибер
—
1
2
4
4
5
5
Клапан
1
3
4
4
6
6
5
определяют суммированием снижения УЗМ шума каждого ее эле­
мента, последовательно проходя по этой сети:
«с
.сети —Х А^ >
(10.44)
I
где пс — общее число фасонных элементов рассматриваемой сети;
Л£р, — сниж ение УЗМ в рассматриваемом фасонном элементе,
дБ.
Определение снижение УЗМ шума воздухорегулирующими уст­
ройствами. При определении УЗМ шума, воспроизводимого ши­
бером или дроссель-клапаном в воздуховоде, можно использо­
вать данные табл. 10.18.
Снижение УЗМ шума, возникающего при внезапном изменении
площади поперечного сечения воздуховода. Снижение УЗМ шума
при изменении поперечного сечении воздуховода:
Д£р= 101ё(т„+ 1)/4«я;
(10.45)
т„=
(10.46)
где ^1, /г — соответственно площадь поперечного сечения до и
после изменения сечения по ходу распространения шума.
Меньшие предельные значения поперечного сечения воздухо­
вода (по ходу звука) можно принять по табл. 10.19.
Расчет снижения УЗМ шума в разветвлениях воздуховодов (трой­
ники, крестовины, камеры статического давления). Снижение УЗМ
в ответвлениях происходит за счет разделения звуковой энергии
Таблица 10.19
Предельные значения меньшего размера сечения воздуховода
(по ходу звука)
Среднегеометриче­
ская частота октав­
ной полосы, Гц
63 125 250 500 1000 2 000 4000 8000
Меньший размер,
мм
5000 2500 1400 700 400 200 100 50
277

по ответвлениям и ее потери вследствие изменения площади по­
перечного сечения. Величина этого снижения может быть опреде­
лена следующим образом:
Д1р = 101ё
^
К+1)2.
^
4т„
(10.47)
т„
(10.48)
где/’о,- —
площадь поперечного сечения /-го ответвления, для ко-
П
торого определяется величина затухания, м2;
суммарная
площадь поперечных сечений воздуховодов всех ответвлений, м2;
п — число ответвлений; Р — площадь поперечного сечения маги­
стрального воздуховода перед ответвлением, м2.
Тройники:
• на проход —
А1р=Ю1ёЪ+Р,оК+02.
Гп
4т„
’
(10.49)
Таблица 10.20
Снижение УЗМ в прямолинейных участках металлических воздуховодов,
дБ/м
Вид поперечного
сечения
Гидравлический
Снижение УЗМ, дБ, при среднегеомет­
рических частотах октавных полос, Гц
воздуховода
диаметр /)г, мм
63
125 250 500 1000 и
выше
Прямоугольное
75 ...200
0,6
0,6 0,45 0,3
0,3
210...400
0,6
0,6 0,45 0,3
0,2
410...800
0,6
0,6
0,3 0,15 0,15
810... 1600
0,45 0,3 0,15 0,1 0,06
Круглое
75. ..200
0,1
0,1 0,15 0,15 0,3
210. ..400
0,06 0,1
0,1 0,15 0,2
410...800
0,03 0,06 0,06 0,1 0,15
810... 1600
0,03 0,03 0,03 0,06 0,06
278

.
на ответвление —
Л1р = Ю1в
Ъ+Ъ(т„+1)
Л,
4тп
т„ = /^/(^ +/У-
(10.50)
(10.51)
Снижение УЗМ шума на прямоугольных участках воздуховодов.
Это снижение шума зависит от формы и размеров поперечного
сечения воздуховода и для одного погонного метра длины метал­
лических воздуховодов приведено в табл. 10.20. Для кирпичных и
бетонных вентиляционных каналов снижение УЗМ шума не учи­
тывается из-за высокой жесткости этих материалов.
Гидравлический диаметр воздуховода
Д. = 4//П,
(10.52)
где У7— площадь поперечного сечения воздуховода, м2; П — пе­
риметр воздуховода, м.
10.5 . Рассеивание вентиляционных выбросов
в атмосфере
В большинстве городов превышение допустимых концентраций
вредных веществ происходит за счет одновременных их выбросов
в атмосферу многими предприятиями, котельными и т.д . Эти выб­
росы желательно очищать в устройствах, которые должны быть на
предприятиях. В особых случаях приходится эти вредные выделе­
ния рассеивать в атмосфере до значений допустимых максималь­
ных разовых концентраций (см. ОНД-86).
Максимальные разовые предельно допустимые концентрации
некоторых газов:
диоксида серы — 0,5 мг/м3;
оксидов азота — 0,085 мг/м3;
хлора — 0,3 мг/м3;
фтора — 0,7 мг/м3.
Максимальное значение приземной концентрации вредного
вещества Стах, мг/м3, при выбросе газовоздушной смеси (ГВС)
достигается при неблагоприятных метеорологических условиях на
расстоянии
м, от источника и определяется по формуле
г'-'тах
АМРтпц
Н 2 (К|Д7’)0'33
(10.53)
где А — коэффициент, зависящий от температурной стратифика­
ции атмосферы; М — масса вредного вещества, выбрасываемого в
279

атмосферу в единицу времени, г/с; /г— безразмерный коэффици­
ент, учитывающий скорость оседания вредных веществ в атмос­
ферном воздухе (для газов можно принять Г = 1); т , п — коэффи­
циенты, учитывающие условия выхода ГВС из устья источника
выбросов; т| — безразмерный коэффициент, учитывающий влия­
ние рельефа местности (при расчете принять г| = 1); Н — высота
источника выброса над уровнем земли, м; АТ — разность темпе­
ратур выбрасываемой ГВС АТ = Тг - Тв] У\ — объем выбрасывае­
мых ГВС, м3/с.
Объем выбрасывемых ГВС определяется как
V, = я£>Ч/4,
(10.54)
где/) — диаметр устья источника выбросов, м; м^0 — средняя ско­
рость выхода ГВС из устья источника выбросов, м/с.
Значение коэффициента А определяется по метеорологиче­
ским условиям местности, где расположено производство: для рай­
онов Средней Азии, южнее 40° с. ш ., и Бурятии А = 250, для
районов европейской территории РФ, Казахстана, Дальнего Вос­
тока А = 200. Для Урала А - 180. Для Московской, Тульской, Вла­
димирской и Калужской областей А = 140.
Коэффициенты /я, я определяются в зависимости от парамет­
ров
*тах»
Те-
I
I
о
о
о
>
4
(10.55)
'шах = 0,65( Р|Д7У#)0’5;
(10.56)
*тах = 1,3*0 /)/Н ;
(10.57)
/с=800(*;ах).
(10.58)
Коэффициент т определяется в зависимости от/ по формулам:
т = 1/(0,67 +0,1/05+0,34/°-33) при/< 100; (10.59)
т = 1,47//05при/> 100.
(10.60)
Для/! < /< 100 значение коэффициента т вычисляется при
Коэффициент я при/< 100 определяется в зависимости от *тах
по формулам:
Я=1при*тах>2;
(10.61)
я = 0 ,532 М'5ми-2,13м>1пах + 3,13 при 0,5 < \отах < 2; (10.62)
я =4,4 и>мпри *тах<0,5.
(10.63)
При/> 100 или АТ= 0 коэффициент я вычисляются по форму­
л е (10.63).
280

Для / > 100 и и',TM > 0,5 (холодные выбросы) при расчете См
используется формула
Оик = АМРпцк/# 4/3,
(10.64)
где к= И/Щ = 1/(7,1К?*Ч).
Аналогично при/< 100и и^а* < 0,5 или/> 100и н'„ах< 0,5
(случай предельно малых скоростей ветра) расчет проводится по
формуле
Ста* = ЛМРтг\к/Н7/3,
(10.65)
гдет' =2,86/ипри/< 100ин'та*<0,5;т' =0,9 при/> 100ии^а*<0,5.
Расстояние Л^а* от источника выбросов, на котором приземная
концентрация при неблагоприятных метеорологических условиях
достигает максимального значения, определяется по формуле
Агта*= (5-Л ^Я/4.
(10.66)
Безразмерный коэффициент ¿/ при / <100 находится по фор­
мулам:
при Н'та* < 0,5
¿ = 2 ,48[l +0,28(/e)1/3];
(10.67)
при 0,5 <Н’та* <2
rf = 4,95H'ma*[l +0,28(/)'/3];
(10.68)
ПРИ Н'та* > 2
^=7(н'та*)0’5[1+0,28(/)'/3].
(10.69)
При/ > 100 или АТ = 0 ¿/определяется по формулам:
при Н'та* - 0,5 ¿/=5 ,7;
(10.70)
при 0,5 < W'mа*<2 ¿/= 1Ми^а*;
(10.71)
при Н'та*> 2 d = l6jw'max.
(10.72)
Значение опасной скорости Umax на уровне флюгера 10 м от
земли, при которой достигается наибольшее значение приземной
концентрации вредных веществ Стах, когда / < 100, определяется
по формулам:
при н'та* < 0,5 £/та* = 0,5;
(10.73)
при 0,5 <wmax<2 í/max= <.,*;
(10.74)
при w'max > 2 Umax= 2,2w'max.
(10.75)
При опасной скорости ветра í/max приземная концентрация
вредных веществ С, мг/м3, в атмосфере по оси выброса на раз­
281

личных расстояниях X, м, от источника выброса определяется
по формуле
С= Стах5„
(10.76)
Здесь S, — безразмерный коэффициент, определяется по фор­
мулам:
при Х/Хтах < 1
= 3(Х/Хтах? - 8 Д О тах)3 + 6{Х/ХтзхУ-
(10.77)
при1<Х/Хтт<8
5 , = 1,13/[0,13(А7Л'тах)2 + 1];
(10.78)
при Х/Хтт > 8
5,=
1/[3,58датах)2- 35,2(Х/Хтах) +120].
(10.79)
Для низких и наземных источников (высотаЯ н е более 10 м)
при Х/Хтзх < 1 5| в формуле (10.77) заменяется на
Вэтомслучае(при2<Н<10)имеем
■У," =0,125+(10-Я )+0,125(Я-2).
(10.80)
Порядок расчета
1. Определить объем ГВС по формуле (10.53).
2. Найти перегрев ГВС АТ.
3. Рассчитать параметры/, wmax,
по формулам (10.55)...
(10.58).
4. Определить коэффициент т по формулам (10.59), (10.60).
5. Вычислить параметр п по формулам (10.61)...(10.63).
6. Найти опасную скорость ветра по формулам (10.73)...(10.75).
7. Определить параметр (1по формулам (10.67)...(10.72).
8. Вычислить максимальное значение приземной концентрации
вредного вещества по формуле (10.53) или (10.64).
9. Определить расстояние Хтах, на котором приземная концен­
трация достигает максимального значения, по формуле (10.66).
10. Задаваясь значениями X в пределах санитарно-защитной зоны
(до 1000 м). Число расчетных точек должно быть не менее восьми
(расстояния от источника должны быть как больше Хтах, так и
меньше).
с\
282
X
Рис. 10.8. Изменение максимальных значений
ГВС в атмосфере

11. Определить безразмерный коэффициент 5| по формулам
(10.77)...(10.80).
12. Определить приземную концентрацию вредных веществ С
по формуле (10.76) в зависимости от коэффициента 5|.
13. Построить график зависимости приземной концентрации С
от расстояния до источника выбросов (рис. 10.8).
10.6 . Системы вентиляции при противодымной
защите помещений
Смеси воздуха с горючими газами — ацетиленом, этиленом,
бензолом, бензином и рядом других— взрывоопасны [2]. Пары мно­
гих летучих растворителей при определенном содержании в смеси
с воздухом также взрыво- и пожароопасны. В СНиП 2.04.09-84, НПБ
105-95 приведены противопожарные требования к вентиляцион­
ным системам, которые должны выполняться при проектирова­
нии и эксплуатации этих систем в целях пожарной профилактики
и уменьшения опасности взрыва и пожара в помещении. Эти тре­
бования зависят от технологических процессов, происходящих в
помещении, материалов, используемых при отделке помещений
и т.д . По взрывопожарной и пожарной опасности технологичес­
ких процессов помещения подразделяются на 5 категорий: А и Б —
взрывопожароопасные помещения; В — пожароопасные; Г и Д —
помещения, в которых находятся негорючие вещества в горячем
и холодном состояниях. Строительные материалы и конструк­
ции, в том числе и воздуховоды, по степени возгорания подраз­
деляют на 3 группы: несгораемые, трудносгораемые и сгораемые.
Стальные, асбестоцементные, шлакобетонные, кирпичные воз­
духоводы и ограждения приточных и вытяжных камер относятся
к группе несгораемых. Независимо от систем вентиляции в по­
мещениях категории А, Б и В всегда предусматривается механи­
ческая приточно-вытяжная вентиляция. Объем приточного воз­
духа принимают на 5... 10% меньше объема механической вы­
тяжки. Независимо от принятой системы вентиляции в этих по­
мещениях устраивают вытяжку из верхней зоны в объеме не ме­
нее однократного воздухообмена. Вытяжку от оборудования и ап­
паратуры при выделении в них взрывоопасных паров и газов (на­
пример, ацетилена, эфира и т.д .) осуществляют с эжекторным
побуждением, как в случае выделения пожаро- и взрывоопасной
пыли.
Категории помещений по взрывопожарной и пожарной опас­
ности приведены в табл. 10.21.
Вредные взрыво- и пожароопасные пары и газы плотностью
0,8 кг/м3 и менее удаляются из верхней зоны помещения (без ис­
пользования электровентилятора). Механическая вытяжка не до-
283

Таблица 10.21
Категории помещений по взрывопожарной и пожарной опасности
Категория помещения
Характеристика веществ и материалов, находящихся в
помещении
А
взрывопожаро­
опасная
Горючие газы, легковоспламеняющиеся жид­
кости с температурой вспышки не более 28 °С в
таком количестве, что могут образовывать взры­
воопасные газовоздушные смеси, при воспламе­
нении которых развивается расчетное избыточ­
ное давление взрыва в помещении, превыша­
ющее 5 кПа
Б
взрывопожаро­
опасная
Горючие пыли или волокна, легковоспламеня­
ющиеся жидкости с температурой вспышки бо­
лее 28 °С, горючие жидкости в таком количестве,
что могут образовывать взрывоопасные пылевоз­
душные или паровоздушные смеси, при воспла­
менении которых развивается расчетное избы­
точное давление взрыва в помещении, превыша­
ющее 5 кПа
В1...В4
пожароопасные
Горючие и трудногорючие жидкости, твердые
горючие и трудногорючие вещества и материа­
л ы ^ том числе пыли и волокна) вещества и ма­
териалы, способные при взаимодействии с во­
дой, кислородом воздуха или друг с другом го­
реть, при условии, что помещения, в которых
они имеются в наличие, не относятся к катего­
риямАилиБ
Г
Негорючие вещества и материалы в горячем, рас­
каленном или расплавленном состоянии, про­
цесс обработки которых сопровождается выделе­
нием лучистой теплоты, искр и пламени, горю­
чие газы, жидкости и твердые вещества, которые
сжигаются или утилизируются в виде топлива
д
Негорючие вещества и материалы в холодном
состоянии
пускается. В помещениях с выделением взрывоопасной пыли, где
это допустимо по условиям технологического процесса, наряду с
аспирационными установками предусматривают гидрообеспылива­
ние оборудования и увлажнение воздуха паром. Кроме того, эти
помещения оснащены также стационарными или передвижными
системами пылеуборки.
Не допускается объединение установок вентиляции, обслужи­
вающих помещения категорий А и В, тем более объединение с
284

системами, обслуживающими помещения более низких катего­
рий пожароопасности. В многоэтажных производственных зданиях
с помещениями категорий А, Б, В вытяжные установки устраива­
ются самостоятельно для каждого помещения. Допускается объе­
динение приточных воздуховодов отдельных этажей в одну маги­
страль перед вентилятором при наличии в ответвлениях к каждо­
му этажу автоматических обратных клапанов. Запрещается объе­
динять местные отсосы от технологического оборудования в одну
вытяжную установку, если в отсасываемом воздухе содержатся
газы, пары пыль, которые имеют повышенную температуру и могут
вызвать вспышку, возгорание или взрыв.
В тамбуры-шлюзы помещений категорий А, Б и В предусмат­
ривают подачу наружного воздуха, как правило, отдельными си­
стемами с резервными вентиляторами. Допускается использовать
для этой цели приточную систему с резервным вентилятором и
автоматическим отключением притока в помещение категорий А
и Б при возникновении аварийной ситуации.
В случае возникновения пожара или другой аварии с выделе­
нием взрыво- и пожароопасных веществ можно рассчитать произ­
водительность аварийной вентиляции, используя уравнения гл. 7.
При расчете необходимо знать время возникновения пожара (ава­
рии), интенсивность выделений дымовых газов и времл включе­
ния аварийной вентиляции.
Расход воздуха в системе аварийной вентиляции принимают
по технологической части проекта, но не менее восьмикратного
обмена. Для эвакуации людей из помещений в начальной стадии
пожара предусматривают противодымную аварийную вентиляцию.
Вытяжная противодымная вентиляция осуществляется из кори­
доров и холлов всех этажей жилых, общественных, администра­
тивно-бытовых и производственных зданий высотой более 30 м.
Расчетный расход дыма зависит от конструктивных элементов зда­
ния. Скорость в дверных проемах принимается не менее 4... 5 м/с.
В помещениях, площадь которых более 600 м2, весь объем дыма
должен быть удален из так называемой «дымовой зоны». В каждой
«дымовой зоне» размещают дымовые клапаны на расстоянии не
более 30 м друг от друга. При искусственном побуждении скорость
дыма в дымовых клапанах и шахтах принимают не менее 20 м/с.
Для удаления дыма допускается использовать также и общеоб­
менную вентиляцию. Приточную противодымную вентиляцию пре­
дусматривают для подачи наружного воздуха в лифтовые шахты,
незадымленные лестничные клетки, тамбуры-шлюзы . Расход на­
ружного воздуха определяют расчетом так, чтобы давление в за­
щищаемых помещениях было не менее 20 Па.
На рис. 10.9 показана одна из возможных схем установки вен­
тилятора для удаления газов, возникающих при пожарах. При по­
жаре одним из основных поражающих факторов являются образу-
285

ющиеся газы. Кроме того, образующиеся при пожаре газы с высо­
кой температурой способствуют дополнительному разогреву стро­
ительных конструкций и другого оборудования. Возникающее пламя
около 70...80% теплоты отдает конвекцией, 20...30%
—
излуче­
нием и менее 5% — контактной теплопередачей. Значительная
доля конвективной теплоты при пожаре способствует тому, что
газы в большей части скапливаются в верхней зоне помещения,
где и устанавливаются отсасывающие вентиляторы.
В первый период пожара под перекрытием возникает «тепло­
вая подушка», а затем теплота и газы, перемешиваясь с окру­
жающим воздухом, заполняют весь объем помещения. По мере
роста температуры в изолированном помещении в нем повы­
шается давление. Если в предусмотренных определенных местах
открыть помещение, в котором находится очаг пожара, то бла­
годаря одновременному притоку свежего воздуха и отводу газов
сначала происходит уравновешивание давления по отношению
Таблица 10.22
Выбор автоматических пожарных извещателей в зависимости
от назначения помещения
Извещатель
Наименование помещений
А. Производственные здания
Тепловой или
дымовой
Помещения для изделий из древесины, синтетиче­
ских смол, полимерных материалов; текстильных,
швейных, обувных, кожевенных, табачных, мехо­
вых, резинотехнических, целлюлозно-бумажных
изделий; кинофотопленок, хлопка, красок, раст­
ворителей, химических реактивов; животноводче­
ская продукция
286

Окончание таб л . 10.22
Извещатель
Наименование помещений
Б. Специальные сооружения
Тепловой или
дымовой
Помещения для прокладки кабелей, установки
трансформаторов, распределительных и щитовых
устройств
Дымовой
Электронно-вычислительная техника, электрон­
ные регуляторы, радиоаппаратура
Тепловой или
световой
Помещения для оборудования и трубопроводов по
перекачке горючих жидкостей и масел, топливной
аппаратуры, наполнения баллонов горючими газами
Тепловой или
дымовой
Помещения предприятий по обслуживанию авто­
мобилей
В. Общественные здания и сооружения
Дымовой
Зрительные, репетиционные, лекционные, читаль­
ные, артистические, реставрационные мастерские,
киносветопроекционные, холлы, коридоры, гарде­
робные, книгохранилища
Тепловой или
дымовой
Склады декораций, реквизиторная, машино-счет­
ные станции, пульты управления
Тепловой
Жилые помещения, больничные палаты, помеще­
ния торговли, общественного питания и бытового
обслуживания
Дымовой или
световой
Помещения музеев и выставок
П р и м е ч а н и е . Необходимость установки в одном помещении автоматичес­
ких пожарных извещателей, реагирующих на разные признаки горения, опреде­
ляется технико-экономическим обоснованием.
к прилегающим помещениям. В дальнейшем в нижней части по­
мещения образуется некоторое разряжение, вследствие кото­
рого из соответствующих проемов происходит подсос свежего
воздуха.
Выбор пожарных извещателей в соответствии со СНиП 2.04.09 -
84, может быть произведен на основании табл. 10.22.
Контрольные вопросы
1. Как определить расчетный участок вентиляционной сети?
2. Перечислите местные сопротивления, которые могут быть в венти­
ляционной сети.
287

3. Какими параметрами определяется коэффициент местного сопро­
тивления тройника?
4. Какими параметрами определяется коэффициент местного сопро­
тивления отвода, внезапного расширения или сужения?
5. Приведите порядок расчета вентиляционной сети.
6. Приведите допустимые скорости движения воздуха по воздуховоду.
7. Представьте схему приточной камеры.
8. Укажите допустимую температуру воздуха, с которой он может
подаваться в помещение системой воздушного отопления.
9. Покажите конструкции глушителей шума, применяемых в системах
вентиляции.
10. Каким документом нормируется шумовая характеристика на рабо­
чем месте?
11. Как определить требуемое снижение шума, создаваемое работой
систем вентиляции?
12. Приведите порядок расчета рассеивания вентиляционных выбро­
сов в атмосфере.
13. Дайте определение категорий помещений по взрывопожароопас-
ности.
14. Изложите методику выбора автоматических пожарных извещате­
лей.

ГЛАВА 11
ПНЕВМАТИЧЕСКИЙ ТРАНСПОРТ
11.1 . Характеристики пыли
В 1990 г. введен термин «аэрозоль», под которым понимают
дисперсионные системы, состоящие из мелких частиц, взвешен­
ных в воздухе или в каком-либо газе. Различают пыли, дымы, тума­
ны. Классификацию аэрозолей можно производить по разным при­
знакам. Наиболее широкое распространение получила классифи­
кация по физико-биологическому, физико-химическому составу
жидких или твердых частиц, дисперсному составу твердой или
жидкой фракции. Одним из наиболее распространенных методов
классификации аэрозолей (ГОСТ Р 51251 —99) является класси­
фикация по дисперсному составу, т.е . распределению частиц по их
размерам. Пример классификации аэрозолей приведен в табл. 11.1.
Под понятием «пыль» понимают дисперсную систему с газо­
образной дисперсной средой и твердой дисперсной фазой, имею­
щей размер частиц более 1 мкм. Однако эта система может состо-
Таблица 11.1
Классификация аэрозолей
Тип частиц
Диаметр частиц, мкм
0,001 ...0,01 0,01 ...0,1 0,1... 1
1...10
10... 100
Взвешенные в
воздухе частицы
—
Дым
—
Пыль
—
—
—
Туман
Брызги
Почва
—
—
Глина
Ил
Песок
Небиологиче­
ские среды
Металл и-
ческая
пыль
Нефтяной дым
Зольная пыль
Табачный дым
Угольная пыль
—
—
—
—
—
Сажа
Цементная пыль
Микроорга­
низмы
Вирусы
Простейшие
одноклеточные
—
—
Бактерии
—
—
Грибки
289

ять из частиц как квазимолекулярных, так и макроскопических
(несколько сот микрон) размеров. Дым состоит из видимых час­
тиц аэрозоля, образующихся в результате неполного сгорания твер­
дого топлива, конденсации газообразных или парообразных про­
дуктов сгорания (размер частиц менее 1 мкм). Туман — это аэро­
золь с жидкими частицами, образующийся вследствие конденса­
ции паров или распыления жидкостей в воздухе (размеры частиц
от субмикрон до 10 мкм).
Теория и практика анализа дисперсного состава являются об­
щими для всех аэрозолей, в том числе уловленной пыли, порош­
ка и порошкообразного вещества. Некоторая доля частиц промыш­
ленной пыли, удаляемой вентиляционными установками и по­
ступающей в пылеулавливающие устройства, представляет со­
бой агрегаты, состоящие из нескольких слипшихся пылинок. Они
ведут себя в воздушной среде как частицы более крупные, чем
те, из которых состоят. Способность к слипанию частиц является
важным свойством пыли. По однородности размеров частицы
аэрозоли подразделяются на монодисперсные и полидисперсные.
Монодисперсные аэрозоли состоят из частиц, размеры которых
отличаются не более чем на 20 %. Обычно эти аэрозоли специ­
ально приготовляются методом конденсации паров. Полидиспер­
сные аэрозоли состоят из частиц различного размера. В силу слу­
чайности образования частиц размеры их и число обычно со­
гласуются с законами вероятности. Основным методом исследо­
вания фракционного состава пыли является метод сит. Материал
загружается на сито с ячейками известного размера и путем встря­
хивания, постукивания, вибрации или другими способами раз­
деляется на части: остаток и проход. Обычно используются не­
сколько сит с различными размерами ячеек. Часть частиц остает­
ся на сите. Эта часть называется частичным остатком. То количе­
ство пыли, которое прошло через фильтр, называется полным про­
ходом.
Размеры отверстий, которые применяются в контрольных си­
тах, приведены в табл. 11.2.
Классификационные признаки дисперсности полидисперсной
пыли приведены на рис. 11.1.
По дисперсному составу (см. рис. 11.1) различают группы пыли:
• I — очень крупнодисперсная пыль;
• II — крупнодисперсная пыль;
• III — среднедисперсная пыль;
• IV — мелкодисперсная пыль;
• V — очень мелкодисперсная пыль.
Обычно фракционный состав пыли определяется опытным пу­
тем: просеиванием через сита. Причем, группа пыли определяется
нанесением опытных точек (А, Б, В, Г, Д) на график (см. рис. 11.1).
Пыли придается та группа, где находится большинство точек.
290

Таблица 11.2
Размеры отверстий в контрольных ситах
Размер отверстий, (между­
народный стандарт), мм
Размер отверстий,
(Россия), мм
Размер отверстий
(фракция), мм
0,045
0,04
0,04
0,045
—
0,05
0,05
0,056
—
0,069
0,063
0,063
0,071
—
0,08
0,08
0,09
0,09
—
0,1
0,1
0,112
—
0,125
0,125
0,125
0,14
—
0,16
0,16
0,18
0,18
—
0,2
0,2
0,224
—
0,25
0,25
0,25
0,28
—
0,315
0,315
0,355
0,355
—
0,4
0,4
0,45
—
0,5
0,5
0,5
0,56
—
0,63
0,63
0,71
0,71
—
0,8
0,8
0,9
—
1
1
1
1,25
1,25
291

Окончание табл. 11.2
Размер отверстий, (между­
народный стандарт), мм
Размер отверстий,
(Россия), мм
Размер отверстий
(фракция), мм
1,4
—
—
1,6
1,6
—
—
2
2
2
—
—
2,5
2,5
2,8
—
—
и т.д. до 22,4
—
ит.д.до5
Фракционный состав пыли приведены в табл. 11.3.
Пример 11.1 . Определить классификационную группу пыли,
если она имеет следующий дисперсный состав, определенный по
методу частичных остатков:
Размер частиц, мкм
80 80... 100 100... 150 150...300 300 .. .500
Содержание фракций
по частичным остаткам,
% по м ассе.................... .. 9
12
18
30
23
Размер частиц, мкм
Содержание фракций
80 100
150
300
500
по полным проходам,
% по м ассе.................... ..9
21
39
69
92
Содержание фракций по полным проходам находят путем сум
мирования частичных остатков сит с большими отверстиями.
292

Таблица 11.3
Фракционный состав пылей по Батурину
Размер частиц, мкм
£
я
я
о
!§
Тип пыли
2 3...5 6... 10 11...25 25...50 51...100 100 сред­
ний
3С
*
•е&
Яоосв
¡г
Песчаная
(после про­
сеивания)
11,7 22,7 28 29,3 7,1
1,2
—
2,5 IV
Наждачная
(сухая)
52,2 16 9,8 15,4 5,0
1,4 1,2 1,5 IV
Пеньковая
2,9 15,1 29,2 35,9 11,3 3,9 1,8 4 IV
Антрацитовая 28,5 22,1 19,3 23,6 5,3
1,2
—
1IV
Чугунная (об­
точка)
73 8,8 6,6 8,1
2,3
1,0 0,2 0,5 V
Медная (об­
точка)
59,6 18,1 10,5 10,1 1,3
0,4
—
0,7 V
Свинцовая
(машинный
набор)
59,7 14 14,4 9,9
1,0
—
0,2 0,7 IV
Цементная
4,4 13,8 13,8 22,6 7,1 4,12 1,8 10 III
Оксид цинка
(от цинко-
вальной печи)
6,0 16,6 27,5 30,8 13,4 4,7 1,0 4 IV
На рис. 11.1 нанесены точки А,, Б ,, В,, IV Как видно, пыль
относится к классификационной группе I — очень крупнодиспер­
сная пыль.
Пример 11.2 . Определить классификационную группу пыли, если
она имеет следующий дисперсный состав определенный по мето­
ду частичных остатков:
Размер частиц,
Не более
Более
м к м ............................... 40 40...60 60...80 80 .. . 100 100... 150 150
Содержание фракций
по частичным остат­
кам, % по массе...........8
16
24
26
18
8
293

Размер частиц,
м к м ............................... .40
60
80
100
150
Содержание фракций
по полным проходам,
% по м ас се................... .8
24
48
74
92
На рис. 11.1 нанесены точки А2, Б2, В2, Г2,Д2. Как видно, пыль
относится к классификационной группе II — крупнодисперсная
пыль.
Пример 11.3 . Определить классификационную группу пыли,
если она имеет следующий дисперсный состав, определенный по
методу частичных остатков:
Размер частиц,
Не более
Более
м к м ............................... 5
5... 10
О
с
ч
о
20... 40
О
ч
о
О
60
Содержание фракций
по частичным остат­
кам, % по массе......... 6
8
22
26
23
15
Размер частиц,
м к м ............................... 5
10
20
40
60
—
Содержание фракций
по полным проходам,
% по м ассе ................... 5
10
20
40
60
На рис. 11.1 нанесены точки А3, Б3, В3, Г3, Д3, соответству­
ющие фракциям пыли. Видно, что пыль относится к классифика­
ционной группе III — среднедисперсная пыль.
Пример 11.4 . Определить классификационную группу пыли, если
она имеет следующий дисперсный состав, определенный по ме­
тоду частичных остатков:
Размер частиц,
Не более
Более
м к м ............................. 0,05
Содержание фракций
о
о
О
0,1 ...0,5
«
П
с
Г
1...5 5
по частичным остат­
кам, % по массе.......... 8
16
25
27
15
7
Размеры частиц,
м к м ............................. 0,05
Содержание фракций
0,1
0,5
1
5-
по полным прохо­
дам, % по массе..........8
24
49
76
91-
На рис. 11.1 нанесены точки А|, Б4, В4, Г4, соответствующие фракци­
ям пыли. Видно, что пыль относится к классификационной группе V —
очень мелкодисперсная пыль.
294

Рис. 11.2. Пример дисперсного состава пыли
Закономерность распределения фракций в дисперсном составе
пыли может быть выражена различными уравнениями. Примем ди­
аметр частиц, отнесенный к максимальному диаметру частицы.
Дисперсный состав пыли часто определяется нормальным за­
коном распределения случайных величин. Следует отметить, что
для небольших пылинок этот закон приближен к линейной зави­
симости (пунктирная линия на рис. 11.2).
Принятые обозначения:
• массовая концентрация пыли —
Л = М/ЪМ,
(11.1)
где М — массовая концентрация пыли рассматриваемого размера;
• относительный диаметр частиц —
¿ч=^чМтах,
О 1-2)
где йч — диаметр частицы, мкм; г/чтах — максимальный диаметр
частиц, мкм.
• 4 Ф,4,ф
—
относительный диаметр частиц перед и после
фильтра соответственно.
Массовая концентрация пыли может быть определена по урав­
нению
Л=10о{-с(1-*)'Ц)
(,,.3)
Для концентраций менее 5 % распределение частиц подчиня­
ется линейному закону
Л = 50^ч.
(11.4)
295

4 = 1 - (1п(т1/100)/с),/л.
(11.5)
В формулах (11.3)...(11.5) коэффициенты с и л зависят от типа
пьши (табл. 11.4).
В помещениях, в которых производятся сверхточные работы,
регламентируется счетное число пылинок (производства радио­
электроники, приборостроения, биологические производства,
фармакология, лечебно-профилактические учреждения (ЛПУ) и
т.д .) . При проектировании вентиляции в зданиях ЛПУ и «чистых»
комнатах следует учитывать классификацию помещений (см. ГОСТ
Р 50766—95) по категориям чистоты: ОЧ — очень чистые; Ч —
чистые; Г — грязные. К этим категориям отнесены помещения:
• очень чистые — помещения с особыми требованиями к обес­
печению в них стерильной среды: все виды операционных, пре­
доперационные, палаты интенсивной терапии и реанимации,
послеоперационные, родовые, предродовые палаты, палаты для
ожоговых больных, новорожденных и травмированных детей;
• чистые — помещения, в которых отсутствуют запахи, пары,
влаговыделения и тепловыделения, которые создают необходи­
мость устройства местных отсосов и подачи чистого воздуха в двух­
кратном объеме; нет микробных загрязнений, способных вызвать
вспышки внутрибольничных инфекций, а концентрация вредных
примесей не превышает предельно допустимых значений;
• грязные — помещения, в которых может присутствовать хотя
бы один вид вредных примесей, недопустимый для помещений
ОЧиЧ.
Категория «очень чистые» или «особо чистые» помещения,
принимаемые в отечественной практике, соответствует категории
«чистые» помещения стандарта 180 14644— 1.
«Чистые» помещения в отечественной практике принимаются
по стандарту Еи ООМР. Классы помещений по этому стандарту в
зависимости от счетного числа пылинок приведены в табл. 11.5.
Классификация «чистых» комнат находится на основе стан­
дартов: РБ 2090, РБ 209Е и 1БО 14644—I. Эти стандарты приняты
всеми странами Европейского сообщества.
Диаметр частиц определяется по уравнению
Таблица 11.4
Значения коэффициентов с и л
Наименование производства
с
п
Строительное
3,35...3 ,94
1,4...3,8
Текстильное
2,46...2 ,65
1,4...4,0
Деревообрабатывающее
2,97...4 ,2
1,5... 1,9
296

Таблица 11.5
Классификация «чистых» помещений в соответствии с Е11 С в М Р
Класс
Предельно допустимая концентрация частиц в 1 м3воздуха, размер
которых равен или превышает указанный в таблице
Воснащенном состоянии
В функциональном состоянии
0,5 мкм
5 мкм
0,5 мкм
5 мкм
А
3 500
—
3 500
—
Б
3 500
—
350000
2 000
с
350000
2 000
3 500000
20000
д
3 500000
20 000
Не определено Не определено
Класс чистоты по стандарту
2090 определяется путем из­
мерения числа частиц диаметром 0,5 мкм и более в одном куби­
ческом футе (1 куб. фут соответствует 28,3 л) воздуха в помеще­
нии и его сопоставления с верхним пределом для соответствующе­
го класса.
Классификация «чистых» помещений стандарту ИБ 2090 при­
ведена в табл. 11.6.
В стандарте РБ 2090 концентрация частиц выражена в метри­
ческих единицах, т.е. в числе частиц в 1 м3, а класс определяется
как логарифм концентрации частиц размером 0,5 мкм в 1 м3возду­
хе. Например, для помещений класса М3 предельная концентра­
ция частиц размером 0,5 мкм составляет 1000 /м3.Логарифм 1000
равен 3, что и соответствует значению присваиваемого класса.
Классификация «чистых» помещений по стандарту РБ 209 Е
приведена в табл. 11.7.
Таблица 11.6
Классификация «чистых» помещений по стандарту FS 209D
Класс
чистоты
Число частиц в 1 куб. футе
Больше
или равно
0,1 мкм
Больше
или равно
0,2 мкм
Больше
или равно
0,3 мкм
Больше
или равно
0,5 мкм
Больше
или равно
5,0 мкм
i
35
7,5
3
1
н/о
10
350
75
30
10
н/о
100
н/о
750
300
100
н/о
1000
н/о
н/о
н/о
1000
7
10000
н/о
н/о
н/о
10000
70
100000
н/о
н/о
н/о
100000
700
Примечание: н/о —не определяется.
297

чо
оо
ю
Классификация «чистых» помещений по федеральному стандарту США Рв 209Е
Таблица 11.7
Предельно допустимые значения концентраций частиц
Обозначение
класса
Больше или равно
0,1 мкм
Больше или равно
0,2 мкм
Больше или равно
0,3 мкм
Больше или равно
0,5 мкм
Больше или равно
5 мкм
Единицы объема
СИ Англ.сист
м3
куб. фут
м3
куб. фут
м3
куб. фут
м3
куб. фут
м3
куб. фут
М1
—
350
9,91
75,7
2,14
30,9
0,875
10
0,283
—
—
М 1,5
1
1 240
35
265
7,5
140,6
3,0
35,3
1
—
—
М2
—
3 500
99,1
757
21,4
309
8,75
100
2,83
—
—
М 2,5
10
12 400
350
2 650
75
1060
30
353
10
—
—
М3
—
35 000
991
7 570
214
3 090
87,5
1000
28,3
—
—
М 3,5
100
—
—
26 500
750
10600
300
3 530
100
—
—
М4
—
—
—
75 700 2140 30900
875
10000
283
—
—
М 4,5
1000
—
—
—
—
—
—
35 300
1000
247
7
М5
—
—
—
—
—
—
—
100000 2 830
618
17,5
М 5,5 10000
—
—
—
—
—
—
353 000 10000 2470
70
Мб
—
—
—
—
—
—
—
1000000 28300 6180
175
М 6,5 100000
—
—
—
—
—
—
3 350 000 100000 24 700
700
М7
—
—
—
—
—
—
—
10000000 283 000 61 800
1 750

Стандарт 1Б0 14644—1 «Классификация чистоты помещений»
содержит классы и значения предельных концентраций частиц
аэрозоля в чистом воздухе. Эта классификация согласуется с клас­
сификацией по
209, если учесть различие размерности вели­
чин. Классификация помещений по 1БО 14644—1 приведена в
табл. 11.8.
Соответствие классов по РБ 209 и 1БО 14644— 1 следующее:
Класс по
14644— 1 Класс 3 Класс 4 Класс 5 Класс 6 Класс 7 Класс 8
Класс
Класс Класс Класс Класс Класс Класс
по 209.............. 1
10
100 1000
10000 100000
Для анализа пыли используются фильтры АФА-В -18, изготов­
ленные из искусственных волокон. Эти фильтры практически за­
держивают аэрозоли любой степени дисперсности. Они присоеди­
няются к переносной воздуходувке ПРУ-4 (либо к другой), имею­
щей четыре пневматических реометра. Два из них со шкалой ско­
рости всасываемого воздуха от 0 до 20 л/мин. Два других всасыва­
ют воздух расходом от 0 до 3 л/мин. Счетное число осевших частиц
определяется при помощи микроскопа.
Количественный состав частиц (счетный) пылинок в помеще­
нии может быть определен по формуле
дг_ 0,06Мт
p4nd3 ’
где т — общая масса частиц.
(116)
Таблица 11.8
Классификация «чистых» помещений по ISO 14644—1
Класс
по ISO
Предельно допустимые концентрации частиц (число частиц в 1 м3
воздуха), размер которых равен или превышает указанный в таблице
Больше
или равно
0,1 мкм
Больше
или равно
0,2 мкм
Больше
или равно
0,3 мкм
Больше или
равно 0,5
мкм
Больше
или равно
1 мкм
Больше
или равно
5 мкм
ISO 1
10
2
—
—
—
—
ISO 2
100
24
10
4
—
—
IS0 3
1000
23,7
102
35
8
—
ISO 4 10000
2 370
1020
352
83
—
ISO 5 100000 23 700
10200
3 520
832
29
ISO 6 1000000 237000 102 000 35 200
8 320
293
ISO 7
—
—
—
325 000
83 200
2 930
ISO 8
—
—
—
3 520 000 832000 29 300
ISO 9
—
—
—
35 200000 8 320 000 293 000
299

11.2 .Движение частиц в потоке воздуха
Закономерности движения частиц в потоке воздуха зависит от
режима движения воздуха и размеров частиц. Для мелких частиц,
размеры которых порядка 10~2 мкм, т.е . близки к размеру моле­
кул, движение частиц определяется межмолекулярными силами.
В этом случае для анализа движения частиц применимы законы
броуновского движения. Если размеры частиц около 1... 10 мкм,
то обтекание их воздухом происходит по законам вязкой среды,
т.е . по законам, полученным Дж. Г .Стоксом. Если частицы имеют
размеры 104 мкм и более, то на движение частиц сказываются
силы тяжести, т.е. применимы законы ньютоновского движения.
В табл. 11.9 приведены области применения различных законов
обтекания частиц воздухом.
Движение частиц в прямолинейном потоке воздуха. При рассмот­
рении движения твердой частицы в воздушном потоке необходи­
мо учитывать как движение самого воздуха, так и движение час­
тицы относительно воздуха. Статистическое уравнение, описыва­
ющее рассматриваемое явление имеет следующий вид:
дс(х>£ —т)=¿1ЧФ> У' т)]+|;[ и'/г(*’.>'>г’т)]н
+^-[Чс(х,у,z,т)]+Д
д2с(х, у, z, т)
д2с(х, у, г, т) д2с(х, у, г, т)
+
ду2
дz2
дх2
+сг (х, у, z, т),
(П.7)
где с — текущее значение концентрации аэрозоля в произволь­
ной точке потока и в заданный промежуток времени т; и>— со­
ставляющая скорости потока по соответствующей координате; /) —
коэффициент турбулентной диффузии;
—
изменение концент­
рации, связанное с процессом слипания частиц.
Таблица 11.9
Законы обтекания твердых частиц воздухом
Диаметр частиц, мкм
10-3
10~2
10-'
10°
10'
102
103
Броуновское движение
Стокса
Хамингама
Стокса
Аррениуса
Ньютоновское
движение
300

Чаще при расчетах пользуются критериальными уравнениями.
Характер движения воздушной среды, как известно, определяет­
ся критерием Рейнольдса:
Ке = \*>(1/ч,
(11.8)
где (1— диаметр частицы (миделево сечение), м; V— коэффици­
ент кинематической вязкости, м2/с.
Если движение частицы определяется силой тяжести, то ис­
пользуется критерий Фруда:
¥т=п2/No).
(11.9)
Если движение частицы определяется силами вязкости, то при­
меняют критерий Стокса:
= рую/Д^р),
(11.10)
где р — плотность частицы, кг/м3; ц — коэффициент динамиче­
ской вязкости, (кгс)/м2.
При обтекании шара потоком воздуха, когда критерий Рей­
нольдса мал (менее 1), поток плавно обтекает частицу и погра­
ничный слой практически отсутствует (рис. 11.3, а).
При увеличении числа Рейнольдса увеличивается градиент ско­
рости у поверхности шара. При числе Рейнольдса от 1до 10 мож­
но выделить начало формирования пограничного слоя, в кото­
ром сосредотачиваются силы вязкости. Торможение воздуха в по­
граничном слое приводит к отрыву его от поверхности шара. За
Рис. 11.3. Обтекание шара:
в- Яе£1;5- 1<йе< 104;б- йе>104;г- К=Дйе)
301

местом отрыва возникает обратный поток жидкости, и погра­
ничный слой сворачивается в дорожку вихрей. Вихреобразование
уменьшает давление на теневую поверхность шара. Сопротивле­
ние шара при 10 < Яе < 104 не уменьшается, и шар становится
неудобообтекаемым. Течение до образования точки отрыва близ­
ко к ламинарному. При увеличении числа Рейнольдса за точкой
отрыва возникает турбулентное течение. После перехода через
критическое значение числа Рейнольдса картина обтекания из­
меняется: точка отрыва смещается к оси и вихревая зона за ша­
ром уменьшается (рис. 11.3, б). При Яе > 104сопротивление шара
практически не изменяется. Поток, набегающий на шар (рис. 11.3,
в), полностью тормозится во фронтальной точке, которая назы­
вается критической.
На обтекаемое тело действует аэродинамическая сила
Я = О.бПАТу'И'2,
(11.11)
где ПА' — произведение аэродинамических коэффициентов силы;
Г, — площадь миделева сечения частицы диаметром ёч.
Диаметр частицы можно выразить через миделево сечение:
¿ч=(4ад0-5.
Обтекаемое тело не только перемещается параллельно пото­
ку, но и вращается вокруг оси, так как на него действует аэро­
динамический момент. При расчете вращения тела учитывается
аэродинамический коэффициент силы подобно К (см. формулу
(11.11)).
На рис. 11.3, г показана зависимость аэродинамического коэф­
фициента силы К (в дальнейшем аэродинамический коэффици­
ент) от числа Рейнольдса.
Эта зависимость состоит из участков:
• приЯе<1—>К-24/Яе;
• при10<Яе<104->К=0,47;
•приЯе>104 К=0,2.
Определим аэродинамическую силу:
•приЯе<1
Л=^^ч^
= Зл:41\фМ',
(11-12)
где V — коэффициент кинематической вязкости, м2/с.
Эта зависимость называется законом Стокса и показывает, что
аэродинамическая сила при рассматриваемых значениях чисел Рей­
нольдса линейно зависит от скорости набегающего потока:
302

при10<Re<104—
Л=0 ,47^ч2£ ^ =0,059лр</>2;
(11.13)
•приRe>104—
(1M4)
В уравнениях (11.13) и (11.14) аэродинамическая сила зависит
от квадрата скорости набегающего пока.
Форма частицы аэрозоля может быть разной, поэтому аэроди­
намический коэффициент обтекания может быть различным (табл.
11.10).
Пример 11.5 . Определить аэродинамическую силу, действую­
щую на шаровую частицу аэрозоля диаметром d4 = 0,001 м при ее
движении в прямолинейном потоке, имеющем скорости wB= 0,01 м/с
и 10 м/с. Температура потока tB= 20°С (р = 1,2 кг/м3).
Реш ение . При скорости 0,01 м/с число Рейнольдса
Re - wdjv = 0,01 •0,001/(15 •Ю"6) = 0,66.
Аэродинамическая сила
Л=3тс0,001 15 10-6 1,2 0,01 = 1,7 Ю'9.
При скорости 10 м/с значение числа Рейнольдса составит
Re = 10•0,001/(15 •10-6) = 6 ,66 -102.
Аэродинамическая сила
Л = 0,059л1,2(0,001)2102 - 2,2 - 10'5.
Таблица 11.10
Значения аэродинамического коэффициента К для частиц различной
формы
Форма частицы
К
Re
Цилиндр
1,2
0,3 ... 0,4
Не менее 2-105
Более 5 • 105
Каплеобразный профиль при
отношении длины к наибольшей
ширине:
18
3
0,0196
0,04
Более 106
Пластина круглой формы
1,11
—
303

Некоторые частицы аэрозоля не являются плотными телами.
Они состоят из отдельных частиц, например пуха, хлопка, ке­
рамзита. Такие частицы являются воздухопроницаемыми. Для оп­
ределения влияния воздухопроницаемости частиц на аэродинами­
ческую силу рассмотрим обтекание прямолинейным потоком плас­
тины с центрально-расположенным отверстием (рис. 11.4).
На рис. 11.4: Р — площадь миделева сечения тела, м2; Р0 —
площадь сквозной поры, м2.
Очевидно, что теневая область у таких тел будет меньше, чем у
глухих, поэтому аэродинамический коэффициент потока Кп будет
больше (теоретически приближаясь к единице, когда Кжс = ^ / 0/Р ~
= 1, а аэродинамическая сила близка к нулю). Струя, проходя от­
верстия в теле, сначала сжимается, а затем расширяется и про­
должает развиваться, как обычная затопленная струя. Степень
сжатия зависит от статического давления в плоскости отверстия
р„2- В общем случае, при истечении в неограниченное простран­
ство, все статическое давление переходит в динамическое в сжа­
том сечении струи. В действительности развитие струи в области
следа за телом происходит при переменном статическом давле­
нии, поэтому естественно допустить, что не все статическое дав­
ление в плоскости 2—2 переходит в динамическое в плоскости
3-3:
РдЗ ~ РСТ2&Р,
где Ар = 1+р„3/(Кпра|).
После сжатия развитие струи будет отличаться от свободного
до тех пор, пока она не выйдет из зоны следа, т.е. до сечения 4 —4.
При этом расширение струи возможно, но темп падения скоро­
сти следует ожидать меньше, чем у свободной, так как в процессе
движения будет продолжаться переход статического давления в
динамическое.
Рис. 11.4. Обтекание воздухопроницаемого тела прямолинейным воздуш­
ным потоком
304

Скорость в сжатом сечении 3—3
н'оз = (2К„р^Ар/р)0’5.
Средняя скорость во фронтальной плоскости отверстий
Ща =\1\Ух4^ К пАр.
Секундный расход в отверстиях тела
С0 =РЦЙ'х1Х / о7Л 'пД/>.
Таким образом, чтобы рассчитать расход воздуха, проница­
емого через сквозные поры тела, необходимо знать Кп и ц.
Примем допущения:
1. Распределение давления на фронтальной плоскости глухого
и проницаемого тел будем считать подобным.
2. Течение струи в плоскости 1—1, вне зоны влияния фрон­
тального статического давления, и в сечении 4 —4, вне зоны вли­
яния следа за телом, примем плоскопараллельным.
3. Количество движения струи в плоскости 4 —4 определим как
сумму количеств движения обегающего тело потока и проница­
ющей струи.
4. Параметрами заторможенного потока пренебрегаем.
Тогда потери количества движения потока, набегающего на
проницаемое тело:
АМ„ = АМГ-АМСК,
(11.15)
где АМГ — потери количества движения струи, набегающей на
глухое (воздухонепроницаемое) тело; АМск — потери количества
движения потока, проходящего через сквозную часть тела.
Знак «-» в уравнении (11.15) вызван тем, что импульс сил при
обтекании «глухого» и «воздухопроницаемого» тел направлен в
противоположные стороны.
Для глухой части пластины имеем
АМг= 2(1-К)рм(Р„ -Р0).
(11.16)
Для всего проницаемого тела в целом имеем
АМП= 2(К- 1)/>Л,
(11.17)
где К — аэродинамический коэффициент сплошного тела; /гп —
фронтальная площадь миделева сечения тела.
305

Количество движения потока, проходящего через живое сече­
ние тела в плоскости 4 —4, где избыточное статическое давление
в следе равно нулю, можно определить как
ЛЛ/,4 =
~ АггЗ^ъ
(11.18)
или
ьмх4=дмх3(1-р„3ъ/мх4)=
= 2(1- Кп)ря1Р3 1+Лтз
Ра\
1
кп
1
2(1~Кп)
(П.19)
Принимая во внимание, что
= ер0(е — коэффициент сжатия
струи), введем обозначение
1
1
Кп е(1-К„)
Тогда
АМх4 = 2 ( 1 - К„)гряХ/ 0Ар\.
Учитывая, что / 0/Р = Кжс, получим
1-Кп_
1- Кжс
1—К 1+ вКжсАр\
Ориентировочно еДрх ~ 1.
Окончательно
Др, =1+—
Ра1
1-Кп_1
- Кжс
1-К
1+ К1.с '
(11.20)
(11.21)
(11.22)
(11.23)
Учитывая, что при изменении формы частицы изменяется аэро­
динамический коэффициент К, можно считать, что формула
(11.23) применима для воздухопроницаемых тел любой формы.
Если тело плотное, т. е. Кжс = 0, то левая часть уравнения (11.23)
становится равной единице и К= К„. Если принять, что тело абсо­
лютно проницаемо, т.е . Кжс = 1, то левая часть уравнения (11.23)
равна нулю и К„ = 1. Следовательно, уравнение (11.23) отвечает
граничным условиям.
Движение частиц в вертикальном потоке. Мелкие частицы аэро­
золя при относительно небольшой плотности материала могут
находится в воздухе во взвешенном состоянии, т.е . как бы «ви­
тать» в воздухе во взвешенном состоянии. Подвижность воздуха,
при котором твердые частицы витают, называют скоростью вита­
ния и'в. Эта скорость важна при решении задач запыленности по­
мещений, пневматической уборки помещений, задач очистки
воздуха от пыли, так как осадить в фильтре такие мелкие частицы
306

Рис. 11.5. Скорость витания твердой частицы
из массы аэрозоля бывает сложно. Для определения скорости ви­
тания рассмотрим движение частицы в вертикальном потоке (рис.
11.5). На рис. 11.5 Я — аэродинамическая сила, действующая на
твердую частицу; т [ — масса частицы; и>в — скорость воздушного
потока; g — ускорение свободного падения.
Тело не будет вертикально перемещаться, если Ях = mg.
Тогда
где К — аэродинамический коэффициент; ЯТ— площадь миделева
сечения частицы; р — плотность воздуха.
Если движение происходит при Яе < 1, т.е . определяется сила­
ми вязкости, то по закону Стокса для обтекаемого шара
0,5А7гтри'в = mg.
(11.24)
Скорость витания
(11.25)
(11.26)
где рч — плотность частицы, кг/м3.
Из уравнения (11.26) получим
Зга/чЦМ’в = ярч# (¡1/6.
(11.27)
Отсюда скорость витания
(11.28)
где ц — динамическая вязкость воздуха, Па •с.
307

Если движение определяется силой тяжести, т. е. подчиняется
закону ньютоновского движения, то аэродинамическая сила при
10<Ие<104
Кх = 0,059лр4>в2 =7фч£¿ч3/6.
(11.29)
В этом случае скорость витания после экспериментального уточ­
нения
и'в = (с27,7р,Д , )0,5
где с — экспериментальный коэффициент, с = 0 ,4 ...0 ,7 .
Примем с = 0,5, тогда
^ =(13,85Мч)°’5,
(11.30)
аэродинамическая сила при Ие > 104
Ях = 0,025лр^ч2и'в_
Скорость витания
^ = (с65Мч )°’5 = (32,5рч</ч)0,5
(11.31)
где рч = Рч/Рв — относительная плотность частиц, кг/м3; </ч —
диаметр твердых частиц в воздухе, м.
Скорость витания, определенная экспериментально для раз­
личных материалов, приведена в табл. 11.11.
Движение частиц по горизонтальным воздуховодам. В системах
пневматического транспорта нередко аэрозоль транспортируется
по горизонтальным воздуховодам. Перед пуском системы пневмо­
транспорта частицы находятся в неподвижном состоянии на по­
верхности. При увеличении скорости воздуха наступает момент,
когда частицы начинают движение по направлению движения
воздуха. Они поднимаются, отрываются от поверхности, а затем
Таблица 11.11
Скорость витания и*.
Наименование материала Плотность материала,
кг/м3
Скорость витания, м/с
Пшеница
1 260
о
о
С
Хлопок-сырец
1 500
8... 10
Пучки хлопка
—
1,25...5
Пучки шерсти
—
1,3...5
Волокна хлопка
—
0,05... 2
308

Рис. 11.6. Скорость трогания частиц
под действием сил тяжести могут опускаться, как это показано
на рис. 11.6. Скорость, при которой начинается движение части­
цы, называется скоростью трогания н»,.
Если частица при увеличении скорости воздуха начинает дви­
гаться по воздуховоду, не опускаясь на его поверхность, то ско­
рость, при которой происходит этот процесс, называется скоро­
стью транспортирования
(рис. 11.7). Напишем уравнение им­
пульса силы для трогающейся частицы
где и>ч — конечная скорость частицы, м/с; и»,, — начальная ско­
рость, с которой начинается движение частицы, м/с.
Будем считать, что частица начинает движение из неподвиж­
ного состояния, т.е. и',, = 0. Сила, действующая на частицы, состо­
ит из аэродинамической силы Ял и силы трения ЯТ:
Известно, что т = б/и^; т = л^р,,/6.
Будем считать, что частица отрывается от поверхности, когда
достигает середины воздуховода, т.е . £ = 0,5ей (коэффициент с
можно принять равным 1, так как частица движется от поверхно­
сти по некоторой траектории). Тогда
где а = а/И (а — коэффициент абсолютной шероховатости по­
верхности); с| — коэффициент, учитывающий превышение ско­
рости транспортирования над скоростью витания; /) — диаметр
воздуховода.
Я,=т(щ-и'н),
(Яа + ЯТ)х - /яи'ч.
(11.32)
(11.33)
Лф =О^ра2^,2;
(А" + л а 2/4)я^.?рн',С|7)/(4н',) = ^ ¿ / Зрчи>,,
(11.34)
Рис. 11.7. Скорость транспортирования
309

Таблица 11.12
Коэффициент абсолютной шероховатости поверхности
Наименование поверхности
Абсолютная шероховатость материала
поверхности а, мм
Кровельная сталь (не обработан­
ной олифой)
0,02...0 ,04
Новая оцинкованная сталь
0,05
Цементная штукатурка
0,05 ...0,22
Дерево
0,15...0 ,3
Асфальт
3,0
Сопоставляя расчеты по приведенным формулам с опытными
данными, имеем с\/с= 1,5...0 . Коэффициенты шероховатости для
различных материалов, из которых изготовлены поверхности, по
которым передвигаются твердые частицы, приведены в табл. 11.12.
Скорость витания и скорость трогания не определяют ту ско­
рость, с которой должны перемещаться твердые тела в системе
пневматического транспорта. Для этого используют скорость транс­
портирования н'тр. Под этой скоростью понимают скорость воз­
душного потока, при которой материал перемещается в трубо­
проводе во взвешенном состоянии, без осаждения на поверхность
воздуховода (см. рис. 11.7). Поэтому скорость транспортирования
больше скоростей витания и трогания. Экспериментальные иссле­
дования показали, что пучки хлопка должны транспортироваться
со скоростью не менее 11... 12 м/с. Скорость транспортирования
зависит от массовой концентрации аэрозоля, т.е . от отношения
массы транспортируемого вещества к массе аэрозоля:
Ц=С ,/Са,
(11.35)
где р — массовая концентрация аэрозоля.
Значения скорости транспортирования для различных матери­
алов приведены в табл. 11.13.
После соответствующих сопоставления расчетов с результата­
ми опытов было получено:
• для расчета скорости трогания —
и'гМ, = П+(*„ +а2^/4)]/рчД,;
(11.36)
• для расчета скорости транспортирования —
и'тр/Ч=[1,5+(К„ +а2/4)/рХ]2
(11.37)
Поднявшись от поверхности воздуховода, частица не опустит­
ся, если ее скорость будет не меньше скорости витания. Примем
М’ч = С\М>Л.
310

Таблица 11.13
Скорость транспортирования материалов
Массовая
концентрация
аэрозоля, р
Скорость
транспортирования
И'тр, М/С
Массовая
концентрация
аэрозоля, р
Скорость
транспортирования
И'тр, М/С
0,1.. .0,2
10
0,4 ... 0,5
13... 14
0,2. ..0,3
11
О
С
П
о
о
о
15... 19
0,3. ..0,4
12
Пример 11.6. Определить скорость витания и скорость трогания
пучков хлопка диаметром <1Ч= 0,007 м, с плотностью рч = 200 кг/м3.
Воздуховод выполнен из оцинкованной стали и имеет диаметр
В = 200 мм. Температура воздуха в воздуховоде /в= 20 °С. Коэффи­
циент живого сечения пучка хлопка Кжс = 0,3.
Решение. Примем 10<Яе <104.
к
-т 0,007 ....
_
200
_
_
0,05
= 0,47; (1
=0,035;рч=—
=166,7;а=-^у =0,25;
• скорость витания —
и’е = (13,85 • 166,7 •0,007)0>5 = 4,02 м/с;
• число Рейнольдса —
Ке=4,02.0,007 10>=188.,0Д
Число Рейнольдса находится в принятом диапазоне. Если ока­
жется, что значение числа Рейнольдса не попадает в выбранный
диапазон, то расчеты повторяются. При этом принимается соот­
ветствующий режим движения:
1-Ка 1-Кж,с. \ -Кп1-0,3.
1-К 1+/Г2.с ’ 1-0,47 1+0,32’ "
0,66 .
Тогда для осуществления поставленных условий требуется ско­
рость транспортирования
■ф
/
= 4,02 1,5+
0,66 +0,252тс/4V
166,7 0,035
= 10,57 м/с.
Пример 11.7. Определить скорость витания, трогания и транс­
портирования пучков хлопка диаметром </ч= 0,005 м при плотно-
311

сти р = 200 кг/м3и коэффициенте живого сечения Кжс = 0,3. Воз­
духовод выполнен из оцинкованной стали диаметром й = 200 мм.
Решение. Примем 10<Яе< 104.Вычислим:
К=0,47;Кп=0,198; d4=^
=0,025;рч=~
= 167;а=0,25;
• скорость витания —
wB= (13,85 167 0,005)0,5 = 3 ,4 м/с;
• число Рейнольдса —
Re=3,4•0,005JO6=}п 1Q3;
• скорость трогания —
w,=wB1+
Кп+ä2d/4
рчЗ ч
15
=3,41+
0,198 + 0,0625/4 Л
167 0,025 J
= 3,6 м/с;
• скорость транспортирования —
И>тр=И>в 1,5+
К„+агп/4
Рчd4
= 3,4 15I0,198+0,0625п/4Y_0
,
U+
167-0 ,025
-
8’27м/с-
С учетом влияния массовой концентрации скорость транспор­
тирования —
и'тр.м = *«ф(1 + Р>-
(11.38)
В табл. 11.14 приведено сопоставление опытных данных и ре­
зультатов расчета по приведенным формулам для различных ма­
териалов.
Расчет скорости транспортирования производился для прямо­
линейных участков сети. В фасонных участках системы происходит
изменение направление потока (его поджатие, закручивание и т.д .) .
В этих участках может происходить оседание твердых частиц. По­
этому скорость транспортирования принимается на 20... 30 % боль­
ше (что обычно отмечается в нормативных документах). Кроме
того, при определении этой скорости необходимо учитывать влаж­
ность материала. Если материал повышенной влажности, то ско­
рость необходимо увеличить.
Обозначив абсолютную влажность материала £5 и приняв, что
системой пневматического транспорта перемещается материал с
влажностью, увеличенной на Д£2, можно определить плотность влаж­
ного материала, а затем воспользоваться приведенными ранее фор­
мулами.
312

Таблица 11.14
Скорость витания, трогания и транспортирования различных материалов
для нормальных условий воздуха в воздуховоде D = 200 мм
Наименование
аэрозоля
Плотность
твердых
частиц р.„
кг/м1
Диаметр
частиц
¿/, м
Скорость, м/с
Wb
W/
Wtp
Пучки хлопка
200
0,005 1,3/4,8 3/5,9 11,5/7,3
Хлопок-сырец
900
0,004
10/9,2 12/9,8
12/10
Опилки
700
0,0003 7/2,2
10/4,6 14/9,7
Древесная стружка
700
0,01
15/12,8 16/13,2 17/13,6
П р и м е ч а н и е . В числителе приведены экспериментальные значения скоро­
сти, в знаменателе — расчетные величины.
Плотность влажного материала, кг/м3,
Р,
=Рч
(. АП1000^
1 + ------------
ßРч
(1139)
Пример 11.8 . Определить скорость транспортирования пучков
хлопка при аэродинамическом коэффициенте воздухопроницае­
мости К„ = 0,4, абсолютной влажности сухого материала 8 %. Влаж­
ность транспортируемого хлопка увеличена на 2 %. Плотность пучка
сухого хлопка р = 200 кг/м3, диаметр пучка хлопка d4 = 0,007 м,
шероховатость стенок воздуховода а = 0,25. Диаметр воздуховода
D-200мм.
Решение.
• Плотность влажного материала —
Р,
= 200'
V
21000
+8200
= 450 кг/м3;
• относительная плотность пучков хлопка —
рч =450/1,2 = 375;
• относительный диаметр частицы —
= 0,007/0,2 = 0,0354;
• скорость витания пучков хлопка —
= (13,85 •375 •0,007)0,5 = 6,03 м/с;
313

скорость транспортирования —
Wtp =6 ,03
fx5+0,4 +0,0625тс/4
= 14,2 м/с.
/
375 0,0354
Варианты расчета скорости транспортировании твердых частиц,
диаметром d4 по воздуховоду диаметром D приведены в табл. 11.15.
Таблица 11.15
Варианты задания для расчета скорости транспортирования ^ твердых
частиц по воздуховодам
Тип
аэрозоля
Диаметр
частиц
</ч. м
Плотность
частиц рч,
кг/м3
Диаметр
воздухо­
вода Д
мм
Материал
воздухо­
вода
Коэффициент
живого сече­
ния частиц
Аж,
Коэффициент
аэродинами­
ческой силы
К
Пшеница 0,005 1260
200 Оцинко­
ванная
сталь
-0
0,47
0,003
1200
250 То же
-0
0,47
Хлопок-
сырец
0,007
1500
280 Кро­
вельная
сталь
0,65
0,47
0,008
1450
315 То же
0,75
0,47
Пучки
хлопка
0,006
300
180 Оцинко­
ванная
сталь
0,5
0,47
0,005
250
200 Кро­
вельная
сталь
0,8
0,47
Пучки
шерсти
0,003
400
250 То же
0,8
0,47
0,004
500
280 Оцинко­
ванная
сталь
0,85
0,47
Дерево 0,0007 700
315 Кро­
вельная
сталь
0,85
0,47
0,0006 800
200 Оцинко­
ванная
сталь
0,9
0,47
П р и м е ч а н и я : 1. Движение частиц по воздуховоду происходит при нор­
мальных условиях воздуха, р = 1,2 кг/м3.
2. Движение частиц по воздуховоду происходит в диапазоне чисел Рейнольд­
са 10<Яе<104.
314

11.3 . Движение твердых частиц в закрученном потоке
При движении частицы в закрученном потоке они приобрета­
ют центростремительную силу и по радиальной кривой направля­
ются к периферии потока (рис. П .8).
Если поток потенциальный, то тангенциальную скорость час­
тицы (по направлению радиуса) можно определит из уравнения
wpR = const,
(11.40)
гдеЛ — текущее значение радиуса, м.
В реальных условиях
Wp/i0= const,
где а = 0 ,5 ...0 ,7 — эмпирический показатель системы.
Тангенциальная скорость —
и>р = C/R°.
Запишем уравнение импульса силы, действующей на частицу,
находящуюся в закрученном потоке:
F4z = m4wp,
(11.41)
где т ч— масса частицы, кг;
угловая скорость —
о = R/Wp,
(11.42)
текущее значение времени —
x = R/Wp.
(11.43)
При движении частиц с относительно малыми числами Рей­
нольдса (Яе < 1) используется закон Стокса:
Е, = 3nd4wc,
где wc — радиальная скорость частицы, м/с.
(11.44)
Рис. 11.8. Движение частицы в закрученном
потоке
315

Если число Яе > 10, то
37фД|И>с = пи,СО2/? = рч7^4 Л.
О
Отсюда радиальная скорость
'
=ещГ-
<п -45>
Из уравнения (11.45) находится диаметр частицы, мм ,
ч0,5
¿ч=
18и>ср
рчЛ
Так как
?п
2ял
и'с=-7—=тсо2Д; т=-----,
то радиальная скорость
и>с = 2яжоЛ.
Вдифференциальной форме имеем
«1
V
—
= 2кпа>ачх.
(11.46)
(11.47)
Учитывая, что п и ю не зависят от времени, найдем:
1п -ф- = 2тшсот;
°|
2кпа> 7?| /? т
1
2яло)
Последние уравнения позволяют рассчитать эффективность
улавливания и величину проскока частиц закручивающими аппа­
ратами, например циклонами.
11.4 . Схемы систем пневматического
транспорта
Системы пневматического транспорта предназначены для транс­
портировки твердых частиц (сыпучих материалов, зерна, муки,
хлопка, шерсти, льна, тресты, отходов производств в виде уга-
ров, древесной стружки для изготовления древесно-стружечных
плит, опилок, дробленой щепы и т.д .) от мест их улавливания до
мест складирования или последующей технологической операции.
Принципиальная схема пневмотранспорта показана на рис. 11.9.
316

Рис. 11.9. Принципиальная схема системы пневмотранспорта
В зависимости от типа транспортируемого материала различа­
ют три принципиально различных варианта компоновки системы
пневмотранспорта:
схема всасывающей установки (рис. 11 .10);
схема нагнетательной установки (рис. 11 .11);
схема смешанной установки (рис. 11.12).
Схема пневмотранспорта, представленная на рис. 11.10, состо­
ит из всасывающей воронки 1 (местного отсоса), в который по­
ступает транспортируемый материал. По воздуховоду 2 материал
транспортируется к пылеприемнику 3. Затем вентилятором 4 за­
пыленный воздух поступает на вторую ступень очистки и по воз­
духоводу вентиляционной системы 6 очищенный воздух выбра­
сывается в атмосферу. Все основные части системы находятся под
разрежением. Поэтому работа таких систем достаточно устойчива.
317

1
2
и
Рис. 11.10. Схема всасывающей установки:
/ — всасывающая воронка (местный отсос); 2 — всасывающий воздуховод; 3 —
пылеприемник; 4 — вентилятор; 5 — пылеочистное устройство; 6 — вентиляци­
онная система
Преимущество рассматриваемой схемы пневмотранспорта заклю­
чается в том, что вентилятор работает на относительно чистом
воздухе. Недостатком этой системы является то, что в очистном
устройстве 3 в систему может подсасываться воздух помещения.
В схеме, представленной на рис. 11 .11, вентилятор 7 работает
на чистом воздухе. В противоположность предыдущей установке
здесь все элементы от вентилятора до первой ступени очистки 5
включительно (в том числе воздуховоды 2 и 4) находятся под
повышенным (по сравнению с атмосферным) давлением. Это
обстоятельство требует дополнительного разрежения в всасыва­
ющей воронке 3. Запыленный воздух проходит вторую ступень очи­
стки в устройстве 7 и вентилятором 6 выбрасывается в атмосферу
по воздуховоду 8. Большим преимуществом этой нагнетательной
установки является то, что первая ступень очистки, находясь под
давлением, легко очищается от транспортируемого материала.
Смешанная установка, изображенная на рис. 11.12, позволяет
забирать транспортируемый материал в загрузочную воронку 7,
используя разрежение создаваемое вентилятором 3. Этот же вен­
тилятор подает материал на первую ступень очистки 5, из кото­
рой забирается вентилятором 6. Затем воздух очищается на второй
ступени очистки 7 и по воздуховоду <?выбрасывается в атмосферу.
В такой установке часть системы является всасывающей, а часть —
нагнетательной.
Смешанные установки (см. рис. 11.12) удобны тем, что позво­
ляют без затруднения забирать транспортируемый материал из не­
скольких точек и подавать его также в различные точки. Разгрузка
Рис. 11.11. Схема нагнетательной установки:
/, 6 — вентиляторы; 2, 4, 8 — воздуховоды; 3 — всасывающая воронка; 5 —
первая ступень очистки; 7 — вторая ступень очистки
68
7
318

7
Рис. 11.12. Схема смешанной установки:
/ —загрузочная воронка; 2, 4, 8 — воздуховоды; 3, 6 — вентиляторы; 5 — первая
ступень очистки; 7 — вторая ступень очистки
очистных устройств удобна, так как они находятся под давлением.
Существенным недостатком смешанной установки является то,
что транспортируемый материал проходит через вентилятор, что
не всегда допустимо. Например, при транспортировке готовой про­
дукции лопасти вентилятора могут нарушить упаковку материала.
11.5 . Расчет систем пневматического транспорта
Большой вклад в развитие пневмотранспорта внесли такие уче­
ные, как В.М.Чаплин, А.К. Павловский, Н.С.Сорокин, А.Е.Льво­
вич, М .П . Калинушкин, Н.А .Фукс, Дж.Стокс. При расчете си­
стемы пневмотранспорта необходимо знать расход воздуха и пыли,
удаляемого от местных отсосов технологического оборудования,
схему расположения оборудования в цехе, схему пневмотранс­
порта. Подробно расход воздуха и пыли от оборудования текстиль­
ной и деревообрабатывающей промышленности, производства
строительных материалов приведены в учебном пособии [10].Тех­
нические характеристики некоторых местных отсосов пылевыде­
ляющего оборудования приведены в табл. 11.16.
Для того чтобы вычертить аксонометрическую схему пневмо­
транспорта и рассчитать ее, необходимо знать расход воздуха и вы­
ход пыли от каждого отсоса. Для этой цели составляется табл. 11.17.
В табл. 11.16 и 11.17 приводятся исходные данные для расчета
системы пневмотранспорта. Расчет системы пневмотранспорта
сводится в табл. 11.18.
Удельные потери на трение по длине воздуховода, Па/м, мож­
но определить по формуле
= А^дА/рас,,,
(11.48)
где X — коэффициент трения круглых стальных воздуховодов (за­
висит от материала, из которого выполнен воздуховод, его диа­
метра, скорости движения воздуха и т.д .), численное значение X
может быть принято по табл. 11.19: ¿/расч — диаметр расчетного
участка сети, м; рл =0,5ри'^асч — динамическое давление на рас-
319

Таблица 11.16
Характеристика местных отсосов от технологического оборудования
Наименование
оборудования
М
и
н
и
м
а
л
ь
н
ы
й
р
а
с
х
о
д
у
д
а
л
я
е
м
о
­
г
о
в
о
з
д
у
х
а
К
т
1
п
,
м
3
/
с
М
и
н
и
м
а
л
ь
н
а
я
с
к
о
р
о
с
т
ь
т
р
а
н
с
­
п
о
р
т
и
р
о
в
а
н
и
я
н
^
п
,
м
/
с
М
а
к
с
и
м
а
л
ь
н
ы
й
в
ы
х
о
д
п
ы
л
и
Л
/
,
к
г
/
с
К
П
Д
м
е
с
т
н
о
г
о
о
т
с
о
с
а
К
о
э
ф
ф
и
ц
и
е
н
т
м
е
с
т
н
о
г
о
с
о
п
р
о
­
т
и
в
л
е
н
и
я
£
Д
и
а
м
е
т
р
п
р
и
с
о
е
д
и
н
и
т
е
л
ь
н
о
г
о
п
а
т
р
у
б
к
а
ё
0
,
м
С
к
о
р
о
с
т
ь
в
п
р
и
с
о
е
д
и
н
и
т
е
л
ь
н
о
м
п
а
т
р
у
б
к
е
п
0
9
м
/
с
Ч
и
с
л
о
м
е
с
т
н
ы
х
о
т
с
о
с
о
в
,
ш
т
.
Производство строительных материалов
Вибрационный
грохот ГУП-П
4,65 14 0,82 0,85 1,2 0,63 15
1
Вибрационный
грохот ГУП-Ш
2,72 14 0,47 0,85 1,2 0,45 17
1
Вибрационный
грохот СМ-570
1,6 14 0,28 0,85 1,2 0,35 16
1
Текстильное производство
Чесальная машина
ЧММ-450-4
0,3 15 0,05 0,8 1,8 0,14 19,5 1
Чесальная машина
ЧМ С-450-7
0,4 15 0,1 0,8 1,8 0,14 20
1
Чесальная машина
«Текстима»
0,5 15 0,09 0,8 1,8 0,14 20
1
Деревоперерабат ывающее производство
Плоскошлифо-
фальный станок
ШЛ-ЗЦ2-2
2,52 16 0,208 0,95 1,1 0,2 20 4
Широколенточный
шлифовальный
станок Шл -8
1,413 16 0,13 0,93 1,1 0,315 18
1
Шлифовальный
станок Шл-2В
0,157 16 0,015 0,94 1,1 0,1 20
1
Шлифовальный
ленточный станок
ШлПС-5Ц
0,832 16 0,048 0,9 1,2 0,18 16,4 2
Шлифовальный
ленточный станок
ШлПС-7
0,432 16 0,048 0,9 1,2 0,18 16,4 2
Кромкошлифоваль­
ный станок ШН-6В
0,666 16 0,08 0,96 1,5 0,14 21,6 2
320

Таблица 11.17
Расход воздуха и пыли от отсосов технологического оборудования
Номер
оборудо­
вания
Наимено­
вание обо­
рудования
Минимальный
расход удаля­
емого воздуха
Кпт. М3/С
Минимальная
скорость тран­
спортирования
И'шп. М/С
Плотность
частиц пы­
ли рч, кг/м3
Общий вы­
ход пыли
М, кг/с
1
2
3
4
5
6
—
—
—
—
—
—
Таблица 11.18
П р и м е ч а н и я : 1. Увязка параллельных веток сети должна производиться с
точностью не более 5 %.
2. Отмеченные звездочкой графы заполняются в соответствии с исходными
данными.
3. Значения коэффициентов местного сопротивления принимаются по «Спра­
вочнику проектировщика» или «Справочнику по гидравлическим сопротивле­
ниям» авт. И. Е. Идельчик.
321

четном участке, Па; р = 353/Т — плотность воздуха, кг/м3; Т —
температура воздуха, К.
При транспортировании твердых частиц потери давления в сети
увеличиваются и определяются по формуле
Р = РчистО ^-Ц).
где к — коэффициент увеличения потерь давления для запы­
ленного воздуха. В первом приближении можно принять к =■1,4;
ц = М/1,2Ууч — массовая концентрация взвеси в запыленном
воздухе.
Расчет сети пневмотранспорта начинается с наиболее нагру­
женного и протяженного участка.
Диаметр воздуховода на расчетном участке определяется по фор­
муле
dy, —
4V
~r min
(11.49)
Полученное по формуле (11.49) значение сравнивается с диа­
метром стандартного ряда воздуховодов: 100, 112, 125, 140, 160,
180, 200, 224 , 250, 280, 315, 355, 400, 450, 500, 580, 630, 710,
800, 900 , 1000, 1120, 1250, 1400.
Из стандартного ряда воздуховодов выбирается ближайшее
меньшее значение. Приняв диаметр воздуховода по формуле (11.49),
Таблица 11.19
Коэффициент трения X круглых воздуховодов
Ско­
рость
воздуха,
м/с
Диаметр воздуховода dM
0,1 0,2 0,4 0,5 0,63 0,71 0,8 0.9 1.0 1,4
15 0,02 0,0185 0,0158 0,015 0,014 0,0136 0,013 0,0129 0,0125 0,0115
17 0,0217 0,0182 0,0156 0,0147 0,0139 0,0135 0,013 0,0127 0,0124 0,0115
19 0,0217 0,0182 0,0154 0,0146 0,0137 0,0133 0,0129 0,0125 0,0123 0,011
21 0,0216 0,018 0,0153 0,0144 0,0136 0,013 0,0128 0,0124 0,012 0,011
23 0,021 0,018 0,015 0,014 0,0135 0,013 0,0127 0,0124 0,012 0,011
25 0,021 0,0178 0,015 0,014 0,0135 0,013 0,0127 0,0123 0,012 0,011
П р и м е ч а н и я : I. Для воздуховодов, имеющих промежуточные значения ди­
аметра или скорости движения воздуха, величина коэффициента трения опреде­
ляется интерполяцией.
2. Для воздуховодов из кирпича величина коэффициента трения увеличивает­
ся в два раза.
322

Таблица 11.20
Размеры каналов из кирпича
Габаритные размеры
канала
Площадь
поперечно-
го сечения,
м2
Габаритные размеры
канала
Площадь
поперечно­
го сечения,
м2
кирпичи
ММ
кирпичи
ММ
1 /2 х 1/2 140x140
0,02
3/2x3
400 x 790
0,32
1/2x1
140x270
0,038
2x2
530x530
0,28
1x1
270 x 270
0,073
2x5/2
530x650
0,35
1x3/2
270 x 400
0,111
2x3
530x790
0,42
1х2
270 x 530
0,143
2x4
530x1060
0,56
3/2х3/2 400x400
0,16
5/2х 5/2 650x650
0,43
3/2x2
400x530
0,21
5/2x3
650 x 790
0,52
3/2х 5/2 400x650
0,26
Примечания: 1. Настил каналов укладывается по уровню пола.
2. Пол каналов делается горизонтальным для избежания скопления отходов.
3. Расширения каналов производится в те стороны, которые удобны по усло­
виям технологии.
производится пересчет скорости транспортирования, динамиче­
ского давления и т.д . При прокладке воздуховодов под полом и в
ряде других случаев применяют воздуховоды, выполненные из кир­
пича. Размеры таких воздуховодов приведены в табл. 11.20.
Контрольные вопросы
1. Как определяется фракционный состав пыли?
2. На какие группы подразделяется пыль в зависимости от фракцион­
ного состава?
3. Как построить кривую фракционного состава пыли?
3. На какие группы подразделяются помещения специального назна­
чения (ГОСТ Р 50766-95)?
5. Какие требования предъявляются Госстандартом по запыленности
«чистых» комнат?
6. Какие критерии подобия определяют движение частиц в потоке
воздуха?
7. Дайте определение аэродинамической силы, действующей на обте­
каемое тело.
8. Как определяется аэродинамический коэффициент для воздухопро­
ницаемого тела?
9. Дайте определение скорости витания частицы.
10. Дайте определение скорости трогания и транспортирования час­
тицы в потоке воздуха.
323

11. Влияет ли и каким образом масса транспортируемого вещества на
скорость транспортирования и потери давления в сети?
12. Определите минимальный диаметр частиц, которые будут сно­
ситься к периферии закрученного потока.
13. Нарисуйте схемы всасывающей, нагнетающей и смешанной уста­
новок пневмотранспорта и укажите их преимущества и недостатки.
14. Покажите порядок гидравлического расчета сети пневматическо­
го транспорта.

ВЕНТИЛЯЦИОННОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
ГЛАВА 12
12.1 . Вентиляторы
Общие положения. Вентиляторы применяются для перемеще­
ния различных сред (понятие «среда» используется в широком
смысле). Для этой цели используется механическая энергия от
внешнего привода —двигателя. Эти аппараты характеризуются от­
ношением давлений е = Рк/р„ = 1... 1,1 (рк, рн — давление после
сечения «к» и до сечения «н» вентилятора соответственно). Для
создания большего давления используют воздуходувки. Воздухо­
дувки имеют е = < 1,4. Воздуходувки, создающие разряжение, на­
зываются эксгаустерами. Вентиляторы, компрессоры, насосы на­
зываются также нагнетателями. В условиях отсутствия потока теп­
лоты в соответствии с законом сохранения энергии имеем
L=Эк- ЭН»
где Ь — работа, затрачиваемая приводом (двигателем): Эн, Эк —
полная энергия потока среды в сечении перед нагнетателем и за
ним соответственно.
Здесь и далее термин «энергия» (Э) применяется как общий
термин, включающий в себя теплоту 0, работу Ь и внутреннюю
энергию и. Составляющие полной энергии (Э) потока среды можно
установить в соответствием с уравнением Бернулли, отражающим
закономерности стационарного ламинарного движения (пренеб­
режимо малой вязкости) несжимаемой идеальной жидкости или
газа внутри трубки тока в однородном поле силы тяжести, Дж/м3:
р„ + 0,5pM>2+ pgZ = const;
р„ + 0,5pw2+ gZ= const.
(12.1)
Все слагаемые этих уравнений имеют размерность давления:
первое из них — статическое давление, второе — динамическое, а
третье — гидростатическое. Имея в виду общность характера про­
цессов в машине преобразования различных видов энергии, ка­
кими и являются нагнетательные машины, их расчет основывает­
ся на исходных положениях термодинамики сплошных сред. Анали­
зируем закономерности преобразования энергии в потоке, нахо­
дящемся в поступательном движении, на основе феменологиче-
325

ской термодинамики. Общее математическое выражение первого
начала термодинамики для выделенного элемента потока рабочей
среды с массой т имеет вид
¿0=йи+<И =тдп2/2+тдР,
(12.2)
где 0 — теплота, подведенная к элементу среды; и — внутренняя
энергия; Ь — работа; ю2/2 — внешняя кинетическая энергия, оп­
ределяемая скоростью поступательного движения центра тяжести
элемента относительно некоторой неподвижной системы коор­
динат; Р — внешняя потенциальная энергия, связанная с пере­
мещением элемента в силовом (гравитационном) поле.
В дальнейшем рассматривается традиционный классический на­
гнетатель, т.е . система, состоящая из жидкости, на которую не
воздействуют электрические и магнитные поля. Не учитывается и
капиллярность системы, так как работа, воспринимаемая систе­
мой, является результатом сжатия, ускорения, изменения уровня.
Работа может состоять из трех составляющих:
Р=Аехн+Ар+Аов>
(12.3)
где ^ н — техническая работа; Ар —работа диссипационных сил
(трения); ЬП0В— работа сил, действующая на торцевые поверхно­
сти выделенного элемента.
Если объем элемента обозначить У, то можно записать:
Аов=АА -Р\У{;
бАк* = <1(РУ).
Учтём, что
с!и + д(РУ) = 6Я,
где Н — энтальпия элемента.
Подставляя уравнения (12.4) и (12.5) в уравнение (12.2), по­
лучим
60=6Я+б/ф+тдур-/2+йР.
(12.6)
Учитывая, что 1мех и Р без ограничений преобразуется в любую
форму энергии, исключим эти факторы из дальнейшего рассмот­
рения. Тогда для 1 кг среды уравнение (12.6) примет вид
б? = 6А + 0,5би>2 + б/тр.
(12.7)
Работа сил трения б/ф полностью переходит в тепловой поток
трения б^ф, т.е . бА = б ^ . С учетом этого равенства запишем
<1<7Внеш + бф = 6Л + 0,5би>2 + б/ф.
(12.8)
Если к» -э 0, то вся кинетическая энергия переходит в энталь­
пию, т.е . при IV—>0 и Л—I Иа, где И0— энтальпия заторможенного
потока. Поэтому можно вместо (Л+ w 2/2) записать
А0=И+0,5и>2.
(12.9)
(12.4)
(12.5)
326

Если адиабатическое истечение из системы воздуховодов при
и*-» 0, то можно определить скорость в выходном сечении:
* 0 = 2[2(А0 - Аа]0'5,
(12.10)
где Аа— энтальпия в выходном сечении.
Давление, развиваемое вентилятором р, называется разностью
полных запасов энергии после сечения «к» и до сечения «н» вен­
тилятора, отнесенные к 1 м3 газа, Па:
/> = />к-/>н+0,5р(.и>3 + н ’3).
(12.11)
Теоретическая мощность, потребляемая вентилятором, кВт:
Мг=
Ур
1000’
(12.12)
где р —давление, развиваемое вентилятором, Па; V — объемная
подача среды, м3/с.
Если степень повышения давления в аппарате больше рассмот­
ренных ранее (воздуходувки, компрессоры), то процесс может
сопровождаться повышением температуры, т.е . процесс может быть
адиабатическим. Тогда
Рк~Рк
к-
2
(12.13)
где ак = (А^ДТ)0,5 (2 — коэффициент сжимаемости; Д — газовая
постоянная); к — показатель адиабаты.
В рассматриваемом случае, потребляемая мощность, кВт:
• при адиабатическом процессе —
й_МДАак_
т" 1000’
(12.14)
ДА.
срт ;
к-1
'А}11
,Р»
СРТИ
к-1
Рк
Рн
(12.15)
при изотермическом охлаждении —
Л/ДА», к .
Мт-
1000
ДАцз.к
—СрТн 1п
(*>
Рк
* = СрТ1п
' Р*'
\Рн )
уРн ,
яг -и*
(12.16)
327

Рис. 12.1. Радиальный вентилятор
Классификация вентиляторов. Радиальные вентиляторы (рис.
12.1) общего назначения комплектуются двигателями 4А, АИР и
взрывозащищенными двигателями серий В, АИМ . Вентиляторы
выпускаются типа ВЦ 4-70 с номерами 2,5; 3,15; 4; 5; 3,6; 8; 10;
12,5 (номер вентилятора обозначает диаметр рабочего колеса, дм);
ВЦ 4-76 с номерами: 8; 10; 12; 16; 20; ВЦ 14-46 с номерами: 2,5;
3,2; 4; 5; 6,3; 8; ВЦ 16-28 с номерами: 5; 8; 10; ВЦ 10-28 с номе­
рами: 2,5; 3,2; 4; 5.
ОАО «МОВЕН» в настоящее время выпускает вентиляторы типа
ВР-300 -45 с номерами 2; 2,5; 3,15; 4; ВР-86-77 с номерами 2,5;
3,15; 4; 5; 6,3; 8.
Канальные радиальные вентиляторы. По конст­
рукции эти вентиляторы бывают радиальными и круглыми.
Канальные радиальные вентиляторы представлены на рис. 12.2.
Основные технические показатели приведены в табл. 12.1.
Круглые канальные вентиляторы представлены на рис. 12.3. Ос­
новные технические показатели приведены в табл. 12.2.
Канальные вентиляторы типа КУКЕ выпускаются торговой
марки «8у51еша1г». Электродвигатель с рабочими лопатками уста­
новлен на открывающейся крышке вентилятора. Для защиты вен-
Рис. 12.2. Канальный радиальный вен­
тилятор
328

Таблица 12.1
Канальные радиальные вентиляторы
Тип
П
р
о
и
з
в
о
д
и
­
т
е
л
ь
н
о
с
т
ь
,
м
3
/
ч
Давле­
ние, Па
Тип
П
р
о
и
з
в
о
д
и
­
т
е
л
ь
н
о
с
т
ь
,
М
3
/
ч
Давле­
ние, Па
К/КУ 100
195 40... 120 ЛУК 200Е2-А1 660 10... 300
К/КУ 100X1.
247 40... 250 ЛУК200Е 2-Ы
750 10... 300
К/КУ 125М
214 40... 120 ЯУК 250Е 2-А1 950 10...350
К/КУ 125ХЬ
321 100...250 ЛУК 250Е 2 - и
760 10...300
К/КУ 160М
450 100...250 315Е2-А1
1020 10...350
К/КУ 160ХЬ
705 100...350 315Е2-1Л
1 300 10...400
К/КУ 200М
775 150...350 315У4-А1
1 700 10...400
К/КУ 200Ь
955 150...450 КО 200Ь
1 390 10...200
К/КУ 250М
800 150...250 КО 250М
1 320 150... 300
К/КУ 250Ь
1005 150...400 КО 250Ь
1425 200...350
К/КУ 315М
1340 200... 350 КЭ315М
1 985 200...400
К/КУ 315Ь
1660 200...600 КО 3158
1415 200...350
100Е2-А1
175 10... 100 КО 315ХЫ
2 150 100...200
125Е2-А1
250 10... 100 К 0 355М1
2 765 100...200
125Е2-Ы
310 10...200 К 0 355М1
3 055 100... 200
ЛУК 150Е2-А1 420 10...200 КО 355Х1Л
4 080 150... 250
ЛУК 160Е 2-А1 660 10...300 КО 355X0
4 360 150...250
ЛУК 160Е 2-Ы 420 10...200
тилятора от перегрева он снабжается термоконтактами с электри­
ческим перезапуском.
Канальные вентиляторы типа КУ (см. рис. 12.3) могут крепить­
ся к стене. Рабочие лопатки загнуты назад. Используются двигате­
ли с внешним ротором. Частоту вращения рабочего колеса можно
Рис. 12.3. Круглый канальный вентилятор
329

Таблица 12.2
Круглые канальные вентиляторы
Тип
П
р
о
и
з
в
о
д
и
­
т
е
л
ь
н
о
с
т
ь
,
м
3
/
ч
Давле­
ние, Па
Тип
П
р
о
и
з
в
о
д
и
­
т
е
л
ь
н
о
с
т
ь
,
м
3
/
ч
Давле­
ние, Па
КУКТ 125
363 150...250 КУКЕ 355
2 943 170... 350
КУКТ 160М
439 150...300 КУКЕ 400
3 115 170... 350
КУКБ 160
500 150...300 КУКЕ
340 150...350
КУКЕ 200
836 200... 500 КУКЕ
530 200...400
КУКБ 250
1046 250...500 КУКЕ
835 200...500
КУКБ 250
1534 300...570 КУКЕ
1015 200...500
КУКЕ 315
1725 150...250 КУКЕ
1 135 400... 700
КУКЕ 315
2 238 150...250 КУКЕ
1 584 300... 600
регулировать с помощью бесступенчатого тиристора или пятисту­
пенчатого трансформатора. Эти модели снабжены встроенными
термоконтактами с автоматическим перезапуском для защиты
электродвигателя от перегрева.
В табл. 12.1 и 12.2 приведены диапазоны технических характе­
ристик некоторых наиболее распространенных типов канальных
вентиляторов. Более подробные сведения об этих вентиляторах
можно найти в соответствующих каталогах. Установка круглого ка­
нального вентилятора в вентиляционной сети показана на рис. 12.4.
По своему назначению канальные вентиляторы могут подраз­
деляться, например, на пылевые и крышные (см. далее).
На рис. 12.5 показан пылевой вентилятор, предназначенный для
транспортировки воздуха с механическими примесями (различного
вида органической и неорганической пыли, опилок, готовых из­
делий и т. д .) . Транспортируемая взвесь должна иметь температуру
не выше 80 °С, без липких и волокнистых материалов с содержа­
нием механических примесей до 1 г/м3. Этот вентилятор не имеет
переднего диска. Рабочее колесо с шестью радиальными лопатка­
ми. Лопатки крепятся к заднему диску и втулке. Такая форма рабо-
Рис. 12.4. Установка круглого канального вентилятора в вентиляционной
сети
330

Рис. 12.5. Пылевой вентилятор
чего колеса предотвращает забивание межлопаточного простран­
ства перемещаемым веществом. Пылевые вентиляторы имеют про­
изводительность 3,0 ...35,0 м3/ч и создают давление 1,5 ...5 ,5 кПа.
На рис. 12.6 приведен общий вид смерчевого вентилятора. Этот
тип вентилятора имеет рабочее колесо 3 с небольшим числом ло­
паток 2, прикрепленных к заднему диску. Диск установлен в нише
задней стенки корпуса 1 вентилятора. При вращении рабочего
колеса в корпусе возникает вихревое движение (поток). Этот по­
ток может переносить сильно запыленную воздушную среду, и
поэтому вентиляторы применяются для систем обеспыливания
воздушной среды и систем пневмотранспорта. Применение рас­
сматриваемый вентилятор нашел в системах транспортирования
готовых изделий, почтовых конвертов и т.д . Для аналогичных це­
лей, но с возможностью транспортирования волокнистой пыли,
применяется радиальный вентилятор с полой осью, который при­
веден на рис. 12.7. Транспортируемые по сети изделия входят в
вентилятор через патрубок 3, не соприкасаясь с рабочим колесом
1, проходят через его полую ось 2, не изменяя направления свое­
го движения, и выходят в сеть через патрубок 4.
Рис. 12.6. Смерчевой вентилятор:
1 — корпус; 2 —лопатки рабочего колеса; 3 — рабочее колесо
331

1 — рабочее колесо; 2 — полая ось колеса; 3 —
входной патрубок; 4 — нагнетательный патрубок
Рис. 12.7. Вентилятор с полой осью:
На рис. 12.8 показана схема дискового вентилятора. Передача
энергии от дисков к транспортируемому воздуху происходит за
счет сил трения между дисками 2 и воздухом. Уровень шума, воз­
никающего при срыве струи с лопаток обычного радиального вен­
тилятора, в данной конструкции значительно ниже. Бесшумность
работы вентилятора определяет его область применения, напри­
мер в местных кондиционерах. Кроме того, иногда по оси венти­
лятора устанавливается форсунка, которая распыляет воду и тем
самым при достаточно высоких оборотах рабочего колеса эффек­
тивно увлажняет воздух. С другой стороны, КПД таких вентилято­
ров сравнительно невысок 40...45 %.
Диаметральный вентилятор (рис. 12.9), имеет рабочее колесо
барабанного типа с большим числом сравнительно узких лопаток.
Корпус вентилятора с двух сторон сравнительно тесно примыка­
ет к рабочему колесу. С противоположных сторон колесо забирает
воздух из окружающей среды и подает в приточный патрубок. Ра­
бочее колесо крепится к основе двумя подшипниками. Такая кон­
струкция позволяет создавать значительные давления при неболь­
ших окружных скоростях, ибо воздух дважды проходит межлопа­
точное пространство, получая энергию от колеса.
Крышные радиальные вентиляторы (рис. 12.10) устанавливаются
на кровле и предназначены для удаления вредных веществ из верх­
ней зоны помещения. Они выпускаются с номерами: 4; 5; 6,3, без
виброизоляции. При использовании вентиляторов больших номе-
332
Рис. 12.8. Дисковый вентилятор:
1 — корпус; 2 —диски

Рис. 12.9. Диаметральный
Рис. 12.10. Крышный радиальный
вентилятор
вентилятор
ров (при отсутствии виброизоляции) из-за существенной вибра­
ции возможно нарушение герметичности покрытия крыши. Часто
рабочее колесо насаживается непосредственно на вал двигателя.
Вентиляторы с номерами 8 и 12,5 выпускаются в виброизоляци-
онным исполнении.
Осевые вентиляторы. Осевой вентилятор(рис. 12.11)име­
ет втулку 6, к которой под определенным углом к плоскости вра­
щения крепятся лопатки 3. Рабочее колесо сидит на вращающемся
валу, снабженным подшипниками. Вентилятор находится в кор­
пусе (обечайке) 5. Воздушный поток через коллектор / поступает
в обечайку. Вращательное движение колеса передается воздуху,
который продвигается вдоль вентилятора. Для снятия вращатель­
ного движения воздуха установлены направляющие аппараты.
Некоторые осевые вентиляторы снабжаются поворотными меха­
низмами. При помощи этих механизмов удается изменять угол атаки
лопаток на воздушный поток, а следовательно, изменять направ­
ление движения воздуха на противоположное. Таким образом, эти
вентиляторы в отличие от радиальных могут быть реверсивными.
На рис. 12.12 показана схема крышного осевого вентилятора. Этот
вентилятор имеет горизонтально установленное рабочее колесо,
Рис. 12.11. Осевой вентилятор:
1 —всасывающий коллектор; 2 — входной аппарат; 3 —лопатки рабочего колеса;
4 — выходной аппарат; 5 — корпус вентилятора; 6 — втулка
333

Рис. 12.12. Крышный осевой венти- Рис. 12.13. Крышные вентиляторы
лятор
типа БУ, ОН
насаженное на ось вертикально расположенного электродвигате­
ля. Крышные вентиляторы ОУ и ОН, показанные на рис. 12.13,
могут быть как приточными, так и вытяжными. Крышные венти­
ляторы следует располагать на кровле покрытия здания на рассто­
янии между любой парой вытяжных отверстий с диаметрами
и
не менее / = 2,5(</| + ё2).
Область экономически эффективного использования крышных
вентиляторов существенно зависит от теплового потока внутрен­
него объема помещения. Обычно их установка целесообразна при
^ = 24...30 Вт/м3. При более высоких значениях более эффективно
применение аэрационных фонарей.
Радиальные вентиляторы. Вентиляторы,предназначен­
ные для перемещения газовоздушных смесей (ГВС) по системе
воздуховодов, представлены на рис. 12.14. Радиальный вентилятор
состоит из рабочего колеса 3, которое должно вращаться в сторо­
ну выхлопа. В результате вращения колеса воздух собирается в кор­
пусе 2 и через нагнетательное отверстие подается в вентиляцион­
ную сеть. Если электродвигатель подключен неправильно и на­
правление вращения колеса противоположно показанному на рис.
12.14, то направление выхода воздуха из вентилятора сохранится
(эти вентиляторы нереверсивные). Для присоединения вентилято­
ра к всасывающей сети и избежания бесполезного перетекания
воздуха с лопаток внутри колеса устанавливается всасывающий
патрубок 1. Радиальные вентиляторы выпускаются несколькими
заводами, в том числе Московским заводом вентиляторострое-
ния, который в настоящее время называется ОАО «МОВЕН». Учи-
334

1
2.3
I
Рис. 12.14. Схема радиального вентилятора:
I — всасывающий патрубок; 2 — корпус вентилятора; 3 — рабочее колесо
тывая, что на практике эксплуатируются оба типа вентиляторов,
их взаимозамена приведена в табл. 12.3.
Вентиляторы специального назначения.Промыш­
ленностью выпускаются вентиляторы специального назначения
(взрывопожарозащищенные). Условные обозначения таких венти­
ляторов приведены в табл. 12.4.
Рабочие колеса радиальных вентиляторов. Воздух, входящий в
рабочее колесо, разгоняется в межлопаточном пространстве, вы­
ходит с колеса и поступает в корпус вентилятора (рис. 12.15). Аэро­
динамику воздушного потока в межлопаточном пространстве раз­
работал Л. Эйлер.
Таблица 12.3
Замена вентиляторов
Требуемый
вентилятор
Вентилятор,
предлагаемый для
замены
Требуемый
вентилятор
Вентилятор,
предлагаемый для
замены
ВЦ 14-46
ВР-15-45
ВР-300-45
ВЦП-7 -70
ВЦП-6 -45
0\УО-15-45
ВР-100-45
ВЦ 4-75
ВР-80-75
ВР-86-70
ВЦПВ
ВР-6
ВЦ-4 -70
ВР-80-70
В-06-300
ВО-12-330
ВО-14-320
ВР-12 -26-2 ,5
ВЦ-5 -35-3,55
ВКР-4
ВКРМ-5
ВР-6 -28
ввд
ВР-132-30
ВКР-5
ВКРМ-5 ,6
ВКР-6,3
ВКРМ-6 ,3
335

Таблица 12.4
Вентиляторы специального назначения
Назначение
Материал
У
с
л
о
в
н
ы
е
о
б
о
з
н
а
ч
е
н
и
я
У
с
л
о
в
н
о
е
о
б
о
з
н
а
ч
е
н
и
е
,
п
р
и
м
е
н
я
е
м
о
е
р
а
н
е
е
М
а
к
с
и
м
а
л
ь
н
а
я
т
е
м
п
е
р
а
т
у
­
р
а
п
е
р
е
м
е
щ
а
е
м
о
й
с
р
е
д
ы
Г
р
у
п
п
а
в
з
р
ы
в
о
о
п
а
с
н
о
с
т
и
К
л
а
с
с
ы
в
з
р
ы
в
о
о
п
а
с
н
о
с
т
и
з
о
н
п
о
м
е
щ
е
н
и
я
Общего наз­
начения
Углеродистая
сталь
—
с
80
—
—
Коррозионо-
стойкие
Углеродистая
сталь
К1
к
жз
80
—
—
Коррозионо-
стойкие, теп­
лостойкие
Нержавеющая
сталь
К1Ж
КЖ2
К1ЖЗ 200
Взрывозащи­ Нержавеющая
В
р
80 Т1...Т4 В—1а
щенные
сталь
В1
И1
Т1...ТЗ В-116
В-На
Взрывозащи­ Углеродистая
вж
ВЖ:3 150... Т1...ТЗ Тоже
щенные, теп­
лостойкие
сталь—латунь В1Ж2 И 1-02 200 Т1...Т2
Взрывозащищ­
енные
Алюминиевые
сплавы
ВКЗ
В2
ЯР
80 Т1...ТЗ
Т1...ТЗ
—
Взрывозащи­
щенные, коро-
зионно-стой-
кие, тепло­
стойкие
Нержавеющая
сталь—латунь
ВК1.Ж
В4Ж2
150...
200
Т1...Т4
Пылевые
(
Углеродистая
:таль
П
—
80
—
—
Пылевые,
1
взрывозащи-
с
щенные
Углеродистая
паль—латунь
ПВ1
80
Н
н
Пылевые
1
взрывозащи-
с
щенные, коро-
зионно-стой-
кие
Нержавеющая
паль—латунь
ПВ4
80
336

Рис. 12.15. Векторы сил, действующие в межлопаточном пространстве:
а —эпюр сил в межлопаточном пространстве рабочего колеса; б, в — эпюры сил
Введем обозначения:
окружная скорость, направленная по касательной к данной
точке окружности,
тт
ПП
(/=“”
б0Д
(о — относительная скорость, 1/с;
ю — скорость, направленная по касательной к образующей
лопатки колеса в данной точке окружности;
г — радиус рабочего колеса;
с — абсолютная скорость.
П р и м е ч а н и я : 1. Вентиляторы общего назначения предназначены для пе­
ремещения воздуха и других невзрывоопасных смесей, не вызывающих корро­
зию углеродистой стали (скорость коррозии не должна превышать 0,1 мм в год),
с содержанием пыли и других твердых примесей не более 0,1 г/м*234, не содержа­
щих липких веществ и волокнистых материалов.
2. Коррозионно-стойкие вентиляторы применяются для перемещения агрес­
сивных невзрывоопасных ГВС, не вызывающих ускоренной коррозии металла
(скорость коррозии не должна превышать 0,1 мм в год), с содержанием пыли и
других твердых примесей не более 0,1 г/м3, не содержащих липких веществ и
волокнистых материалов.
3. Вентиляторы во взрывоопасном исполнении применяются для транспорти­
ровки взрывоопасных смесей На, ..., Пб категорий, не вызывающих ускорен­
ной коррозии металла (скорость коррозии не должна превышать 0,1 мм в год), с
содержанием пыли и других твердых примесей не более 0,1 г/м3. Эти вентилято­
ры неприменимы для перемещения ГВС от технологических установок, в кото­
рых взрывоопасные вещества нагреваются выше температуры их самовоспламе­
нения или находятся под избыточным давлением.
4. Пылевые вентиляторы применяются для перемещения невзрывоопасных
ГВС, не вызывающих ускоренной коррозии металла (не более 0,1 мм в год).
337

Треугольники сил на входе в колесо и выходе подобны:
w?=с}+U}-2с,cosа,;
'
'
(12.17)
Wj=с2+и2-2с2cosа2.
Если пренебречь потерями давления в межлопаточном простран­
стве, то приращение полного давления (теоретического) будет равно
сумме приращений статического и динамического давлений.
Радиальные вентиляторы имеют внутренний диаметр колеса D0:
• колеса с лопатками, загнутыми вперед, —
4, = 1,65
\0,33
V(0,
при Луд= 20...55,
(12.18)
где луд — удельная быстроходность рабочего колеса (принимается
по маркировке вентилятора);
• колеса с лопатками, загнутыми назад, —
ГУ]0’33
Д,=1,75--1
при Луд = 40...80;
(12.19)
Pi =(PcТ2- Реп)+0,5р(С|-С}).
(12.20)
Для определения наружного диаметра Д2 колеса можно вос­
пользоваться формулами:
• при лопатках загнутых вперед, —
^ = 460 при Луд=20...55;
(12.21)
^уд
• при лопатках, загнутых назад, —
Ог=
при Луд= 40...80 .
(12.22)
^уд
Статическое давление по пути движения в канале будет увели­
чиваться за счет работы центробежной силы и возможного умень­
шения относительной скорости в канале (диффузорного эффек­
та), т.е . приращение
Рст2 Рст\ ~ Лт.ц Pet.а-
(12.23)
Центробежная сила
S=mra>2,
(12.24)
где m — масса; г — радиус колеса; со — относительная скорость.
338

Секундная работа этой силы на пути движения среды в канале
(энергия) выразится уравнением
А = I тга>2<1г.
(12.25)
п
Так как давление представляет собой энергию, отнесенную
к единице объема, а масса в единице объема является плотно­
стью, то
m/V=рирстц=|ргсоМг.
ri
Приращение статического давления за счет изменения относи­
тельной скорости при расширении потока в канале (диффузион­
ного эффекта) составляет
Рс, = 0 ,5р(и'|2 - и>2).
Приращение полного давления
р=[0,5р(Щ-U?)+0,5р(w,2- wj)]+0,5р(cj - cj)=
=0,5р(с|-с,2-Щ
-
UI2+w2- w|).
(12.26)
Если скорости wзаменить выражениями, полученными из тре­
угольника скоростей, то получим следующее уравнение для опре­
деления теоретического давления:
рТ=0,5р[{с2- с2+Щ -U2)+(с2+U2- 2c\U\cosа,) -
- (с2+U2-2c2U2cosa2)]=0,5р(U2c2cosa2-U\CXcosai). (12.27)
Проекция абсолютной скорости с на окружную скорость U
представляет собой скорость закручивания си:
си = ccosa;
Рт - 0 ,5р(c2t/ - С\и)-
Вводится коэффициент закручивания <р' = си/и.
Определим теоретический гидравлический КПД:
г\т=1- = (Рт-1Ьр)/Рг.
02.28)
Рт
339

Рис. 12.16. Рабочие колеса нагнетателей:
а —р2 < 90° (рабочие колеса с лопатками, загнутыми назад); б —Р2= 90” (рабочие
колеса с радиальными лопатками); в — р2 > 90° (рабочие колеса с лопатками,
загнутыми вперед)
В первом приближении можно допустить, что воздух в колесо
входит по нормали, тогда ф! = 0. Обозначим коэффициент давле­
ния \|/2.
Получим уравнение Эйлера:
Р = РЧгЩ-
(12.29)
Пример 12.1 . Найти давление, развиваемое рабочим колесом
радиального вентилятора с номером 8, при коэффициенте давле­
ния ф2= 1>3> частоте вращения со= 80,5 1/с.
Решение.
Находим:
окружную скорость
и2= сог2=80,5 •0,4 =32,2 м/с;
плотность потока
353
273+80
=1;
давление, развиваемое рабочим колесом,
р =ру2и% = 1,0 -1,3 -32,22 = 1348 Па.
Лопатки рабочего колеса могут быть загнутыми вперед (Р > 90°),
радиальными (Р = 90°), загнутыми назад (Р < 90°) (рис. 12.16).
На коэффициент давления существенно влияет число лопаток
в рабочем колесе. При уменьшении их числа активность воздей­
ствия колеса на поток понижается, скорость закручивания на
340

выходе уменьшается. Следовательно, при неизменном 1/2 умень­
шается коэффициент давления у2.
Чем больше лопатки загнуты вперед, тем больше скорость с2,
при неизменной скорости 1/2увеличится коэффициент давления
у2= 0,6... 1,4. Однако аэродинамика колеса такова, что с увеличе­
нием у 2 в межлопаточном пространстве повышаются потери дав­
ления и КПД таких вентиляторов меньше, чем у вентиляторов с
лопатками, загнутыми назад. При высоком коэффициенте давле­
ния можно получить требуемое давление при более низкой ок­
ружной скорости рабочего колеса.
Рабочее колесо вентиляторов низкого давления с лопатками, загну­
тыми вперед, эксплуатируется при окружной скорости 30...40 м/с.
Число лопаток в этом случае достигает 64.
У вентиляторов среднего давления обычно рабочие колеса име­
ют до 36 лопаток.
У вентиляторов высокого давления рабочие колеса эксплуатиру­
ются с окружной скоростью до 70...80 м/с, число лопаток состав­
ляет 16...32.
Вентиляторы с радиальными лопатками имеют коэффици­
ент давления 0,4...0,65 , а КПД достигает 0,7...0,76. Число лопа­
ток составляет 24...26, окружная скорость обычно не превышает
80 м/с.
Вентиляторы с лопатками, загнутыми назад, имеют такую аэро­
динамику течения среды в межлопаточном пространстве, при
которой достигается наиболее высокий КПД (до 0,86).
В целях совершенствования работы вентиляторов (повышения КПД
и снижения уровня шума) разработаны оболочные лопатки (рис. 12.17).
Рабочие колеса с такими лопатками позволяют практически бес­
шумно работать при окружной скорости до 100... 130 м/с.
Входные кромки лопаток любых нагнетателей для обеспече­
ния безударного входа всегда отгибаются в направлении враще­
ния (Р, < 90°). Это требование вызвано тем, что на входе вектор
абсолютной скорости (при отсутствии предварительного закручи­
вания, с1и = 0) направлен радиально, и по правилу параллело­
грамма угол между векторами относительной и окружной скоро­
стей получается тупым.
Рис. 12.17. Полая лопатка рабочего колеса
341

Рис. 12.18. Корпус радиального вентилятора:
а — конструктивный квадрат; 1...4 — конструктивные точки квадрата; г — кон­
структивные радиусы; с — расчетный параметр
Другим расчетным уравнением является полученное ЦАГИ эм­
пирическое уравнение удельной быстроходности:
У°'5П _ с е У°'5П
/1А„АЧ
«УД-,
ч0,75- 5 0,75>
(12.30)
Р
"
где V — секундный расход воздуха, м3/с; п — число оборотов
рабочего колеса, об/мин; р — давление, создаваемое вентилято­
ром, Па.
Рабочее число оборотов колеса согласуется со стандартным
рядом оборотов электродвигателя (или учитывается передача от
электродвигателя до рабочего колеса вентилятора): 500; 600; 750;
1000; 1500 и 3000 об/мин. Число лопастей колеса можно опреде­
лить по формуле
■7 _А +А)
^ =я—-----—
■
А-А)
(12.31)
Еще больше влияет на коэффициент давления центробежных
сил угол выхода с лопастей р2, который изменяется в пределах
10... 170° В связи с этим коэффициент давления изменяется в пре­
делах 0,8...2,5, т.е . почти в три раза.
Корпус радиального вентилятора. Поток среды, сбегающей с ло­
паток колеса, должен собираться в корпусе вентилятора с наи­
меньшими потерями. В корпусе радиального вентилятора (рис.
12.18) скорость несколько снижается, и динамическое давление
соответственно преобразуется в статическое давление. Сход среды
с колеса происходит по логарифмической кривой, а точнее по
кривой Архимеда.
342

Образующая корпуса радиального вентилятора строится следу­
ющим образом: проводится окружность диаметром, равным диа­
метру рабочего колеса; затем вычисляется с и определяется сто­
рона конструктивного квадрата а. От точки 1 проводится горизон­
тальная линия. От края окружности рабочего колеса откладывает­
ся с. Получаем вектор ги которым проводится четверть окружно­
сти. Циркуль переносится в точку 2 и соединяется с окончанием
вектора г,. Получаем вектор г2, которым продолжаем проводить
следующую четверть окружности и т.д .
Для расчета используются следующие уравнения.
• Величина раскрытия корпуса:
для вентиляторов с лопатками, загнутыми вперед, —
е=
(12.32)
для вентиляторов с колесами, имеющими лопатки, загнутые
назад, —
с=^-д2.
125 2
(12.33)
Сторона конструктивного квадрата может быть найдена по
формуле
а=
п-т
2
С
4’
(12.34)
где п, т — габаритные размеры корпуса вентилятора.
• Ширина корпуса вентилятора:
для вентиляторов с колесами, имеющими лопатки, загнутые
вперед, —
Д = 0 ,015лудД2;
(12.35)
для вентиляторов с колесами, имеющими лопатки, загнутые
назад, —
В = 0,0084/1уд£>2.
(12.36)
Промышленность выпускает вентиляторы, у которых крепле­
ния к каркасу позволяют иметь положения корпуса по схемам,
показанным на рис. 12.19. Выбирается такое положение корпуса,
при котором будут наименьшие сопротивления на выходе (зави­
сит от размеров вентилятора, высоты и размеров в плане прито­
чной камеры и т.д .) . На рис. 12.20 приведены схемы присоедине­
ния вентилятора к электродвигателю. Мощность, потребляемая
электровентилятором, Вт, находится по формуле
343

а
б
Рис. 12.19. Возможные положения корпуса радиального вентилятора:
а — вентиляторы правого вращения; б — вентиляторы левого вращения
Рис. 12.20. Варианты соединения радиального вентилятора с электродви­
гателем:
а — вентиляторы первого исполнения; б — вентиляторы с одним подшипником и
муфтой: в — вентилятор с двумя подшипниками; г — вентилятор с клиноремен­
ной передачей и одним подшипником; д — установка вентиляторов двухсторон­
него всасывания при помощи подшипников и муфты; е —установка вентилятора
с клиноременной передачей и двумя подшипниками; ж —установка вентилятора
двухстороннего всасывания с клиноременной передачей; 1 — вентилятор; 2 —
муфта с одним подшипником; 3 — муфта с двумя подшипниками; 4 — клиноре­
менная передача
344

Значение КПД передачи Т1„
Таблица 12.5
Схема передачи
КПД передачи Т1п
Насадка колеса на вал электродвигателя
1
Соединение вала вентилятора и электродвигателя с
помощью муфты
0,98
Клиноременная передача
0,95
N=
арУ
ЛвЛп
(12.37)
где р — давление, Па; V— производительность вентилятора, м3/с;
т|„ — К ПД вентилятора, определяемый по характеристике венти­
лятора; т|п— КПД передачи, принимается по табл. 12.5; а — коэф­
фициент запаса, принимается по табл. 12.6.
Характеристики радиальных вентиляторов. Каждый типораз­
мер вентилятора по аэродинамическим показателям идентичен,
и поэтому их индивидуальные характеристики подобны. При кон­
трольных испытаниях вентилятора экспериментально определя­
ются индивидуальные характеристики, зависимость полного раз­
виваемого вентилятором давления р от производительности V.
Такие испытания производятся периодически на серийно вы­
пускаемых вентиляторах, а также при обнаруженных изменени­
ях в их работе. Полные испытания вентилятора производятся после
частичной или полной реконструкции вентилятора и при созда­
нии новой конструкции вентилятора. Эти испытания произво­
дятся при заданном числе оборотов рабочего колеса п. Определя­
ются давления, потребляемая мощность и КПД вентилятора при
различной производительности. На рис. 12.21 показаны полные
Таблица 12.6
Коэффициент запаса мощности а
Мощность на валу
электродвигателя, кВт
Коэффициент запаса мощности, а
радиальные вентиляторы осевые вентиляторы
0,5
1,5
1,2
0,51... 1
1,3
1,15
1,01 ...2
1,2
1,1
2,01 ...5
1,15
1,05
5
1,1
1,05
345

Рис. 12.21. Полные характеристики
вентилятора:
1 — КПД вентилятора; 2 — характерис­
тика потребляемой мощности вентиля­
торов с лопатками, загнутыми вперед;
3 — характеристика потребляемой мощ­
ности с лопатками, загнутыми назад; 4,
5, 6 — характеристики давления
характеристика радиального вентилятора. Из уравнения Эйлера
получаем, что давление не зависит от расхода воздуха (кривая 4).
Однако практика показывает, что при увеличении производи­
тельности потери давления увеличиваются и кривая 6 плавно
снижается. Для некоторых типов вентиляторов (кривая 5) на на­
чальном участке наблюдаются повышенные потери давления.
Такой вид кривой на начальном участке объясняется влиянием
на потери давления малых значений числа Рейнольдса. Вентиля­
торы, характеристика которых отражается кривой 6 позволяют
осуществлять более плавную регулировку. Если характеристика
подобна кривой 5, то на начальном участке параметры работы
вентилятора будет неустойчивы. Кривая 2 показывает изменение
мощности, потребляемой вентилятором с колесами, имеющими
лопатки, загнутые вперед, а кривая 3 — с лопатками, загнутыми
назад. На рис. 12.22 показано изменение КПД вентилятора в за­
висимости от изменения расхода. При подборе вентилятора не­
обходимо иметь максимально возможное значение КПД для дан-
346
Рис. 12.22. Индивидуальная характе­
ристика вентилятора

ного типа, т.е . т) < 0,9т|тах. При несоблюдении этого условия мо­
жет существенно измениться coscp электросети. Учитывая пуско­
вой момент, запуск вентилятора следует производить при за­
крытой заслонке, когда на характеристике имеем N„. Затем за­
слонка постепенно открывается до тех пор, пока производитель­
ность не достигнет расчетной величины.
Формулы пересчета. Всерадиальные вентиляторы пост­
роены по одинаковой схеме, поэтому к ним могут быть примени­
мы одни формулы пересчета:
Ü=J?V
р
р°2"2■ JL=VP - П23Ю
К 4Я’ Ро РоАЯ2’ N0 voPo’
у•;
где V— расход воздуха, м3/ч;D — диаметр рабочего колеса, м; п —
число оборотов рабочегоколеса, об/мин; р — давление, Па;р —
плотность воздуха, кг/м3; N — мощность, Вт. Индекс «о» — отно­
сится к исходному вентилятору.
Формулы пересчета позволяют из полной характеристики, по­
лученной при постоянном числе оборотов, получить индивиду­
альную характеристику (при различных числах оборотов рабочего
колеса). На рис. 12.23 приведена индивидуальная характеристика
радиального вентилятора в линейном масштабе координат.
Более распространены индивидуальные характеристики, пост­
роенные в логарифмических координатах. На рис. 12.24 приведена
аэродинамическая характеристика радиального вентилятора ВР-
86-77 -2,5. Характеристики других вентиляторов приведены в соот­
ветствующих справочниках.
Московским вентиляторным заводом ОАО «МОВЕН» выпуска­
лись две модификации вентиляторов: ВЦ, например ВЦ 4-75-4,
где \у2= 0,4; луд= 75; D = 400 мм, и ВР, например ВР-300 -45-3,15,
где /!уд= 45; />=315 мм.
Рис. 12.23. Характеристика вентилятора:
р — давление, Па; V — расход воздуха,
м3/ч; п —число оборотов рабочего колеса,
об/мин; г) — КПД
347

Рис. 12.24. Аэродинамическая характеристи­
ка радиального вентилятора
Пример 12.2 . Определить, какой радиальный вентилятор с но­
мером 2,5 при числе оборотов п = 2750 об/мин и нормальных
метеорологических условиях (р = 1,2 кг/м3) обеспечит произво­
дительность V= 1300 м3/ч и создаст давление р = 620 Па.
Решение.
и2=
ппИ
~бГ
п2 750-0 ,25
60
=36м/с; ¥2
Р
Ри2
620
1,2 • 362
= 0,4;
1/0,5
Луд=5,5л—
=5,5-2750
VI 300/3 600620
6200'75
73 об/мин.
щ =200•0,4 =80.
Поставленным условиям более всего удовлетворяет радиаль­
ный вентилятор ВР-86-77 -2,5 , при И = /)н.
Пример 12.3 . Радиальный вентилятор ВР-86-77 -6,3 при /) = 7)н,
нормальных метеорологических условиях (р = 1,2 кг/м3), числе
оборотов рабочего колеса л = 1435 об/мин, КПД вентилятора т| =
= 0,835, производительность У= 13000 м3/ч (V = ^ ^00 =3 ,61 м3/с)
3 600
обеспечивает давление 1200 Па. Определить, насколько изменят­
ся производительность и создаваемое давление.
Решение.
р0 = 373 =0,947 кг^м3
Потребляемая мощность вентилятором при нормальных усло­
виях
N=Ур
Л
3,61 1 200
1000-0 ,835
кВ т.
348

Получим:
У=К =13000М3/ч; р0=Р±р=
1200=0,79-1 200=948Па;
Р
1,2
=-^
= 0,79-5,2 =4,11 кВт.
Р
Проверим результаты расчета:
3,61-948
1000-0 ,835
= 4,1 кВт.
Пример 12.4 . Определить давление на выходе с рабочего колеса
радиального вентилятора с номером 8 и коэффициентом давле­
ния \у2= 1,3. Частота вращения рабочего колеса ю = 80,5 1/с, тем­
пература воздуха /в = 20 °С.
Решение.
и2=(аг=80,5 •0,4 =32,2 м/с;
Р=рщЩ =!,2 1,332,22=1617Па.
Пример 12.5 . Подобрать радиальный вентилятор на производи­
тельность V= 13000 м3/ч и давление р = 1400 Па.
Решение. Принимается вентилятор ВР-86-77 -6,3 при И =
= 1,05/)н, числе оборотов рабочего колеса п = 1435 об/мин и КПД
0,81 (т|тах = 0,815). Потребляемая мощность при схеме установки
электродвигателя (см. рис. 12 .20, а):
дг = ---------- —______ =
____13000_1400____624кВт
3 600-1000лвлп 3 600-1000-0 ,81 1 ’
Пример 12.6 . Вентилятор ВР-86-77 -4 при /)= 7)ни числе оборо­
тов рабочего колеса п = 2850 об/мин, при КПД г| = 0,78 имеет
производительность V = 6 700 м3/ч и создает давление 1900 Па.
Определить необходимое число оборотов рабочего колеса, чтобы
производительность вентилятора стала 1-^ = 2 000 м3/ч. Найти при
новом числе оборотов создаваемое давление и потребляемую мощ­
ность.
Решение.V
V
2 000
«о=«у-=2850=850об/мин;
349

Пример 12.7. Вентилятор ВР-86-77 -3,15 при И = /)н, числе
оборотов рабочего колеса п = 2850 об/мин, максимальном КПД
(т|тах = 0,78) дает производительность V = 2 750 м3/ч и создает
давление р = 1 100 Па. Определить, при каком диаметре рабочего
колеса (в пределах 10 % от Дн) и числе оборотов вентилятор умень­
шит свою производительность в два раза.
Решение.
По характеристике вентилятора при л = const и уменьшении про­
изводительности в два раза имеем п0 = 1350 об/мин и р = 250 Па.
Проверим результаты расчета:
Некоторое несоответствие в аналитическом расчете и постро­
ении по характеристике объясняется изменением КПД вентиля­
тора при изменении условий его работы.
Пример 12.8 . Определить, при каком диаметре рабочего колеса
производительность вентилятора уменьшается на 20 %. Вентиля­
тор ВР-86-77 -4, Б = Ц, дает производительность 3 200 м3/ч. Сохра­
нив число оборотов рабочего колеса п = 1380 об/мин, л = 0,78,
при выбранном диаметре колеса определить создаваемое давле­
ние и потребляемую мощность.
Решение.
Принимаем Б = 0,95/>„.
Из характеристики данного вентилятора имеем: У0= 0,8 •3 200 =
= 2560 м3/ч, создаваемое давление р = 420 Па, л = 0,77,
V0 п0 ^D0^
9 RS0
;п0=0,93—- —
= 1039об/мин.
2 560•420
= 0,39 кВт.
3600 1000 0,77
350

Пример 12.9 . Во сколько раз требуется изменить число оборо­
тов рабочего колеса вентилятора ВЦ 4-75-6 ,3 , чтобы снизить его
производительность с 12000 м3/ч до 8 000 м3/ч.
Решение.
V_п
.
п_8000
_
п¿у
К"л~; п0“12000“’ '
Число оборотов рабочего колеса следует снизить на 33 %.
Пример 12.10. Определить, какой радиальный вентилятор (ука­
зать его марку) с номером 2,5 при п = 1350 об/мин создает дав­
ление р = 145 Па и производительность К= 630 м3/ч. Условия рабо­
ты вентилятора нормальные (р = 1,2 кг/м3).
Решение.
..
630
3/
лпЭ 7с1350 0,25 ..
,
V-
——
=0,175м/с; иг=——=
------ -—
-
—
= 17,66 м/с;
3 600
\|/2 =
60
145
рЩ 1,2 •17,662
60
= 0,39;
, . 0 ,1750,5 1350
«уд=5’5-ЗЖ=
—
----- = 74.
1450,75
Примем \|/2= 200 •0,39 = 78.
Поставленным требованиям удовлетворяет радиальный венти­
лятор ВР-86-77 -2,5.
12.2 . Работа вентилятора в сети
Учитывая, что вентилятор обычно работает в сети, поэтому на
его работе будет сказываться характеристика сети. На практике на
характеристику вентилятора накладывают характеристику сети (см.
рис. 12 .24), и точка их пересечения покажет производительность и
давление вентилятора, которые он будет создавать в этой сети.
Характеристика сети определяется по секундному расходу воздуха
К, м3/с, потерям давления в сети р, Па, поперечному сечению
воздуховода Р, м2.
Потери давления в сети
Р ~ ^Ртр "*■АРм.с
—
Ра=
'
I
\г,
351

Таблицы 12.7
Рассматриваемые характеристические кривые
Производительность У, м3/с
0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1
V2
0,25 0,36 0,49 0,64 0,81 1,0 1,21
Давление р у, Па
500 500 450 450 430 400 300
Давление сети рс, Па
175 252 343 448 567 700 847
илир=КУ2,
(12.39)
где А. — к о эффициент трения; й —диаметр воздуховода, м;
—
сумма коэффициентов местного сопротивления сети; Р — попе­
речное сечение воздуховода, м2; К — характеристический коэф­
фициент вентиляционной сети.
Пример 12.11. Вентилятор ВР-86-77 -4 при й = /)н, числе обо­
ротов п = 1380 об/мин имеет характеристическую кривую, приве­
денную в табл. 12.7 и на рис. 12.25. Характеристический коэффици­
ент вентиляционной сети К = 700.
Если по вентиляционной сети транспортируются твердые час­
тицы, то такие системы называются пневмотранспортом. Естествен­
но сопротивление такой сети повышается и вентилятор будет ра­
ботать в другом режиме. Расчет потерь давления в сети пневмо­
транспорта производится по формуле
Р=РЧ(1+Ф),
(12-40)
где рч — потери давления в «чистом» воздуховоде, при отсут­
ствии транспортируемых взвешенных частиц, Па; В — опытный
коэффициент, зависящий от вида перемещаемого материала,
может быть принят 1,3... 1,5; |х — массовая концентрация приме­
сей в транспортируемом воздухе, кг материала/кг воздуха, при-

нимается от 0,5 (хлопок, лавсановое волокно, обрезки в трико­
тажном производстве и т.д .) до 0,8 (чугунная крошка, стальная
крошка и т.д .) .
Пример 12.12 . В системе пневмотранспорта установлен венти­
лятор ВР-86-77 -4 при D = DH, числе оборотов п = 1380 об/мин.
Массовая концентрация перемещаемой смеси составляет ц = 0,5,
коэффициент В= 1,3.
Таким образом, характеристический коэффициент вентиляци­
онной сети составит
Ап=А(1+Яр)=700(1+1,30,5)=1155.
Расчет характеристического уравнения сети:
V, м3/с
0,1
0,4
0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6
V2................... 0,01 0,16 0,36 0,64 1,0 1,44 1,96 2,56
Ру, П а .............. -
500 500 400 400 270
-
-
ре, П а ............11,55 185 416 739 1155 -
-
-
На рис. 12.26 показаны характеристики вентилятора с числом
оборотов п = 1380 об/мин. Очевидно, что для пневмотранспорта
требуется более высокое давление, но тогда вентилятор даст мень­
шую производительность. Аналогично будет работать вентилятор,
если на внутренней поверхности воздуховодов произошли отло­
жения твердых веществ или воздуховоды коррозировались.
Пример 12.13. Вентиляционная сеть разгерметизировалась на
40 %, т.е . сопротивление сети уменьшилось на 40 % (рассматрива­
ется вентилятор ВР-86-77 -4). Характеристический коэффициент
такой сети К = 420. Расчет примера:
V, м3/с
0,1 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4
1,6
V2
0,01 0,16 0,36 0,64 1,0 1,44 1,96 2,56
Ру, Па.... ........ —
500 500 400 400 270 —
—
Рс, П а ............4,2
рс до разгерме-
67151269420605—
—
тизации, Па 7
112 252 448 700 —
—
—
Рис. 12.26. Характеристики вентиля­
тора в сети пневмотранспорта:
1 —характеристика вентилятора; 2 —ха­
рактеристика «чистой» вентиляционной
сети; 3 — характеристика сети пневмо­
транспорта
00,40,60,81,0V
353

р
Рис. 12.27. Схема качественного регу­
лирования работы вентилятора:
пи п2 — изменение числа оборотов рабо­
чего колеса вентилятора; 1 ,2 — характе­
ристики сети
о
уС2 уС1
у
Регулирование работы вентилятора, установленного в сети. Ре­
гулировать производительность вентилятора можно качественным
или количественным методом.
Качественное регулирование работы вентиля­
то р а. При качественном регулировании изменяют число оборо­
тов рабочего колеса (рис. 12 .27).
В рассматриваемом случае могут быть использованы формулы
пересчета параметров.
Количественное регулирование работы венти­
л я то р а. При количественном регулировании работы вентилято­
ра изменяют характеристику вентиляционной сети, например вво­
дят дополнительные сопротивления. Метод количественного ре­
гулирования можно показать, используя рис. 12.26. Допустим, что
исходная сеть характеризуется кривой 2. Введя дополнительное
сопротивление, переходим к сети, характеризуемой кривой 3. В
результате уменьшается производительность вентилятора.
Работа вентилятора, установленного в сети. При п ар а л л е л ь­
н о й р а б о т е вентиляторов приходится устанавливать в сеть два
вентилятора параллельно (рис. 12.28) в целях увеличения произ­
водительности. Поэтому, чтобы построить суммарную характери­
стику производительности, складываются две характеристики вен­
тиляторов при одном и том же давлении, а затем накладывается
характеристика сети (рис. 12 .29).
Пример 12.14 . В сеть с характеристическим коэффициентом
К = 2 000 установлены параллельно два одинаковых вентилятора
ВР-86-77 -2,5 при /) = Д, с числом оборотов рабочего колеса п =
= 2 750 об/мин. Определить производительность вентиляторов. Про­
изведем расчеты:
354
Рис. 12.28. Параллельная установка
вентиляторов

Рис. 12.29. Работа двух параллель­
ных вентиляторов в сети:
1 —характеристика одного вентилято­
ра; 1 + 2 —характеристика двух парал­
лельно установленных вентиляторов
Рис. 12.30. Характеристические кри­
вые к примеру 12.14
Характеристика вентиляторов
р, П а .......................... 700 700 670 600 520 500
У, тыс. м3/ ч ................ 0,8
1
1,2
1,4 1,6
1,8
У„ м3/ с .................... 0,224 0,28 0,336 0,39 0,448 0,5
К|+2, м3/ с .................. 0,448 0,56 0,672 0,78 0,896 1,0
Характеристика вентиляционной сети
V, м3/с
0,2 0,5 1,0 1,5
V2
0,04 0,25 1,0 2,25
р, П а ............................25 100 400 900
Из графика, представленного на рис. 12.30, видно, что в рас­
сматриваемой вентиляционной сети один вентилятор ВР-86-77 -2,5
при числе оборотов рабочего колеса п = 2 750 об/мин обеспечит
производительность У= 0,5 м3/с или 1,8 тыс. м3/ч, два параллель­
но установленных таких вентиляторов дадут У1+2 = 0,62 м3/с или
2,230 тыс. м3/ч. Таким образом, получить двойную производитель­
ность вентиляторов естественно не удается.
Последовательная работа вентиляторов в сети.
Последовательная установка вентиляторов (рис. 12.31) возможна
тогда, когда давление, создаваемое одним вентилятором, недо­
статочно, чтобы преодолеть сопротивление сети. В этом случае дав­
ление одного вентилятора складывается с давлением второго при
Рис. 12.31. Схема последовательной установ­
ки двух вентиляторов
355

Рис. 12.32. Работа двух последователь­
ных вентиляторов в сети:
1 — характеристика одного вентилятора;
1 + 2 — характеристика двух последова­
тельно установленных вентиляторов
одинаковой производительности. Затем на суммарную характери­
стику накладывается характеристика сети.
Характеристика работы двух последовательно установленных
вентиляторов приведена на рис. 12.32.
Пример 12.15. В вентиляционной сети последовательно установ­
лены два одинаковых вентилятора ВР-86-77 -4 при Б = 7)н, с чис­
лом оборотов п = 1380 об/мин. Характеристический коэффициент
сети К = 1000. Характеристики двух последовательно установлен­
ных вентиляторов:
Характеристики вентиляторов
V, тыс. м3/ч ... ......................... 1,8
2,5
3
4
V, м3/ с ......... ......................... 0,5
0,7
0,84
1,12
Ри П а ............ ......................... 500
500
450
300
Р\+ъ П а ......... ....................... 1000
1000
900
600
Характеристика вентиляционной сети
К, м3/ с ......... .......................... 0,5
0,7
0,84
1,0
V2 ...........................................0,25
0,49
0,71
1,0
Р, П а ....................................... 250
490
710
1000
Таким образом (см. рис. 12.32), один вентилятор в рассматрива­
емой сети создает давление р = 500 Па, а два вентилятора, уста­
новленных последовательно, создают давление />|+2 = 820 Па. Сле­
довательно, установка двух последовательно установленных вен­
тиляторов создает в сети большее давление, чем каждый из них,
но меньше суммы их давлений.
12.3 . Эжекторы
Эжекторы низкого давления. При транспортировке воздуха,
содержащего пары органических растворителей или взрывоопас­
ных веществ, конденсат или пыль, которые способны загораться
356

или взрываться, приходится использо­
вать эжекторы. Схема присоединения
эжектора к вентилятору показана на рис.
12.33. На рис. 12.34 представлен эжектор
низкого давления. Как правило, эжек­
торы изготовляются из электропровод­
ного материала и заземляются. Эти уст­
ройства гарантируют непрохождение
взрывопожароопасных веществ через
вентилятор. В качестве движущей силы
используется естественная турбулент­
ность струйного течения (рис. 12.35), ко­
торая вызывает подсасывание (эжек-
цию) [9] окружающей среды, увеличи­
вая тем самым массу проходящей среды.
В струйных аппаратах движущей силой
является турбулентная эжекция, допус­
кающая КПД аппарата порядка 0,2...0,3.
Эжекторы низкого давления имеют
производительность 1000... 12000 м3/ч
при гидравлическом сопротивлении
49...259 Па. Для уменьшения потерь при смешении потоков эжек-
тируемого и рабочего воздуха необходимо соблюсти их определен­
ные соотношения. Отношение п подсасываемого потока щ к ско­
рости смешанного потока н'з принимается следующим:
Рис. 12.33. Схема присое­
динения эжекторов к вен­
тилятору
0,4<и=— <0,8.
(12.41)
Меньшее значение п принимается для эжекторов низкого дав­
ления, а большее — для эжекторов высокого давления, которые
работают на сжатом воздухе. Коэффициент восстановления давле­
ния в конфузоре составляет 0,5 ...0,8. Коэффициент эжекции [1]
осесимметричной струи (сопло обычно имеет осесимметричное
сечение)
р=д/Р0’5
(12.42)
В формуле (12.42):
б=<7/<70=0пр/Со+1;
</ =С0р^0-5;
где (7 — массовый расход струи в произвольном сечении, кг/с;
<70 — массовый расход струи на истечении, кг/с^(?пр — массовый
расход среды, присоединенный к струе, кг/с; У7 — относитель­
357

Рис. 12.34. Эжектор низкого давления:
1 —эжекторный узел; 2 —сопло; 3 —смесительная камера; 4 —диффузор; /кам—
длина смесительной камеры; 1тф — длина диффузора
ная поверхность турбулентного обмена струи с окружающей сре­
дой, которую вычисляют как
Р
АХ28ш12°30' п п п о Х
¿¿созЧГЗО' ,9° Ч '
Коэффициент эжекции осесимметричной струи [9] получим
Р = 0,34. Однако, учитывая, что после сопла 1 устанавливается
Рис. 12.35. Аэродинамика эжектора
358

камера смешения 3 (см. рис. 12.34), полностью использовать эжек-
ционную способность струи не удается [9].
Обозначим коэффициент смешения
Л= $/<?.,
(12-43)
где (?) — массовый расход среды, выходящей из эжектора, кг/ч
(кг/с); С2— массовый расход среды, подаваемый в эжектор через
сопло, кг/ч (кг/с).
Нередко на одну систему устанавливается несколько эжекто­
ров (до 100) с единым центром приготовления эжектирующего
воздуха (коэффициент эжекции суммарной установки в этом слу­
чае достигает 10... 12). Наибольший КПД имеют эжекторы с ко­
эффициентом смешения т| около 1. При повышении коэффици­
ента эжекции (|3 > 1) или снижении (Р < 0,4) КПД установки
резко понижается. В диффузоре происходит некоторое восстанов­
ление давления \рдиф=0,5...0 ,8. Технические характеристики эжек­
торов низкого давления приведены в табл. 12.8, их габаритные
размеры — в табл. 12.9.
Вентиляторы, которые применяются в типовых эжекторах низ­
кого давления, приведены в табл. 12.10.
Эжекторы высокого давления. Эжекторы высокого давления (рис.
12.36) классифицируют по степени сжатия (отношения конечного
давления смеси ра к начальному эжектируемому рн) и степени рас­
ширения рабочего потока (отношению начального давления перед
соплом рр к конечному за соплом р„ и подразделяют на две группы:
• газоструйные компрессоры, имеющие большую степень
расширения и умеренную степень сжатия (2,5 >pJpн> 1,2);
• газопароструйные эжекторы, имеющие большую степень рас­
ширения и малую степень сжатия (рс/рн < 1,2).
Особую группу составляют пароструйные эжекторы, которые
применяют в конденсационных установках паровых турбин и в
пароэжекторных холодильных установках. Пароструйные эжек­
торы могут иметь от одной ступени до трех. Расчетное мини­
мальное (избыточное) давление пара в типовых эжекторах со­
ставляет 5... 16 МПа, а количество отсасываемого воздуха от
1,1 10"3до 0,3 кг/с. Номограммы для расчета эжекторов высоко­
го давления приведены на рис. 12.37.
В вентиляционной практике чаще применяют эжекторы, схема
которого приведена на рис. 12.36. Сечение/4 является конечным
сечением приемной камеры и начальным сечением смесительной
камеры. Основная часть этой камеры имеет цилиндрическую фор­
му с сечением/3 <Д. При отсосе объемов воздуха до 0,3 м3/ч при­
меняют эжектор высокого давления с боковым подводом эжекти-
руемого воздуха. Скорость выхода воздуха из сопел таких эжекто­
ров достигает 320 м/с, так как они работают на сжатом воздухе
при давлении более 105 Па.
359

Таблица 12.8
Параметры типовых эжекторов низкого давления (в этих эжекторах
используются типовые вентиляторы)
No
э
ж
е
к
т
о
р
а
О
б
ъ
е
м
у
д
а
л
я
е
м
о
г
о
в
о
з
д
у
х
а
К
,
м
3
/
ч
Ра.с
Л/>] АРн Л/>р
No
э
ж
е
к
т
о
р
а
О
б
ъ
е
м
у
д
а
л
я
е
м
о
г
о
в
о
з
д
у
х
а
К
,
м
3
/
ч
Ра.с
А/>э Ар„ Арр
1100049493007,6316000494928911,9
2
98 78 147 24,7 32
98 49 254 6,4
3
137 78 210 19,8 33
137 78 277 25,4
4
196 98 98 30,5 34
196 78 345 21,8
5
245 98 389 22,7 35
245 78 171 15,9
6
294 98 186 15,3 36
294 98 191 21,8
7200049491538,8378000494930110,4
8
98 78 402 27,4 38
98 49 197 5,2
9
137 78 274 21,4 39
137 78 238 24,2
10
196 78 443 14,6 40
196 78 438 18,2
11
245 98 173 22,8 41
245 78 173 38,4
12
294 98 343 17,7 42
294 98 190 20,8
13300049499410,5431100049491849,8
14
98 78 333 29,8 44
98 49 270 5,6
15
137 78 207 23,9 45
137 78 210 25,2
16
196 78 245 16,7 46
196 78 443 18
17
245 98 251 31,5 47
245 78 265 10,8
18
294 98 657 18,6 48
294 98 470 11,9
19400049493497,249120004949147—
20
98491701,750
98 78 375 1,9
21
137 78 161 55,7 51
137 78 263 12,9
22
196 78 521 13,7 52
296 78 423 8,4
23
245 78 358 10,8 53
245 98 154 19,2
24
204 98 382 18,2 54
294 98 490 14,1
360

Окончание табл. 12.8
No
э
ж
е
к
т
о
р
а
О
б
ъ
е
м
у
д
а
л
я
е
м
о
г
о
в
о
з
д
у
х
а
И
,
м
3
/
ч
Рах Др3 Др.. Л/>Р
No
э
ж
е
к
т
о
р
а
О
б
ъ
е
м
у
д
а
л
я
е
м
о
г
о
в
о
з
д
у
х
а
К
,
м
3
/
ч
Рве 4Рз ДРн
25 5000 49 49 221 19,9
—
—
—
—
—
—
26
98 49 189 21,7
—
—
—
—
—
—
27
137 78 269 29,4
—
—
—
—
—
—
28
196 78 463 17,2
—
—
—
—
—
—
29
245 98 193 33,3
—
—
—
—
—
—
30
294 98 382 25,2
—
—
—
—
—
—
Примечание: рвс —потери давления во всасывающей сети, Па;
—то
же, но в напорной части эжектора, Па; Дрн — давление, которое может быть
израсходовано на напорном участке от вентилятора до сопла эжектора, Па; Арр —
резервное давление, предусмотренное при установке над диффузором выхлоп­
ной шахты, Па.
Диаметр, м, выходного отверстия определяется по формуле
</, = 0,0584^,
(12.44)
где ^ — массовый расход воздуха через сопло, кг/с.
Диаметр, м, начального отверстия смесительной камеры
</2 = [(0,001^, + 0,004)2 + 1,085 С гМ ]0-5,
(12.45)
где (72— массовый расход эжектируемого воздуха, кг/с; и»2 — ско­
рость воздуха, м/с.
Диаметр выходного отверстия смесительной камеры </3 опре­
деляется по номограммам (см. рис. 12.37). Коэффициент эжекции
р = т| определяется по номограмме (рис. 12.38).
Отсюда
Р=л = (72/(7,.
(12.46)
Оптимальная длина смесительной камеры находится как
/кам=т
-
4).
(12.47)
Диаметр, м, выхлопной трубы за диффузором г/4рассчитывается по
задаваемой скорости воздуха в выхлопном сечении к>4 = 4 ... 15 м/с:
(/4=1,047^7*^-
(12.48)
Оптимальная длина диффузора
/циф=8(</4- 4).
(12.49)
361

и>
оч
ю
Габаритные размеры типовых эжекторов низкого давления, мм
Таблица 12.9
No
эжектора
<1, 4
¿3¿44<4,4ам
4ифГЕЖ3
И
КЛм
н
1
пб 259 207 315 225 200 728 1080 58 232 200 200
290
400 400 400 2723
2
98 223 179
648 1360 49 196
243
2876
3
94 209 168
592 1470 47 188
235
2922
4
88 197 158
560 1570 44 176
220
2975
5
85 189 151
530 1640 42 170
211
3006
6
82 183 147
522 1680 41 164
205
3032
7
164 366 293 450 355 280 1032 1570 82 328 280 280
410
580 580 355 3947
8
139 315 252
905 1980 70 278
345
4167
9
133 297 238
840 2120 67 266
333
4228
10
126 282 226
800 2240 63 252
315
4290
11
120 267 216
768 2340 60 240
300
4343
12
116 259 209
745 2410 58 232
290
4380
13
202 447 358 560 400 355 1250 2020 101 404 335 355
505
710 710 400 4885
14
171 385 309
1105 2510 86 342
427
5152
15
164 365 292
1024 2680 82 328
410
5224
16
155 345 276
968 2840 78 310
388
5306

17
147 327 261
904 2990 74 294
367
5371
18
143 318 253
880 3070 72 286
358
5418
19
231 516 413 630 500 450 1456 2170 116 462 450 450
578
900 900 500 5604
20
210 467 375
1320 2550 105 420
525
5795
21
188 418 329
ИЗО ЗОЮ 94 376
470
6010
22
179 399 318
1112 3120 90 358
448
6080
23
172 383 307
1080 3230 86 344
430
6140
24
165 368 292
1030 3380 83 330
413
6151
25
258 578 463 800 560 500 1640 3370 129 516 500 500
645
1000 1000 560 7215
26
234 523 419
1480 3810 117 468
585
7435
27
211 470 376
1320 4240 106 422
528
7648
28
200 466 357
1255 4430 100 400
500
7745
29
190 422 339
1195 4610 95 380
475
7840
30
185 408 328
1140 4720 93 370
463
7883
31
283 634 507 800 560 500 1790 2930 142 566 500 500
708
1000 1000 560 6988
32
257 574 461
1630 3390 129 514
6431120
7223
33
231 516 412
1450 3880 116 462
5712608
7448
34
219 488 392
1385 4080 110 438
5142048
7573
35
211 470 376
1320 4240 106 422
528
7648
36
200 466 367
1330 4330 100 400
500
7720

Окончание табл. 12.9
No
эжектора
¿г¿344,4.с
4ам
^дифГЕЖ3
И
КЛм
н
37
329 732 585 900 710 560 2050 3150 165 658 560 560
823
1120 1120 710 7853
38
297 662 531
1870 3690 149 594
743
8133
39
267 595 475
1670 4250 134 534
668
8418
40
253 565 452
1590 4480 127 506
633
8533
41
239 535 427
1500 4730 120 478
597
8657
42
241 516 412
1450 4880 116 462
577
8737
43
366 820 655 1000 800 630 2310 3450 183 732 630 630
915
1260 1260 800 8735
44
332 742 595
2100 4050 166 664
830
9040
45
298 666 532
1870 4680 149 596
746
9356
46
283 632 507
1790 4930 142 566
708
9488
47
272 607 485
1700 5150 136 544
680
9590
48
259 585 462
1625 5380 130 518
647
9715
49
402 895 715 1000 800 710 2500 2850 201 804 710 710
1005 1420 1420 800 8575
50
342 770 617
2200 3830 171 684
855
9105
51
326 727 582
2050 4180 163 652
815
9265
52
309 690 552
1950 4480 155 618
773
9423
53
293 653 522
1830 4780 147 584
733
9563
54
282 634 506
1800 4940 141 564
705
9665

Таблица 12.10
Вентиляторы к типовым эжекторам низкого давления
No
элеватора
(эжектора)
Производитель­
ность, м3/ч
Требуемое дав­
ление, созда­
ваемое вентиля­
тором, Па
Тип вентилятора
Частота вра­
щения рабо­
чего колеса,
об/мин
1
1000
750
ВЦ-4 -70-2,5
2800
2
750
ВЦ-4 -70-2,5
2800
3
1200
ВЦ-14 -46-2
2815
4
1350
—
—
5
1820
—
—
6
1820
—
—
7
2000
568
ВЦ-4 -70-4
1410
8
1196
ВЦ-14 -46-2
2860
9
1196
ВЦ-14 -46-2
2860
10
1568
ВЦ-14 -46-2,5
2840
11
1568
ВЦ-14 -46-2,5
2840
12
1960
ВЦ-14 -46-2,5
2860
13
3000
510
ВЦ-4 -70-4
1410
14
1127
ВЦ-14 -46-2
2860
15
1127
ВЦ-14 -46-2
2860
16
1372
—
—
17
1646
—
—
18
2254
ВЦ-14 -46-2,5
2860
19
4000
764
ВЦ-14 -46-3,15
1400
20
764
ВЦ-14 -46-3,15
1400
21
1078
ВЦ-14 -46-4
1425
22
1646
ВЦ-4 -70-4
2900
23
1646
ВЦ-4 -70-4
2900
24
1980
ВЦ-4 -70-4
2900
25
5000
637
ВЦ-14 -46-4
950
26
784
ВЦ-14 -46-3,15
1420
27
1186
ВЦ-14 -46-4
1425
28
1588
ВЦ-4 -70-4
2900
365

Окончание табл. 12.10
N9
элеватора
(эжектора)
Производитель­
ность, м3/ч
Требуемое дав­
ление, созда­
ваемое вентиля­
тором, Па
Тип вентилятора
Частота вра­
щения рабо­
чего колеса,
об/мин
29
1588
ВЦ-4 -70-4
2900
30
1960
ВЦ-4 -70-4
2900
31
6000
706
ВЦ-4 -70-5
1420
32
853
ВЦ-4-70-5
1420
33
1196
ВЦ-14 -46-4
1425
34
1470
ВЦ -14 -46-4
1450
35
1470
ВЦ -14 -46-4
1450
36
1784
ВЦ-4 -70-4
2900
37
8000
637
ВЦ-14 -46-5
720
38
637
ВЦ-14 -46-5
720
39
1196
—
—
40
1568
ВЦ-14 -46-4
1450
41
1568
ВЦ-14 -46-4
1450
42
1784
ВЦ-14 -46-5
1450
43
11000
608
ВЦ-14 -46-5
720
44
431
ВЦ-14 -46-6 ,3
720
45
980
ВЦ-14 -46-6,3
730
46
1568
ВЦ-14 -46-6 ,3
975
47
1568
ВЦ -14 -46-6,3
975
48
2058
ВЦ -14 -46-5
1460
49
12000
568
ВЦ-4 -70-10
600
50
1176
ВЦ-14 -46-8
730
51
1176
ВЦ-14 -46-8
730
52
1548
ВЦ-14 -46-6 ,3
975
53
1548
ВЦ-14 -46-6,3
975
54
2078
ВЦ-14 -46-5
1465
Параметры эжектора конструктивно связаны между собой. Не­
достаточная длина, например, смесительной камеры, вызывает
снижение производительности эжектора, а излишняя ее длина
приводит к увеличению сопротивление эжектора и т.д .
366

Рис. 12.36. Схема эжектора высокого давления и поля давлений:
/ — сопло; 2 — смесительная камера; 3 — диффузор; 4 — выхлопная труба
Пример 12.16. Рассчитать эжектор, работающий на сжатом воз­
духе, для удаления 0,0416 м3/с воздуха. Потери давления состав­
ляют во всасывающей щели Др2 = 167 Па, в выхлопной трубе
элеватора Др3 = 167 Па, температура удаляемого воздуха 289 К.
Решение.
Расход удаляемого воздуха
G2= У2р2 = 0,0416-1,18 =0,049 кг/с,
где р2 — плотность удаляемого воздуха, кг/м3.
¿з, мм
Рис. 12.37. Номограммы для определения диаметра выхода из смесительной
камеры ¿/при производительности эжектора до 200 м3/г (а) и 1000 м3/ч (б)
367

АР2
100
+Рз
*^2
V9
3
-12
17
СП
1ПП
96-
92-
88-
84-
80-
_
8и
_
ши
“76
-
09
/О
_
УЭ
77
-
оп
_
'^
_
70
1«Э
76
“69
"99
-14
-15
16
/х
оо
68
“64
-
ЯП
64
04
_
ои
611“
”6П
“79
-17
-18
10
эб
ои
_
/Э
Эх
48-
44-
40-
“96
"7П
_30
1/о
“97
-
¿с
17
“70
Эх
_
ОЭ
хи
71
“ /19
-
бп
X1
77
36
32-
ос_
---- »
.---
4о
XX
-
77
АЛ
-
99
_
ХЭ
24
76
_44
-
ЭЭ
ХО
24-
20-
18-
16-
14-
12-
ю-
8-
с
4П
1СП
хо
-
28
411
_
эи
“76
-
30
"77
ЭО _4Э
“77
-
Л(\
эх
79
Эх
_
4и
-40
-45
-50
-55
6П
“7°
_
-
Зэ
_
Лл
“7П
_
_
эи
“7П
“7С
6с
_
хи
-
ХЭ
ои
3Л
~1с
-
7П -70
4
_
16
_
х11
-
80
Рис. 12.38. Номограмма для определения скоростей
и и>3и коэффициен­
та смешения л
Суммарные потери давления
рсум=Д/>2+Дрз= 167+167=334Па.
Скорости и>2, и’з и коэффициент эжекции р находим по номог­
рамме (см. рис. 12.38):
щ =46,8 м/с; и>3=58,5 м/с; р=22,5.
Массовый расход рабочего (эжекционного) воздуха
<7, = <7г/р = 0 ,049/22,5 = 0,002 кг/с.
Общий расход смеси воздуха
= (7,+ (72= 0,049 + 0,002 = 0,051 кг/с.
368

Диаметр выходного отверстия смесительной камеры 4 опреде­
ляем по <7, и номограмме (см. рис. 12 .37, а):
4 =0,031м.
Диаметр выходного сечения сопла должен быть
= 0 ,0584^ = 0,0584Тр02 =0,0026 м.
Диаметр входного отверстия смесительной камеры
4 = [(0,00Щ •10-3+ 0,004)2+ 1,085С,М]°-5 =
= [(0,0001 •0,0026 • 10'3 + 0,004)2 + 1,085 •0,049/46,8] = 0,0335 м.
Длина смесительной камеры
/кам= 8(4 - 4) =8(0,031 - 0,0026)=0,227 м.
Примем
= 5 м/с, тогда диаметр выхлопной трубы за диффу­
зором:
4 = 1 ,047СзМ = 1,0470,051/5 =0,101 м.
Длина диффузора
/диф=8(4-4)=8(0,101-0,031)=0,56м.
12.4 . Воздухонагреватели
Расчет и подбор воздухонагревателей производится по методи­
ке В.Е.Минина, а также с использованием безразмерного комп­
лекса N713 (число единиц переноса явной теплоты) [1]. Для на­
гревания воздуха применяют поверхностные рекуперативные теп­
лообменники. На рис. 12.39 представлена схема одноходового воз­
духонагревателя.
Для нагрева воздуха иногда используются поверхностно-кон­
тактные (орошаемые) теплообменники. Вода в виде капель посту­
пает на поверхность нагрева, испаряется, а частично стекает в
поддон. Орошаемые нагреватели обычно используются в холод­
ный период года, когда влагосодержание внутреннего воздуха
низко. По роду рабочих сред (по теплоносителю) поверхностные
воздухонагреватели подразделяются на водяные и паровые, а так­
же электрические.
По схемам движения теплообменивающихся сред поверхност­
ные воздухонагреватели (теплоноситель — вода) подразделяются
на прямоточные и с током смешанного типа (перекрестно-проти-
воточные, перекрестно-прямоточные, многократно-перекрекре-
стные). Воздухонагревательные установки могут состоять из одно-
369

Рис. 12.39. Схема одноходового воздухонагревателя:
1 —теплообменные трубки; 2 —ребро; 3 — трубная решетка; 4 — крышка; 5 —
патрубок для подачи теплоносителя; 6 — прокладка; 7 — боковая стенка; 8 —
присоединительный фланец
го или нескольких базовых нагревателей. Применение биметалли­
ческих трубок для нагрева воздуха показано на рис. 12.40 и 12.41.
По типу оребрения греющих пластин нагреватели подразделя­
ются на: с поперечными плоскими пластинами (К.ВСБ и КВББ)
и спирально-навивными ребрами (КСк, КП). Спиральные ребра
подразделяются на накатные и навивные. Поперечные ребра мо­
гут насаживаться на одну трубку или на несколько. Для создания
плотного контакта между трубками и ребрами, а также предохра­
нения от коррозии стальные теплообменные поверхности под­
вергаются горячему цинкованию, а медные и мельхиоровые —
лужению.
Расчет воздухонагревателей, обогреваемых водой. В основу рас­
чета положены уравнения для определения КПД (эффективно­
сти) теплообменника е, чисел единиц переноса теплоты Т4Ти и
тепловых эквивалентов Noтт и Noтах, приведенные в работах
В. М . Кейса и А.Л .Лондона. Кажущееся упрощение расчета по этой
методике связано с тем, что из расчетов выпадает средняя раз­
ность температуры теплоносителя Д7^. Теплота через поверхность
теплообмена определяется как
<2=кРАТср= И^еА*,,
(12.50)
где Noт]п - с(7, — меньший тепловой эквивалент воздуха или воды
(с — удельная массовая теплоемкость воздуха или воды); е — КПД
370

г
Рис. 12.40. Виды теплообменных поверхностей (а...г) , применяемых в воз­
духонагревателях
Воздух
lili
Рис. 12.41. Общий вид теплообменной поверхности из биметаллических
трубок (внутри — сталь) с алюминиевым накатным оребрением:
а — общий вид; б — оребрение нагревательной трубки
371

теплообменника; Д/н — разность температур между водой И В()ЗДУ-
хом на входе в теплообменник.
• Для теплообменников с противоточной схемой движеИи*1по'
токов теплообменивающихся сред КПД е определяется
рав­
нению
е=
1- ехр -Ы7и
IV■\
1 ггтт
IV
\ ггтах )
IV
1- ц/"ПехР
гг тах
-N711
\у.у
1 ггтт
IV
^
гг тах )_
02.51)
Число единиц переноса N711 находится по формуле
N111 =
где ^ 5 — поверхность теплообмена, м2.
На рис. 12.42 показана зависимость КПД е от /УТТ/для прОТиво-
тока.
Коэффициент теплопередачи (средний по поверхности тепло­
обмена)
к = а(ур)тн>",
(12.52)
где (ур) — массовая скорость воздуха в сжатом сечении воздухо­
нагревателя, кг/(м2-с); IV— скорость воды в трубках воздухонагре­
вателя, м/с; а, т , п — экспериментальные постоянные: а - 20,5;
т =0,665;п=1,7.
Потери давления, Па, составят
Дрв = в яс(ур)ж,
(12.53)
где п — число трубок по ходу движения воздуха, шт.; в, с, ж —
экспериментальные коэффициенты: в = 0,338; с = 1,6; ж = 1,7.
• Для теплообменников с прямоточной схемой движения по­
токов теплообменивающихся сред КПД е определяется по урав­
нению
1-ехр
е=
-
оти(1+^-1
_ ______
у г*тах )_
шт
(12.54)
На рис. 12.43 показана зависимость КПД от N711 для прямотока.
• Для теплообменных аппаратов с перекрестным потоком воз­
духа и воды, у которых один поток перемещается (воздух), а вто­
рой не перемещается (вода) используются уравнения:
372

1ЧТи
Рис. 12.42. Зависимость в от 1ЧТи для противотока
Если Wш/Ww> 1, т.е .
= Noт т /1Утзх, то
е-
1
1- ехр|- [1- ехр(-1ЧТи)]
•
О 2-55)
Если 1УВ/1ГШ< 1, т .е . \Ук/}¥„ = И 'Ып/И'тах, то
е=1-ехр-! 1 -ехр|-1ЧТи5^
1
(12.56)
На рис. 12.44 показана зависимость КПД для перекрестного
потока при Noа> И^. Технические характеристики воздухонагрева­
телей-кондиционеров приведены в табл. 12.11.
Технические характеристики калориферов со спирально-навив­
ным оребрением приведены в табл. 12.12.
В качестве теплоносителя в воздухонагревателях КСкЗ и КСк4
может применяться горячая или перегретая вода с температурой
373

NTU
Рис. 12.43. Зависимость е от NTU для прямотока
до 180°С и рабочим избыточным давлением до 1,2 МПа. Теплоно­
сителем в воздухонагревателях КПЗ-СК и КП4-СК является пар с
избыточным давлением до 1,2 МПа и температурой до 190 °С. На­
греватели КСкЗ и КПЗ выполнены средней модели, а калорифе­
ры КСк4 и КП4 — большой модели. Нагреватели КСкЗ и КПЗ
имеют три ряда трубок по направлению движения воздуха, КСк4
и КП4 — четыре ряда. Нагреватели КСкЗ и КСк4 следует устанав­
ливать с горизонтальным расположением теплопередающих тру­
бок. Воздухонагреватели КПЗ и КП4 одноходовые и устанавлива­
ются с вертикальным расположением теплоотдающих трубок. При­
няты следующие обозначения калорифера: КСкЗ и КСк4 — шифр
модели; 5 и 6 — номер типоразмера; Ск — теплообменный эле­
мент; 01А и 02А — модификация конструкции; ХЛ и У — клима­
тическое исполнение.
Калориферы стальные с гофрированными и негофрированными
пластинами и плоскоовальными трубками. Эти калориферы бывают
следующего исполнения: КВБ5, КВБ8, КВБ10, КВБ11 (табл. 12.13).
Приняты следующие обозначения: К — калорифер; В — теп­
лоноситель (вода); Б —большая модель; 8 — номер типоразмера;
374

П — пластинчатый; 01 — модификация конструкции; У — клима­
тическое исполнение.
Пример 12.17 . Подобрать калориферы для нагрева 24000 кг/ч
(6,67 кг/с) приточного воздуха от расчетной наружной темпе­
ратуры /н= - 2 4 °С до температуры /пр= 30 °С. К калориферам пода­
ется горячая вода с начальной температурой /No, = 150°С, конеч­
ная температура —
= 70°С.
Решение.
Тепловой эквивалент по воздуху Щ, = 1 103-6,67 = 6,67 103.
Требуемое количество теплоты —
0=И'Д/., = 6,67 103(30+24)=360180Вт.
Расход теплоносителя (горячая вода) —
~
_
0
-
360 180
_
,
.
"
с„(/„,- /*2) 4,19-Ю3(150-70) ’ КГ/С‘
Тепловой эквивалент по воде
= с<7*= 4,19 1,074 = 4,5. Задава­
ясь массовой скоростью воздуха, примем (ру) = 6 кг/(м2 с), в
375

Таблица 12.11
Технические характеристики базовых
воздухонагревателей-кондиционеров
Индекс
Наиме­
нование
Т
и
п
к
о
н
д
и
ц
и
о
­
н
е
р
а
Ч
и
с
л
о
р
я
д
о
в
Т
е
п
л
о
о
т
д
а
ю
щ
а
я
п
о
в
е
р
х
н
о
с
т
ь
,
м
2
Ж
и
в
о
е
с
е
ч
е
н
и
е
,
м
2
С
е
ч
е
н
и
е
о
б
в
о
д
­
н
о
г
о
к
а
н
а
л
а
,
м
2
Ч
и
с
л
о
х
о
д
о
в
Ч
и
с
л
о
т
р
у
б
о
к
в
х
о
д
е
Ж
и
в
о
е
с
е
ч
е
н
и
е
х
о
д
а
,
м
2
1
0
"
3
О
б
щ
е
е
ч
и
с
л
о
т
р
у
б
о
к
01.11010 С обвод-
ным ка-
налом
КдЮА 1 13,7 0,35 0,21 4 5...6 1,46 23
01.11020
КД20А 2 27,4
10... 12 2,92 46
02.11010
КДЮА 1 27,3 0,67 0,42
5...6 1,46 23
02.11020
КД20А 2 54,5
10... 12 2,92 46
01.12110 Без об-
водного
канала
КДЮА 1 13,7 0,35 0,21
5...6 1,46 23
01.12120
КД20А 2 27,4
10... 12 2,92 46
02.12110
КДЮа 1 27,3 0,67 0,42
5...6 1,46 23
02.12120
Кд20А 2 54,5
10... 12 2,92 16
П р и м е ч а н и е . Высота базовых секций: однорядных —882 мм; двухрядных —
1301 мм. Ширина базовых секций: кондиционеров КдЮА — 876 мм; Кд 20А —
1703 мм.
первом приближении найдем площадь фронтального сечения ка­
лориферов:
спр= »V ю-3;Я = с'прАру)=6,67/6=1,п м2.
Примем установку по фронтальной поверхности двух парал­
лельных калориферов КСк4-10.
Имеем
/ф= 2 -0,581 = 1,162 м2.
Тогда массовая скорость воздуха
(ру) = 6 ,67/1,162 = 5,74 кг/(м2 с).
Скорость теплоносителя в нагревательных трубках (см. табл. 12.12)
и-= ед , = 1,074/1,11 =0,967м/с.
Найдем коэффициент теплопередачи
К= гО ^ру)0-665* 1-7 = 20,5(5,74)°'665 0,9671'7 = 61,85 Вт/(м2 с).
376

Теплотехнические характеристики калориферов со спирально-навивным
оребрением
Таблица 12.12
Обозначение
Площадь
теплообме­
на / ’(воз­
дух), м2
Площадь сечения, м2
Ч
и
с
л
о
х
о
д
о
в
т
е
п
­
л
о
н
о
с
и
т
е
л
я
п
х
Д
л
и
н
а
н
а
г
р
е
в
а
­
т
е
л
ь
н
ы
х
т
р
у
б
о
к
I
,
м
ф
р
о
н
т
а
л
ь
н
а
я
Iи
ё7
ё2
X.
И
¡8
о
с
СвX7
>.2
&СО4=
С
р
а
с
п
р
е
д
е
л
и
т
е
л
ь
­
н
о
г
о
к
о
л
л
е
к
т
о
р
а
/
к
-
Ю
-
3
КСкЗ-6 -02АХЛЗ
13,26 0,267 0,846 1,006 1,72 6 0,53
КСкЗ-7 -02АХЛЗ
16,34 0,329
0,655
КСкб-8 -02 АХЛ3
19,42 0,392 2,578 2,22
0,78
КСкЗ-9 -02АХЛЗ
22,5
0,455 3,88 2,22 1,72 4 0,905
КСкЗ -10-02АХЛ3
28,66 0,581
1,155
КСкЗ-11 -02АХЛЗ
83,12
1,66
1,655
КСкЗ-12 -02АХЛЗ
125,27 2,488
1,655
КСк4-6 -02АХЛЗ
17,42 0,267 1,11 1,0 2,2 6 0,53
КСк4-7-02АХЛЗ
21,47 0,329
0,655
КСк4-8 -02АХЛЗ
25,52 0,392
0,78
КСк4-9 -02АХЛЗ
29,57 0,455
0,905
КСк4-10-02АХЛ3
37,66 0,581
1,155
КСк4 -11-02АХЛЗ
110,05 1,66 3,41 2,22 2,2 4 1,655
КС к4 -12-02АХЛ 3
166,25 2,488 5,15 2,22 2,2 4 1,655
КПЗ-6 -СК-01АУЗ
13,26 0,267 5,08
—
—
—
0,53
КПЗ-7 -СК-01АУЗ
16,34 0,329
—
—
—
0,655
КПЗ-8 -СК-01АУЗ
19,42 0,392
—
—
—
0,78
КПЗ-9 -СК-01АУЗ
22,5 0,455
—
—
—
0,905
КПЗ-10-СК-01АУЗ
28,66 0,581
—
—
—
1,155
КПЗ-11 -СК-01АУЗ
83,12
1,66 10,3
—
—
—
1,655
К ПЗ -12 -СК-01 -АУЗ 125,27 2,488 15,5
—
—
—
1,655
КП4-6 -СК-01АУЗ
17,42 0,267 6,68 — — — 0,53
КП4-7 -СК-01АУЗ
21,47 0,329
—
—
—
0,655
КП4-8 -СК-01АУЗ
25,52 0,392
—
—
—
0,78
КП4-9 -СК-01АУЗ
29,57 0,455
—
—
—
0,905
КП4-10-СК-01АУЗ
37,66 0,581
—
—
—
1,155
КП4-11 -СК-01АУЗ
110,05 1,66 13,6
—
—
—
1,655
КП4-12 -СК-01АУЗ
166,25 2,488 20,6
—
—
—
1,655
377

Таблица 12.13
Технические характеристики калориферов КВБ и КВСБ
Обозначение
Площадь
теплооб­
мена (воз­
дух) Р, м2
Площадь сечения, м2
Ч
и
с
л
о
х
о
д
о
в
т
е
п
л
о
н
о
­
с
и
т
е
л
я
п
х
Д
л
и
н
а
н
а
г
р
е
в
а
т
е
л
ь
н
ы
х
т
р
у
б
о
к
м
1
ф
р
о
н
т
а
л
ь
н
а
я
Д
п
о
т
е
п
л
о
н
о
с
и
т
е
л
ю
/
,
р
-
ю
-
3
п
а
т
р
у
б
к
а
/
о
р
а
с
п
р
е
д
е
л
и
т
е
л
ь
н
о
г
о
к
о
л
л
е
к
т
о
р
а
/
к
-
Ю
-
3
КВБ5-П-01УЗ
20,7 0,4396 0,0012 0,00119 0,00281 4 1,163
КВБ8-П-01УЗ
18,74 0,3964 0,0016
4 0,788
КВБ10-П-01УЗ
27,7
0,585 0,0016
4 1,163
КВБ11-П-01УЗ
78,8
1,668 2 0,0016
2-4 1,663
КВС6Б-П-УЗ
12,92 0,267 0,00087 0,00101 0,00143 6 0,53
КВС7Б-П-УЗ
15,92 0,329
0,655
КВС8Б-П-УЗ
18,96 0,392
0,78
КВС9Б-П-УЗ
22,02 0,455
0,905
КВСЮБ-П-УЗ
28,11 0,581
1,555
КВС11Б-П-УЗ
80,3
1,66 0,00261 0,00221 0,003 4 1,655
КВС12Б-П-УЗ
120,36 2,488 0,00392
1,655
КВБ6Б-П-УЗ
17,22 0,267 0,00116 0,00101 0,00245 6 0,53
КВБ7Б-П-УЗ
21,22 0,329
0,655
КВБ8Б-П-УЗ
25,29 0,392
0,78
КВБ9Б-П-УЗ
29,34 0,455
0,905
КВБ10Б-П-УЗ
37,48 0,581
1,155
КВБ11Б-П-УЗ
107,08 1,66 0,00348 0,00221 0,00409 4 1,655
КВБ12Б-П-УЗ
160,49 2,488 0,00592 0,00358
1,655
Требуемая поверхность нагрева калориферов
Р=
<2
360 180
К(1пр-1 И) 61,85(30 + 24)
= 107 м2.
Поверхность нагрева одного калорифера 37,66 м2, поэтому не­
обходимое число калориферов
п = 107/37,66 = 2,84.
Примем к установке три параллельно установленных калорифе­
ров. Тогда массовая скорость теплоносителя уменьшится и станет
378

(ур) = 6,67/0,581 3 = 3,827 кг/(м2 с).
Коэффициент теплопередачи
К = 20,5(3,827)0,665(0,967)1’7 = 47 ,24 В т/(м2- °С).
В этом случае требуется следующая поверхность нагрева:
Р=
380 180
47,24(30 + 24)
= 149 м2.
Необходимое число калориферов
" *ЗТ^Г3'956>3'
Устанавливаем четыре калорифера (два параллельно и два пос­
ледовательно):
^=4-37,66 =150,6 м2.
Потери давления
Ар = О.ЗЗви'-^ур)1-7 = 0,338(2 •4),6(5,74)1'7 = 185,6 Па.
Разность температуры воды и воздуха на входе в калорифер­
ную установку
Д/„ =150-(-24)=174°С.
Отношение тепловых эквивалентов
ВУ1ГВ= 4 ,5/6,67 = 0,675.
Находим значение КПД калориферной установки, принимая
тепловую нагрузку в кВт:
е=
О
И'вЛ/н
360,18
6,67 174
0,7 .
Число единиц переноса теплоты
ЫТи = 61,85 149 10-76,67 = 1,38.
Из графика (см. рис. 12.44) имеем: е = 0,7; УРц/1Ув= 0,675; N711 =
= 1,38, находим
Л'*, = 0 /( No„е) = 360,18/(4,5 0,7) = 114,3.
Температура воды на выходе с калориферов
^
-
ДГКВ= 114,3 -24 = 90,3 “С.
379

Допустим, что створки обводного канала полностью открыты
(граничные условия работы калориферной установки). Площадь
прохода воздуха через обводной канал
/к =/жх* = 0,5.0,581 =0,29.
При этом количество воздуха, которое будет проходить через
калорифер,
6’'р = И'в/ж.с.к/Л = 6,67 •0 ,29/0,5 = 3,87 кг/с.
Массовая скорость воздуха
(ру) = 3,87/1,1623 = 3,33 кг/(м2 °С).
Коэффициент теплопередачи
К = 20,5(ру)°'667>у1’7 = 20,5 •3,330'667-0 ,967'-7 = 43 Вт/(м2- °С).
Тепловой эквивалент воздуха
¡К=13,87=3,87.
Тепловой эквивалент воды
^ =4,5.
Отношение тепловых эквивалентов
^ /^ = 3,87/4,5 =0,86.
Число единиц переноса теплоты
ЫТи = кР/И' = 43•149•10"3/3,87 = 1,66.
Из графика (см. рис. 12.44) находим е = 0,1. Количество тепло­
ты, которое передаст воздуху калорифер:
0' = еК Д/н=0,1 3,87(150-(-24))=117170Вт.
Температура воды на выходе из калорифера
/к
=-24+
117 170
43 149
- 5,7 °С.
Таким образом, при температуре наружного воздуха -24 °С пол­
ностью открывать обводной клапан нельзя из-за опасности за­
мерзания калорифера. По приведенной методике легко опреде­
лить температуру наружного воздуха, при которой целесообразно
пользоваться обводным каналом.
Подбор паровых калориферов. При расчете обычно прини­
маются следующие значения параметров теплоносителя: дав­
380

ление пара 0,2 ...0 ,5 МПа, массовая скорость воздуха в преде­
лах 5... 10 кг/(м2-с). Расход насыщенного пара, кг/с, определяется
по формуле
С-,=Ш/г),
где к\ — коэффициент запаса, учитывающий неполноту конден­
сации пара; г — скрытая теплота парообразования, кДж/кг.
Электрические воздухонагреватели. Теплообменная поверхность
этих воздухонагревателей состоит из теплоэлектронагревателей
(ТЭН), которые могут располагаться относительно друг друга так
же, как и оребренные трубки в обогреваемых водой или паром
воздухонагревателях (в шахматном, смещенном или коридорном
порядке) (рис. 12 .45). ТЭНы изготовляют и-образными и прямо­
линейными, гладкотрубными и оребренными. Диаметры ТЭНов
составляют 7... 19 мм, толщина стенок 1... 1,5 мм. Электрическое
сопротивление элемента зависит от его длины, площади попе­
речного сечения (проводника), а также температуры
Я=рп/(1+р^,
Рис. 12.45. Общий вид вид электрического воздухонагревателя:
/ — корпус; 2 — боковые стенки; 3 — теплоэлектронагреватели; 4 — присоеди­
нительная шина; 5 —уголок; 6 —трубная решетка
381

где рп — удельное электрическое сопротивление проводника при
О°С; 5 — поперечное сечение проводника, м2.
Количество теплоты, который передает ТЭН воздуху:
0= РЯ = а/Хг,, - /„).
12.5 . Устройства для очистки воздуха
Очистка приточного воздуха от пыли. Если концентрация пыли
в приточном воздухе достигает 30 % и более от ПДК, то произво­
дят очистку приточного воздуха. Обычно при минеральной пыли
применяются масляные ячейковые фильтры (рис. 12 .46).
Масляный ячейковый фильтр.Вфильтрахэтоготипа
фильтрующий слой состоит из заполнителя, покрытого тонким
слоем масла. В качестве заполнителя применяют металлические
или тонкостенные фарфоровые кольца (кольца Рашига диамет­
ром 12 мм), стеклянное волокно, металлическую стружку. Мас­
ляные фильтры с кольцами обычно состоят из ячеек с габарит­
ными размерами 500х 500х (75...80) мм и представляют собой
металлическую коробку, затянутую с обеих сторон проволочной
сеткой. Между сетками в коробку насыпается заполнитель. Затем
ячейки опускают в масляную ванну, и после того, как масло сте­
чет, ячейки собирают в кассеты для фильтрации воздуха. Масло
должно быть достаточно вязкое, без запаха, медленно окисляю­
щееся, «сохнущее». Характеристики натуральных и синтетических
замасливателей для масляных фильтров приведены в табл. 12.14 .
Сами ячейковые фильтры подбираются по данным табл. 12.15,
12.16.
Ячейковые фильтры выпускаются следующих типов: Ф яР —
фильтр ячейковый с заполнением из стальных гофрированных
сеток; ФяВ — фильтр ячейковый с заполнением из винипласто-
вых сеток; ФяП — фильтр ячейковый с заполнением из модифи­
цированного пенополиуретана; ФяУК и ФяУБ — фильтр ячейко­
вый с заполнением из стекловолокнистого фильтрующего мате­
риала.
Порядок подбора фильтров типа Фя:
1. Определяется требуемая площадь сечения фильтра
^ = Упр/К,
где У0 — воздушная нагрузка фильтра, м3/(ч м2).
2. Требуемое число ячеек в фильтре
^Тр = ^тр//ф-
где Ртр — площадь рабочего сечения, Ртр = 0,22 м2.
382

3. Число ячеек в фильтре определяется из условия п > п^,. При
этом учитываются конструктивные особенности вентиляционной
системы.
4. Действительная удельная воздушная нагрузка на фильтр
К,=
К/)•
Пример 12.18. Подобрать ячейковый фильтр для очистки при­
точного воздуха расходом 15 000 м3/ч. На фильтр подается запы­
ленный наружный воздух с концентрацией
3 м г/м3. Требуется
очистить воздух до концентрации Спр= 0,ЗСпдк = 0,3 •2 = 0,6 мг/м3.
Всего требуется уловить 3,6 •10“3 г/м3 пыли.
Реш ение . Примем фильтр ФяР с допустимой воздушной на­
грузкой
Уа =6 500 м3/(м2-ч).
Отсюда требуемая поверхность фильтрации
Г=
Упр/У0 =15 000/6 500 = 2,37 м2.
При установке 12 ячеек габаритные размеры фильтра 1560х
х2066 мм.
Рис. 12.46. Масляные ячейковые фильтры
383

Таблица 12.14
Характеристики масел, применяемых в воздушных фильтрах
Замасливатель
Температурные грани­
цы применения, °С Температура
верхняя НИЖНЯЯ
вспышки, О
Масло висциновое
35
-15
—
Масло висциновое, но с введением
депрессатора
35
-25
165
Масло индустриальное 12
20
-20
165
Масло индустриальное 20
30
-10
170
Парфюмерное масло
25
-25
160
Масло МК8
5
-35
147
Приборное масло МВП
10
-40
135
Водно-глицериновый раствор (80 %)
15
-50
127
Водно-глицериновый раствор (70 %)
35
-15
—
Полиметилсилоксановая жидкость
35
-35
—
ПМС200
20
-30
—
50
-50
300
Таблица 12.15
Производительность и размеры ячейковых фильтров
Пропускная
способность,
тыс. м3/ч
Компоновка
ячеек в панели
Число
ячеек в
панели
Присоединительные размеры, мм
А
Б
3...3 .5
1x2
2
518
1 034
4...7
2x2
4
1034
1 034
7... 10
2x3
6
1034
1 560
10... 15
3x3
9
1560
1 560
15...20
3x4
12
1 560
2 066
20...25
3x5
15
1 560
2 582
25 ...28
4x4
16
2066
2 066
28...35
4x5
20
2 066
2 582
35 ...37
4x6
24
2 066
3 098
37...40
5x2
25
2 582
2 582
384

Таблицы 12.16
Технические характеристики ячейковых фильтров
Воздушная
нагрузка на
входное
сечение
м3/(ч м2)
Г
и
д
р
а
в
л
и
ч
е
с
к
о
е
с
о
п
р
о
т
и
в
­
л
е
н
и
е
,
П
а
Пылеем-
кость
входного
Средняя на­
чальная за­
пыленность
очищаемого
воздуха,
мг/м3(не
более)
С
п
о
с
о
б
р
е
г
е
н
е
р
а
ц
и
и
ф
и
л
ь
т
р
о
в
р
е
к
о
м
е
н
д
у
е
­
м
а
я
д
о
п
у
с
т
и
м
а
я
сечения,
г/м2
д
о
п
у
с
т
и
м
а
я
п
р
е
д
е
л
ь
н
а
я
Самоочи­
щающийся
Кд
6000 7000 80 1...15%
(от массы
масла в
ванне)
0,5
1 Непрерывная
промывка в
масле
Самоочищ­
ающийся
ФШ
7000 8000 80
То же
1
3 Тоже
Ячейковый
ФяР
6 000 7000 60
2300
1
3 Промывка в
содовом раст­
воре
Ячейковый
ФяВ
6 000 7000 60
2600
1
3 Смена фильт­
рующего мате­
риала
Рулонный
ФРУ
8000 10000 60
450
0,5
1 Пневматиче­
ская продувка
Ячейковый
ФяУК,
ФяУБ
6 000 7000 60
570
0,3 0,5 Смена фильтра
Рулонный
ФРП
5000 9000 40
1000
4
6 Смена фильт­
рующего мате­
риала
Ячейковый
ЛАЙК
—
—
100
—
—
—
То же
Ячейковый
ФяЛ
6 000 7000 100
430
0,05 0,15 Смена фильтра
Ячейковый
ФяП
6 000 7000 70
350
0,3 0,5 То же
Агрегатный 7000 8000 10...
50
1 500
2
10 Промывка
водой
385

Определим пылеемкость фильтра при его гидравлическом со­
противлении 60 Па:
ДСь = С/Р= 3 ,6 -10~3/2,37 = 1,33 10-3 г/м2.
В соответствии с данными табл. 12.26 пылеемкость этих филь­
тров равна 2 300 г/м2. Таким образом, интервал между промыв­
кой ячеек достаточен для практического применения. При на­
чальном пылесодержании 10...20 мг/м3очистку ячеек необходи­
мо производить примерно через 5... 10 дн. При пылесодержании
около 100 мг/м3 замена ячеек чистыми должна производиться
примерно через 10 ч.
Масляные самоочищающиеся фильтры.Самоочи­
щающиеся фильтры кондиционеров используются при среднего­
довой запыленности воздуха, поступающего на фильтр, до 1 мг/м3 и
кратковременной запыленности до 10 мг/м3(рис. 12 .47). Они име­
ют две параллельные фильтровальные панели, каждая из которых
выполнена в виде непрерывной ленты, состоящей из пружинно-
Рис. 12.47. Масляный самоочищающийся фильтр:
/ — масляный поддон; 2 — нижний вал; 3—фильтрующая подвижная сетка; 4 —
верхний вал; 5 — корпус
386

Рис. 12.48. Бумажный (гофрированный) фильтр:
1 — каркас; 2 — фильтровальные гофры
стержневой сетки, натянутой между двумя валами. Верхние валы —
ведущие, они установлены в подшипниках и приводятся во вра­
щение редукторным электроприводом в зависимости от размера и
назначения фильтра. Нижние валы установлены в подвижных под­
шипниках и являются натяжными. Перемещение панелей проис­
ходит в результате трения сеток о поверхность верхних валов. Ниж­
ние валы расположены в ванне с маслом, благодаря чему при
перемещении панелей сетки промываются маслом. В ваннах уста­
новлены форсунки для промывки сеток и мешалки для взмучива­
ния осадка (шлама) перед удалением отработанного масла. На­
правление перемещения панелей выбирается таким образом, что­
бы последняя сетчатая поверхность, которую встречает воздух,
проходя через фильтр, двигалась бы сверху вниз. Воздух прохо­
дит через четыре ряда сеток. Во избежание прогиба фильтрую­
щих панелей и выноса масла воздух должен распределяться по
рабочему сечению фильтра достаточно равномерно, так чтобы
скорость воздуха не превышала 2...2 ,5 м/с. Производительность по
воздуху рулонных масляных самоочищающихся воздушных фильт­
ров ФР1-3, ФР2-3, ФР1-3, тыс. м3/ч: 10; 20; 3,5; 40; 63; 80; 125;
160; 200; 250.
Бумажные (гофрированные)фильтры. Очисткавоз­
духа от волокнистой пыли производится через плотные матери­
алы (гофрированную плотную бумагу, ткань). На рис. 12.48 пока­
зана схема ленточного бумажного фильтра. В направляющих же­
лобах каркаса 1движется бесконечное полотно из стальных сет­
чатых шторок, на которые натянуто бумажное (гофрированное)
387

полотно 2. Полотно из сеток непрерывно вращается при помощи
зубчатых колес и пластинчатых цепей. Ш ирина панели 1,32 м,
габаритные размеры фильтрующего слоя 2,5 м2. Нагрузка на па­
нель составляет 20000...25 000 м3/ч при начальной концентрации
пыли 20...30 мг/м3. Гидравлическое сопротивление фильтра около
100 Па. Для очистки наружного воздуха при очень небольших кон­
центрациях пыли, состоящей из мелких фракций (меньше 5 мкм),
применяют фильтры из слоев пористой бумаги (лигнина, шелко-
вки). Бумагу укладывают в 8... 10 слоев на гребенчатую сетчатую
рамку.
Рулонные тканевые фильтры. Рулонный тканевый
фильтр ФРП применяется в системах вентиляции и кондициони­
рования воздуха, имеющих большую производительность (20; 40;
60; 80; 120 тыс. м3/ч). В качестве фильтрующего материала исполь­
зуются относительно дешевые плотные материалы: нетканый ма­
териал, сформированный из смеси натуральных и химических
волокон, связанных специальным латексом. Тонкие натуральные
волокна составляют собственно фильтрующую среду, а упругие
химические волокна являются для них своего рода каркасом, кро­
ме этого часто в качестве фильтрующего материала применяется
капроновая сетка.
На рис. 12.49 показана схема двухрулонного фильтра. Этот фильтр
состоит из каркаса 4 в виде прямоугольного короба, внутри кото-
Рис. 12.49. Фильтр ФРП:
1 —тканевое полотно; 2 — барабаны-катушки; 3 —подводящие трубопроводы;
4 — каркас; 5 — продувочные сопла
388

poro расположены полотнища 1 из нетканого материала. В верхней
и нижней частях каркаса установлены съемные барабаны-катуш­
ки 2 с ребордами. В процессе очистки воздуха при прохождении
его через полотнища 1 волокнистая пыль оседает на поверхности
нетканого материала, образуя дополнительный фильтрующий
слой-ватку. По мере утолщения слоя-ватки и забивания фильтра
минеральной пылью (которая практически всегда присутствует в
приточном воздухе) сопротивление фильтра увеличивается, а его
пропускная способность падает. Когда сопротивление фильтра до­
стигает предельной величины, производится автоматически пе­
ремотка полотнищ с катушек. В процессе перемотки фильтрую­
щая ткань очищается сжатым воздухом, поступающем из пнев­
матической системы через сопла 5, присоединенные к вытяжным
трубам 3. После того, как вся ткань перемотана (например, с вер­
хней на нижнюю катушку), перемотка ткани продолжается, но
уже в обратном направлении до тех пор, пока она полностью не
очистится.
Очистка вытяжного воздуха от пыли. В некоторых очистных
аппаратах для отделения твердых частиц используют закрученный
поток. Частица в потоке приобретает центростремительную силу
(см. подразд. 11 .3) и по радиальной кривой направляется к пери­
ферии потока, где оседает на поверхности аппарата и удаляется
за счет силы тяжести.
Минимальный диаметр частиц, которые улавливаются аппа­
ратом:
Уравнение (12.87) получено П.Н .Смухниным и П.А . Коузо-
вым. На рис. 12.50 показана зависимость эффективности циклона
(аппарат й2= 1000 мм, скорость входа 15 м/с, температура 20°С,
применялась пыль р = 2500 кг/м3 с закрученным потоком возду­
ха) от диаметра частиц и циклона. Как можно судить из рис. 12.53,
а, чем больше диаметр частиц (более 20 мкм), тем эффективнее
работает циклон. Расчет по уравнению (12.87) несколько затруд­
нен, так как обычно неизвестно значение угловой скорости ю и
числа оборотов п, при которых осуществляется вращение частиц
(12.57)
или
(12.58)
389

О
100 200 300Dbм
б
Рис. 12.50. Зависимость эффективности циклона от диаметра частиц (а)
и циклона(б)
в аппарате. Обозначив секундный расход воздуха через У0 и при­
няв, что он равномерно распределяется по поперечному сечению
аппарата, найдем скорость потока по оси у.
и>у = У01п{Щ-Я}).
(12.59)
Время пребывания частицы в вертикальной части аппарата, в
которой происходит закручивание потока, составляет
Ху= Н/\Уу = пН (/?2 - Л,2)/У0,
(12.60)
где Я — высота вертикальной закручивающей части аппарата, м.
Используя зависимость т = 2тси/со, получим
2пп/(й = п Н (У?2 - /?,2)/К>.
Отсюда находится число оборотов, которое совершает частица
в этой части аппарата
л = Яш(/?2 - Л|2)/У0.
Подставляя полученное уравнение в уравнение (12.87), получим
¿min=3
2цК
In
R2
0.5
лЯсо2(Я22 -Я |2) *1
(12.61)
Допустим, что окружная скорость в аппарате по его высоте не
изменяется:
со= w/R = w0/R2= const,
где w0 — скорость воздуха на входе в аппарат, м/с.
390

Отсюда
(12.62)
В уравнение (12.62) входят только величины, которые обычно
известны при подборе очистного аппарата. Найдем минимальный
улавливаемый диаметр частиц при 1 < 11е < 104:
где с1; с2 — постоянные величины; 4> — эквивалентный диаметр
входного патрубка аппарата, м; м0 — скорость аэрозоля во вход­
ном патрубке.
Подставляя значения и и со в уравнение (12.61), получим
Из уравнения (12.63) вытекает, что чем меньше диаметр цик­
лона />2(рис. 12.53, б), тем выше эффективность улавливания ча­
стиц. Увеличить эффективность очистки воздуха можно, приме­
нив групповую установку циклонов меньшего диаметра.
Пример 12.19. Определить минимальный диаметр частиц,
улавливаемых циклоном ЦН-11 -400, имеющим /)2= 400 мм,
=
=240мм,Н=823мм,
= 192x104 мм (</э = 160 мм). Скорость
входящего потока 14 м/с, температура 20 °С, р = 1,85 •10-6 (кг -с)/м2.
0,059тсрч4?и\2 = Л/со2Л = рчж/, Лео2/6;
4, = 0,354рч и’2//?©2; рч = рч/р„; и»в = еялш/?;
м>ч = Л/т = стслооЛ/1п(Л2//?,); п = #(о/?2|^1 -(Л |//?2)2]Д о ;
^шт = 2,3 -10_3
(12.63)
391

Решение.
У0=и^о =14 0,192 0,104=0,28м3/с;
/
Л0.5
4п =4,24
1,85-ю -6 -о,28 . ( т
,1п|мо
теО, 823 - 142
^400 )
= 1,2-НИ м;
^-Нгтр11-1
- 12-10’
Определим минимальный диаметр частицы, если диаметр час­
тицы характеризуется 1 < Ле < 104:
4п =2,3 •10_3
1,2 *0 ,8232 0,23 1-
'240V
[т)
1,5 -103-0 ,164 1п2
'400 ^
[240J
= 2,4 -10~5мкм.
Принимаем </тт = 24 мкм.
Пример 12.20. Определить эффективность очистки в циклоне
ЦН-11 -400 для пыли, имеющей фракционный состав, исходные
данные которого следующие:
Размер частиц,
Не более
Более
м км ....................................30 30 . . .50 50...70 70... 100 100... 120 120
Содержание фракций
по «частичным остаткам»,
% по м а с с е ....................... 6
21
23
19
17
14
392

Еф=100-6 -
0,1210,1230,119
.
50
,п зо
170
1пзо
1п
100
30
0,1(17 +14)
.
120------- 83 ,4% -
|п1о
Естественно, что при более крупнодисперсной пыли эффек­
тивность очистки в этом циклоне повысится.
Схема циклопа (рис. 12.51) приведена при выбросе отработан­
ного воздуха в атмосферу. Если после циклона требуется следую­
щий этап очистки воздуха, то применяют циклон, приведенный
на рис. 12.52. Групповая установка циклонов показана на рис. 12.53.
Все размеры очистных аппаратов достаточно легко рассчиты­
ваются, если за определяющий размер принять диаметр входного
патрубка (табл. 12 .17).
Все типоразмеры очистных аппаратов хорошо обобщаются при
использовании безразмерных параметров (см. табл. 12 .17), таким
образом, получаем:
Я—
.
и_Як,,
.
Ц—
.
>+7К— ,
5“в—,
>
“вх
“вх
“вх
Рис. 12.52. Схема циклона с последу­
ющей транспортировкой пыли
Рис. 12.53. Групповая установка цик­
лонов
393

Таблица 12.17
Относительные размеры циклонов
Тип циклона
В
d
dr
яц
Як
я.
Яп
ЦН-11
2,5
1,5 0,75 5,22 5,0 0,75 4,45
ЦН-15
1,83 U
0,64 4,1 8,66 0,164 3,2
Гипродревпром
2,5
1,5 0,93 3,0 • 6,0
1,2 4,2
Используя уравнение (12.63), можно значительно упростить ме­
тодику подбора циклонов. Получим уравнение для определения
диаметра циклона
Z> = 0 ,001p4£/mi
(12.64)
где с — постоянная, зависящая от типа циклона; рч — плотность
частиц, кг/м3;
—
минимальный диаметр частиц, улавливае­
мых циклоном, мкм.
В зависимости от типа циклона имеем:
• для циклонов ЦН-11
—
с = 10,8;
• циклонов ЦН-15 — с = 32,7;
• циклонов типа Гипродревпром — с = 32,7;
• циклона с обратным конусом — с = 64,1;
• промывателей типа ЦВП (при сухой очистке) — с = 57.
Пример 12.21. Определить эффективность рассмотренных ра­
нее циклонов при очистке пыли плотностью 3630 кг/м3, имею­
щей следующий дисперсный состав:
Размер частиц,
м к м ........................... Не более 11 ...5 5 . . .10 10...30 30 . . .50 Более 50
Содержание фракций
по «частичным остаткам»,
в % по м ас се................... 4
6
20
22
28
20
Реш ение . Будем считать, что проскок частиц диаметром бо­
лее минимально расчетного составляет 5 %. Тогда эффективность
очистки будет 85 %, т.е . допустимым будем считать проскок час­
тиц не более 5 мкм. Определим типы циклонов, удовлетворяющих
этим условиям.
Циклон ЦН-11
—
D= 10,8 •3,2 •5 = 173 мм, принимаем мини­
мальный размер этих циклонов 250 мм.
Циклон ЦН-15 —D = 32,7 3,2 •5 = 523 мм, принимаем ближай­
ший минимальный размер циклона 500 мм.
Циклон типа Гипродревпром — D = 32,7 3,2 •5 = 523, прини­
маем ближайший из наименьших размеров 550 мм.
Циклон с обратным конусом — D = 64,1 3,2 •5 = 1025, прини­
маемNo11,D=695мм.
Промыватель ЦВП (при сухой очистке) — D = 57 3,2 •5 = 912 мм,
принимаем No 10, D = 500 мм.
394

Если детальный фракционный состав пыли неизвестен, тогда
можно подобрать циклон, зная классификационную группу пыли.
Для этого можно использовать уравнения:
D = 0,01cp4C||ln[-c2-0 ,033(e - 70)]|;
(12.65)
е=70+30,3—expj- —
—1.
(12.66)
с2 [рчс}
В этих формулах постоянные С\ и с2определяются по границам
классификационных групп пыли (табл. 12.18).
Допустим, что в рассматриваемом примере необходимо полу­
чить степень очистки Е = 96,7 %.
На границе III и IV классификационных групп имеем
D = 10,8 •3,63 •50[1п[—0 ,9 •0,033(96,7 - 70)]| = 751 мм.
На границе II и III классификационных групп имеем
D = 10,8 •3,63 • 14,7|ln[—1,01 •0,033(96,7 - 70)]| = 111 мм.
Пылеуловители мокрого типа. Для повышения эф­
фективности фильтров и пылеосадителей часто используют сма­
чивание внутренних поверхностей, на которых осаждаются пыле­
вые частицы. При этом используются такие хорошо смачивающие
жидкости, как масло, вода. Характер физических процессов меж­
ду частицами пыли и жидкостью неодинаков. Силы адгезии при
наличии тонкой пленки смачивающей вязкой жидкости опреде­
ляются по формуле
F=
■*яп
2nad
1+ tg
ел
v2,
cosa,
(12.67)
где о — поверхностное натяжение жидкости; ё — диаметр части­
цы (сферы); е — угол, определяющий смоченную часть поверхно­
сти частицы; а — краевой угол смачивания, зависящий от диспер­
сности пыли и ее химических свойств.
Таблица 12.18
Значение коэффициентов ct и с2
Коэффи­
циент
Классификационная группа
I
11
III
IV
V
min шах min max min max min max min max
С\
—
125 125 50 50 14,7 14,7 1,85 1,85 —
Cl
—
0,746 0,746 0,9 0,9 1,01 1,01 1,16 1,16 —
395

При а = 0 и точечном контакте е = 0 сила адгезии
/ гаа = 2яа</.
(12.68)
Л.Ларсен экспериментально установил, что силу адгезии мож­
но найти по формуле
= А2пас1.
(12.69)
Коэффициент А зависит от площади поверхности контакта
частицы с пленкой. Для частицы, погруженной в пленку на 0,5*/,
А= 0,83. Если толщину пленки принять 5 = 0,5*/, то поверхностное
натяжение нефтяных масел а = 30 дин/см, а сила адгезии
Еш = 157*/дин.
(12.70)
Соударение пылевых частиц с тонкой пленкой жидкости под­
чиняется закономерности удара. Коэффициент восстановления
скорости частицы после удара можно принять К = 0,8. Отскоку
препятствует сила адгезии. Условие прилипания выражается ра­
венством
0,5/ии’2 = Еш
(12.71)
где т — масса частицы, кг; ы — скорость частицы, м/с; Еш —
работа, затрачиваемая на преодоление сил адгезии.
Работа Еш находится по формуле
=]^йИ,
(12.72)
где И — зазор между пленкой и частицей.
Принимая зазор Иравным толщине пленки масла (в обычных
условиях 10...40 мкм), из выражений (12.70) и (12.71) получаем
граничное значение скорости, при которой возможно прилипа­
ние пылевых частиц к пленке замасливателя:
IV2 =
2-157-40-Ю'4*/(1- К2)
К2‘
т
Откуда
IV= 0,84(*//т)0-5.
(12.73)
(12.74)
Из выражения (12.103) видно, что частицы размером */ = 10 мкм
удерживаются на поверхности вязкой пленки при скорости IV> 10 м/с,
а частицы размером */=100 мкм отскакивают при скорости пото­
ка и» < 1 м/с. В масляных фильтрах фронтальная скорость IV =
= 1,5...3,5 м/с. При этой скорости в масляных фильтрах достаточ­
но надежно удерживаются частицы размером до 25...30 мкм. Сле­
дует отметить, что на работу масляных фильтров большое влия­
ние оказывает возможность создания пленки невязкой жидкости
396

повышенной толщины. Смачивание твердых тел резко уменьша­
ется с увеличением их дисперсности. Считается, например, что
частицы гидрофильного материала (кварца) размером ¿/ < 10 мкм
относятся к несмачиваемым. Иногда гидрофобностью обладает пыль
даже гидрофильных материалов. Для улавливания частиц необхо­
димо, чтобы их кинетическая энергия превышала работу погру­
жения частицы в жидкость:
и»= 2 ,83(фч/а)0,5.
(12.75)
Из формулы (12.74) видно, что при скорости
= 3 м/с, часто
принимаемой в масляных фильтрах, в них надежно удерживаются
частицы размером ¿/>10 мкм. Частицы, не погрузившиеся в плен­
ку, могут быть сорваны с ее поверхности. Для улавливания пыли
при ее повышенной концентрации, в особенности при наличии
крупных пылевых частиц, используются пленки невязкой жидко­
сти (например, воды) повышенной толщины. Часто используется
циркуляционная вода. Плохо смачиваемые частицы, включая и
все мелкие (</ < 5 мкм), при относительно большой скорости (бо­
лее 2 м/с) проходят путь не более 1,2ё (0,006 мм).
В этом случае кинетическая энергия частицы должна быть до­
статочна для преодоления сопротивления воды при ударе части­
цы о поверхность воды и погружения последней в ее толщу. Час­
тица должна удерживаться водой. Например, если частица, под­
летающая к пленке со скоростью 18 м/с (что близко к реальным
условиям), ударяется о поверхность воды, проходит в воде до
полной потери скорости (около 16*/), т.е . 0,64 мм. Толщина реаль­
ной пленки воды в центробежном скруббере 0,3 мм. В этом случае
частица проходит через пленку, ударяется о поверхность метал­
лической сетки пылеуловителя со скоростью 5,2 м/с и возвраща­
ется к поверхности пленки, имея скорость 0,6 м/с. Далее частица
покидает поверхность воды, имея скорость 0,6 м/с, и подхватыва­
ется потоком воздуха.
Схема центробежного скруббера (циклон с водяной пленкой)
приведена на рис. 12.54. Очищаемый воздух подается в нижнюю
часть аппарата через патрубок /, а очищенный воздух отводится
из верхней части также тангенциально по направлению вращения
потока через патрубок 2. Диаметр скруббера обычно меньше диа­
метра обычного циклона, так как в аппарате отсутствует цент­
рально расположенный патрубок.
Внутренняя поверхность скруббера непрерывно орошается во­
дой из сопел 3, которые размещаются по окружности аппарата в
верхней его части. Сопла установлены таким образом, чтобы струи
воды были направлены тангенциально к внутренней поверхности
в сторону вращения потока воздуха, что предотвращает образова­
ние брызг. Давление воды перед соплами должно быть не менее
15... 25 Па. Удельный расход воды 2,5 л на 1 м3 воздуха.
397

Рис. 12.54. Центробежный скруббер ВТИ:
1,2 —патрубки; 3 сопла
На рис. 12.55 приведена характеристика
фракционной эффективности и пылеуло­
вителя типа ПВМ.
Для расчета расхода воды на орошение
используется формула
IV = 0,14лД.
Общая эффективность аппарата находится по формуле
Е=100-(100-Ео)Лу
С увеличением скорости входа воздуха эффективность скруббе­
ра увеличивается. Однако, поскольку с увеличением скорости ра­
стет также сопротивление аппарата, расчетную скорость входа при­
нимают не более 20...23 м/с, а среднюю скорость в поперечном
сечении 4,5 ...5 ,5 м/с.
Запыленный воздух поступает в вентиляционный мокрый пы­
леуловитель под влиянием разрежения, (рис. 12.56), создаваемого
вентилятором 10 и протекает через щель а, образующейся между
Рис. 12.55. Фракционная эффективность пылеуловителя типа ПВМ:
/ — при скорости в сопле 34 м/с; 2,
3, 4,5при а =300; 200; 80; 40; 6,7—при
скорости во входном патрубке 23 и 15 м/с
398

Рис. 12.56. Пылеуловитель вентиляционный мокрый ПВМ:
I — корпус; 2 — опоры; 3 — подвод воды; 4, 5 — перегородки; 6 — водоотбор-
ник; 7 — каплеуловитель; 8 — воронка; 9 — воздухосборник; 10 — вентилятор
нижней кромкой неподвижной перегородкой 5 и поверхностью
воды 8 = 10...300 мм. Вода, увлеченная с поверхности, настилает­
ся на перегородку 4 и образует постоянно обновляющийся слой.
Водоотборником 6 вода отклоняется вниз и присоединяется сно­
ва к общей массе воды. Уловленная пыль через некоторое время
остается в нижней части корпуса, откуда из воронки 8 удаляется
в виде шлама. Разработано несколько конструкций модификаций
ПВМ и их типоразмеров, различающихся по производительности.
Зависимость потери давления пылеуловителей ПВМ от расхода
воздуха показана на рис. 12.57.
На рис. 12.58 вместо высоты щели 8 введено обозначение Н.
В целях экономии воды разработан аналог — пылеуловитель
ПВМКБ, имеющий расход воды 5... 10 г/м3. Эти пылеуловители
разработаны на производительность 5, 10, 20, 40 тыс. м3/ч.
Периодичность 7, ч, слива можно принимать по формуле
1 = Ч\У/{сУ),
где ^ — максимальная концентрация твердых примесей в шламе,
допустимая из условия подвижности шлама; IV — объем воды в
399

Рис. 12.57. Зависимость потери давления пылеуловителя ПВМ от расхода
воздуха
бункере ПВМ, м3; с — начальная концентрация пыли в очища­
емом воздухе, г/м3; V — производительность по воздуху, м3/ч.
Типоразмеры ПВМСБ разработаны на производительность 3,
5, 10, 20, 40 тыс. м3/ч. В пылеуловителе СИОТ часть воды подается
во входной патрубок. Шлам стекает через сливное отверстие в цен­
тре нижнего конуса. Разработаны и другие схемы мокрых пыле­
уловителей, описание которых приведено в специальной литера­
туре.
Пенные аппараты. Пенные аппараты взависимости отспо­
соба отвода жидкости с решетки подразделяются на два основных
типа: с переливными и «провальными» решетками.
Аппараты с переливными решетками не получили широкого
распространения вследствие зарастания части решетки пылевы­
ми отложениями. В настоящее время их часто используют как
эффективные аппараты тепломассообмена. Аппараты, в которых
вся жидкость «переливается» сквозь решетку, называются про-
тивоточными. Они в основном и при­
меняются в качестве пылеуловителей.
В зависимости от скорости газа н»гв пол­
ном сечении аппарата /'устанавливают­
ся различные гидродинамические режи­
мы. При м'г = 0,2...0,6 м/с наблюдается
режим смоченной решетки. При барбо-
тажном режиме гидравлическое сопро­
тивление резко повышается и на решет­
ке образуется слой жидкости (в виде
водножидкостной эмульсии), через ко­
торый барботируют пузырьки газа. При
скорости 0,7 ...2 ,2 м/с барботажный ре-
Рис. 12.58. Эффективность жим переходит в пенный. На решетке
вылеуловителя ПВМ
наблюдается слой турбулизированной
400

Рис. 12.59. Барботажный фильтр Осен-
кова:
1 — выходной патрубок; 2 — колпачковый
распределитель; 3 —заливной патрубок; 4 —
сетка-пеногаситель; 5 —распределительная
решетка; 6 —поглотительный раствор; 7 —
входной патрубок; 8 — сливной патрубок;
9 — корпус аппарата
пены. В ней происходит непрерывное разрушение сплошного жид­
кого слоя и образование газовых пузырьков. Дальнейший рост
скорости приводит к прорыву газовых струй и образованию так
называемого волнового режима.
На рис. 12.59 приведена схема одного из пенных аппаратов
конструкции В.Н .Осенкова. Этот фильтр предназначен для хи-
мосорбционной очистки воздуха от гидридных газов, оксидов
азота и других вредных веществ. Высокая скорость взаимодей­
ствия газов и жидкого поглотителя достигается интенсивным
барботажем газа через решетку 5 с образованием высокодиспер­
сной пены, имеющей большую поверхность массообмена. Наи­
больший габаритный размер этого аппарата при производитель­
ности 900 м3/ч не превышает 1200 мм. Многие пенные аппараты
имеют стабилизатор пенного слоя. В этих аппаратах волновой ре­
жим на возникает при скорости воздуха до 4 м/с. Решетки про­
мышленных аппаратов могут быть дырчатыми с живым сечени­
ем 5о от 14до 22% с ромбической разметкой, а также эти решет­
ки могут быть трубчатыми.
Пример 12.22 . Рассчитать пенный аппарат для очистки газов,
удаляемых из сушильных барабанов и содержащих фосфоритовую
пыль. Расход газа 53400 м3/ч (14,8 м3/с). Температура газа 95 °С,
температура орошаемой воды 25°С, начальная концентрация пыли
сг= 2 г/м3.Дисперсный состав пыли следующий:
Размеры частиц, мм ..... 0 .. .5 5 ...10 10...15 15...20 20...30 30
Содержание частиц,
% ......................................... 24
25
17
6
13
14
Порядок расчета.
1. Скорость газа в сечении аппарата примем из условия устой­
чивости пены и'г = 3 м/с.
2. Рабочее сечение корпуса аппарата Р = У/\?г= 14,8/3 = 4,9 м2.
3. Диаметр корпуса аппарата й - ^4 ■4,9/тс = 2,5 м.
401

4. Расход жидкости Ужпринимаем с учетом оптимальной рабо­
ты аппарата при плотности орошения Уор = 8 м3/(м2-ч):
Уж=^=8-4,9 =39,2м3/ч.
5. Живое сечение дырчатой решетки 50определяется исходя из
следующих параметров: высота слоя Н„ = 150 мм, плотность жид­
кости рж= 1000 кг/м3 и диаметр отверстия решетки 4> = 7 мм:
1,37>уг0'458Ко0р152
1,37 з°.458. 80’152
^
0 Я п°-бЧ 0'685Р°ж61 0 ,15061 •0 ,0070685 100006' ’ '
6. В случае ромбической разметки
/ = ¿0Д91А90 = 0,007^/0,91/0,22 = 14,2 мм.
7. Полное гидравлическое сопротивление аппарата
Ар=Арр+Арп+Ар„+Арл=220+360+36+151=767Па,
где Арр — потери давления на сухой решетке (расчет производит­
ся по формулам для сетчатых структур при и>г = 3 м/с; ¡¡г = 1,45 и
Уор= 8 м3/(м2-ч)); Арп— гидравлическое сопротивление слоя пены;
Ара — потери давления на преодоление поверхностного натяже­
ния для дырчатых решеток при о = 6,3 •10~2 Н/м для воды с тем­
пературой 25 °С; Ара — гидравлическое сопротивления корпуса ап­
парата с каплеуловителем при £ = 28.
Находим составляющие гидравлического сопротивления:
Дрр = 220 Па;
Ар„ = 4Япрж# /^ =4 •0,15•1000■g/^fЗ=360Па;
Ара= 4аА/0=4-6,3 10_2/(7 10-3)=36Па;
АРа = Со^гРг/г = 28•З2-1,2/2 = 151 Па.
8.
Фосфоритовая пыль гидрофобна, поэтому фракционную сте­
пень очистки определим по формуле
цф = 100[1 - 87,1(1,37 - 6?-4)/(Я пи?-5)].
В результате проведенных расчетов получим следующую фракци­
онную степень очистки при (Яп = 150 мм и 6ср = (8Т| + ^2)/2);
8,, мкм....0 ...5 5 ...10
10... 15
15...20 20...30 30
т)ф, % 79,34 89,92
93,96
97,476
100
100
Общая степень очистки:
Л=(79,34•24 +89,26•25 +93,96•17 +97,46•6 + 100•27)/100 =
= 90,6%.
402

9. Остаточная концентрация пыли на выходе из аппарата
свых = сг(100 - 90 ,6)/100 = 0,188 г/м.
Электрофильтры. Основными элементами электрофильтров
являются коронирующие электроды, к которым подводится вы­
прямленный ток высокого напряжения, осадительные заземлен­
ные электроды и бункеры для сбора уловленных частиц, системы
регенерации электродов. Сходящие с поверхности коронирующих
электродов электроны разгоняются в электрическом поле высо­
кой напряженности и приобретают энергию, достаточную для
ионизации молекул газа. Сталкивающиеся с электронами молеку­
лы газов ионизируются и начинают ускоренно двигаться в на­
правлении электродов противоположного заряда, при соударении
с которыми появляется электрический ток, а при некотором зна­
чении напряжения образуется коронный разряд, интенсифици­
рующий процесс ионизации газов. Взвешенные частицы, переме­
щаясь в зоне ионизации и сорбируя на своей поверхности ионы,
приобретают в конечном итоге положительный или отрицатель­
ный заряд и начинают под влиянием электрических сил двигать­
ся к электроду противоположного знака. По мере накопления ча­
стиц на электродах их стряхивают или смывают. Фильтры, осно­
ванные на этом методе осаждения пыли иногда называются плаз­
менными, или ионизирующими. Их часто применяют, в частно­
сти, для очистки дымовых газов, аэрозоля, удаляемого от мест
сварки или пайки. Напряженность поля, в котором возникает ко­
рона, называют начальной, или критической. Ее значение во мно­
гом зависит от параметров обрабатываемых газов и может состав­
лять для стандартных условий около 15...30 кВ/см.
При положительном заряде электрода вокруг него создается ров­
ное непрерывное свечение, при отрицательном заряде корона имеет
вид «четок», или ряда пучков вдоль электрода. Критическое стати­
ческое напряжение на электродах можно определить по формуле
В целях экономии электроэнергии наибольшую напряженность
электрического поля можно создать, используя проволоку, а оса­
дительные электроды должны иметь развитую поверхность, на­
пример в виде пластин. Для расчета системы пластинчатых (ци­
линдрических) осадительных и проволочных коронирующих элек­
тродов можно использовать формулу
где Л|, /?2 — радиусы коронирующего и цилиндрического осади­
тельного электродов соответственно, м; /, — расстояние между
Ua = E^RMR-JR,).
(12.76)
(12.77)
403

коронирующим и пластинчатым осадительным электродом, м;
/2 — расстояние между соседними коронирующими электродами, м.
Обычно для промышленных электрофильтров радиус корони-
рующей проволоки принимают 0,001...0,002 м, осадительного
электрода — 0,1 ...0,15 м, и „ = 20...30 кВ. Скорость дрейфа (пере­
мещения) взвешенных частиц возрастает с напряженностью поля,
однако при определенном значении напряжения на электродах
нарастает пробой газового промежутка И возникает дуга. Поэтому
оптимальным значением напряжения на электродах считается
максимально близкое к пробойному. Низкоомные частицы легко
заряжаются в электрическом поле, однако с приближением к элек­
троду с противоположным знаком перезаряжаются, и между ними
начинают действовать силы отталкивания. Это приводит к увели­
чению вторичного уноса частиц из фильтра. Еще менее благопри­
ятные процессы возникают при очистке высоомных пылей. Осе­
дая на электроды, они образуют неоднородный электроизоляци­
онный слой. На месте наиболее слабой изоляции напряженность
поля становится максимальной. Это приводит к образованию ко­
роны с противоположным знаком «обратной» короны, что суще­
ственно ухудшает работу фильтра. Учитывая, что вторичный унос
пыли из фильтра существенно зависит от скорости газового пото­
ка, обычно ее принимают не более 1... 1,5 м/с. Для промышлен­
ной газоочистки из аппаратов отечественного производства пред­
почтительными являются фильтры типа ЭГА, ЭГТ (горизонталь­
ные сухие); УВ, ЭВВ (вертикальные сухие).
Рис. 12.60. Схема электрофильтра типа ЭГА:
/ — механизм встряхивания осадительных электродов; 2 —люк обслуживания; 3 —
газораспределительная решетка; 4 —защитная решетка; 5 — механизм встряхива­
ния коронирующих электродов; 6 — коронирующий электрод; 7 — осадительный
электрод; 8 — корпус фильтра
404

На рис. 12.60 в качестве примера показана схема промышлен­
ного электрофильтра типа ЭГА. Зарядка твердых частиц зависит
от диффузионной подвижности ионов и частиц. При зарядке час­
тиц размером более 1 мкм решающее значение имеет подвиж­
ность ионов, а при зарядке мелких частиц — тепловое движение.
На практике имеет место и взаимное отталкивание частиц.
Число элементарных зарядов, полученных частицей за счет под­
вижности ионов,
3 £ СТ/1Т
д(т + 1/(пЩк)У
(12.78)
где г — радиус частиц; ? — элементарный электронный заряд; т —
время зарядки; ЛГ— концентрация ионов; к — коэффициент под­
вижности ионов.
При определении заряда, полученного частицей вследствие
диффузионной подвижности ионов, используется уравнение
гк{Г. (
п-
— т—1п 1+
лг25А^2т
(12.79)
где к\ — постоянная Больцмана; Т — абсолютная температура
воздуха; 51— среднеквадратичная скорость ионов.
Разность потенциалов между парой электродов
Л
Напряженность статического поля
(12.80)
Е„=-^
-г
.
(12.81)
Пп^-
Л.
При положительном заряженном электроде сила тока должна
быть
I= с11=(I/- ик),
(12.82)
где с — постоянная, зависящая от формы и размеров электродов,
свойств газа; ик — напряжение, при котором начинается корони-
рующий разряд.
Начальную напряженность коронирующего разряда можно оп­
ределить по формулам (12.76) и (12.77).
ПритемпературеТ=293Кир - 101325Па
Е„ = 30с2(1+0,301/<5),
(12.83)
где с2 — коэффициент, учитывающий шероховатость корониру-
ющей проволоки.
405

Тогда
ик=30с2с31+
0,301
М )0,5
л.
/г
л.
(12.84)
где с3 — коэффициент, учитывающий давление и температуру
воздуха.
Сила, действующая на заряженную частицу в электрическом
поле и заставляющая ее перемещаться в направлении осадитель­
ного электрода:
Е= цЕг,
(12.85)
где ^ — величина заряда; Ег — напряженность поля в осадитель­
ной зоне в точке с координатой г.
Заряд определяем по формуле
Я=РэЕш2,
(12.86)
где Рэ — коэффициент, равный 3 для электропроводящих частиц,
и 1,5...2 для диэлектриков; Ей — критерий Эйлера.
Тогда
/■= РЕиЕгг2.
(12.87)
По закону Стокса сила вязкого сопротивления движению час­
тиц:
Е = бягци',
(12.88)
где »V— скорость движения частиц.
Тогда
РЕиЕгг2 = 6яфи>.
Отсюда
(12.89)
РЕиЕгг
6щ'
(12.90)
Для электропроводящих материалов
и’э = 0 ,16ЕиЕгг/\1.
(12.91)
Для диэлектриков
= 0,095ЕиЕгг/\1.
(12.92)
Как видно из формул (12.91) и (12.92), диэлектрические свой­
ства материала частиц оказывают небольшое влияние на скорость
движения, а следовательно, на скорость осаждения частиц. Глав­
ную роль играют диаметр частиц, напряженность поля в иониза­
ционной и осадительной зонах. Для оценки эффективности очис­
тки в электрофильтрах рассмотрим траекторию движения части-
406

цы между двумя поверхностями (электродами). Так, наиболее су­
щественное влияние оказывает расстояние между коронирующим
и осадительным электродами. При расстоянии между электрода­
ми около 30...35 мм и скорости аэрозоля 2...2 ,5 м/с движение
среды будет ламинарным.
Скорость аэрозоля определяется по формуле
<1Х/6т = 6\vihY - У2)/И2,
(12.93)
где Л — расстояние между электродами.
Скорость частицы в поперечном направлении между электро-
дами составит
И’с = (1У/бт.
(12.94)
Так как
(А - У)/Х = м>с/и>,
(12.95)
то
У= -и'сЛ'/и’ + А.
(12.96)
После дифференцирования получим
с1У= -(и-с/ноах,
(12.97)
или
ёУбт_
в-сА2
сУс йХ ~ 6н>(ИУ-У2)'
(12.98)
Уравнение траектории примет вид
АУ2 У3 и>сА2
°
2
3 6»’
(12.99)
где а — постоянная интегрирования.
ПриX=0,У=0имеема=0,или
АУ2 У3 и>СЛ2 „
2-3
-
1Х-
(12.100)
Для того чтобы частица, находящаяся в самом невыгодном
положении У= А, вошла в соприкосновение с осадительным элек­
тродом, необходимо чтобы
Х=Х0= м>И/м>с,
(12.101)
где Хо — длина осадительной зоны.
Обозначим глубину осадительной зоны В.
Количество пыли, находящейся в некотором элементарном
объеме фильтра:
С = сИВдХ,
(12.102)
где с — концентрация пыли.
407

За время дх площадка В йХосадительного электрода сепарирует
следующее количество пыли:
(1(7 = с#н'сс1Л,{1т.
(12.103)
Падение концентрации на этой площадке
—
<1с = (с»угёт)/А.
(12.104)
Подставляя ск = йХ/м, получим
с
\нп
(12.105)
Ги>сX]
(12.106)
с=с»ехрГ 7 1 ’
Эффективность электрофильтра —
(1(7.с
.
[»сI]
е=—
= 1-----= 1-ехр -
—
т,
(7„
с0
[*И)
(12.107)
или
е=1-ехр\-
—
>.
(12.108)
Формула (12.137) не учитывает условия входа аэрозоля в
фильтр, фракционный состав пьши, ее диэлектрические свой­
ства, состояние покрытия электродов. Кроме того, опыты, прове­
денные на фильтрах, в которых осадительные пластины смачива­
лись, установили заметное влияние повышения коэффициента
очистки. Это говорит о том, что в сухих фильтрах повышенный
вторичный унос пыли. Число уносимых с поверхности частиц
можно найти из уравнения
(7У= 0 ,264ехр{-2 ,02Х}.
(12.109)
На эффективность фильтра влияет дисперсный состав пыли.
Частицы большого размера, имеющие, естественно , большую
поверхность, приобретают больший электрический заряд. Кроме
того, на них оказывает меньшее влияние турбулентность потока.
Следовательно, у более крупных частиц при прочих равных усло­
виях коэффициент очистки оказывается выше, чем у мелких. Опы­
ты, проведенные Хайнрихом, показали, что при изменении диа­
метра частиц от 4 до 40 мкм коэффициент очистки увеличивался
408

от 92 до 96%, а для частиц размером менее 4 мкм снизился до
80 %. Изложенное ранее позволило уточнить формулу (12.136):
е= 1-ехр
X\
100,
(12.110)
где с = 1,2...2.
Примем с = 1,6, тогда получим уравнение для нахождения эф­
фективности электрофильтров:
е-1-ехр
100.
(12.111)
Пример 12.23. Найти эффективность электрофильтра с диамет­
ром коронирующего электрода 0,1 мм, расстоянием между элект­
родами 30 мм, глубиной 270 мм. Фракции пыли с минимальным
диаметром 0,05 мм. Скорость аэрозоля во фронтальной плоскости
фильтра 2 м/с, коэффициент живого сечения фильтра 0,25.
Обозначим: Я\=0,1 мм,Л=30мм,X=270мм,г=0,05мм,
=
=2м/с,Кжс=0,25.
Решение.
Ей=30 1+
0,301
0,105
= 58,5 В/м, или 0,58 В/см.
Примем Ей = Ег\
Л11:ЕиV 0,16 *0 ,582 5-10-5
.
,
л/тс
о/
м>с=0,16-^ —=
-
—
| 85-10~^------ = 1)45М^С;'14,0=20,25=8МС;
Х0=80,03/0,145=0,348м; е= 1 -ехр|-1 ,6^| 100=71%.
Контрольные вопросы
1. Сделайте анализ закономерности преобразования энергии в пото­
ке, находящемся в поступательном движении.
2. Определите мощность, потребляемую вентилятором при адиабати­
ческом и изотермическом охлаждении.
3. Представьте схемы радиального и канальных вентиляторов.
4. Представьте схемы вентиляторов, применимых для транспортиров­
ки твердых частиц.
5. Приведите схемы крышных вентиляторов.
6. Приведите особенности взрыво- и пожаробезопасных вентилято­
ров.
409

7. Выведите уравнение Л. Эйлера.
8. Вычертите корпус радиального вентилятора.
9. Объясните методику подбора вентилятора.
10. Определите производительность и давление, создаваемое вентиля­
тором, работающим в сети.
11. В чем заключается количественное и качественное регулирование
вентилятора?
12. Объясните последовательную и параллельную работу вентилято­
ров в сети.
13. Опишите принцип работы эжекторов низкого давления.
14. Опишите принцип работы эжекторов высокого давления.
15. Приведите порядок расчета резиновых виброизоляторов.
16. Приведите порядок расчета пружинных виброизоляторов.
17. Опишите порядок подбора водяных воздухонагревателей.
18. Опишите порядок подбора паровых воздухонагревателей.
19. Опишите порядок подбора электронагревателей.
20. Приведите схему фильтры для очистки приточного воздуха.
21. Приведите схему фильтры для сухой очистки вытяжного воздуха.
22. Приведите схему фильтры для мокрой очистки вытяжного воздуха
23. Объясните порядок расчета электрофильтров.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Анурьев В. Я. Справочник конструктора-машиностроителя. В 3 т. Т. 1 /
В. И.Анурьев.
— М. Машиностроение, 1980.
2. Богословский В.Н. Вентиляция и кондиционирование воздуха /
В. Н. Богословский.
— М. Стройиздат, 1992.
3. Гримитлин М.И. Распределение воздуха в помещении / М .И .Гр и-
митлин.
— СПб. : Арктика, 2004.
4. Иванов О. Я. Аэродинамика и вентиляторы / О. П. Иванов, В. О. Мам-
чецко.
— Л. Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1986.
5. Калинушкын М. П. Насосы и вентиляторы / М. П. Калинушкин. — М . :
Высш. шк., 1987.
6. Набоков А. Б. Борьба с шумами в обувном производстве / А. Б. Набо­
ков, М. В .Сергеев.
—
М. : Легпромбытиздат, 1991.
7. Отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха. Теоретиче­
ские основы создания микроклимата в помещении / [В.И .Полушкин,
О. Н. Русак, С. И. Бурцев и др.].
— СПб. Профессия, 2002.
8. Охрана воздушного бассейна / [В.И .Полушкин, С .М .Анисимов,
В.Ф . Васильев и др.].
— СПб. :АВОКС3,2004.
9. Павлов В. В. Насосы и вентиляторы / В. В. Павлов, Л. С. Скворцов.
—
М. Стройиздат, 1990.
10. Полушкин В. И. Пневмотранспорт и очистка воздуха от пыли /
В.И .Полушкин, В.Ф .Васильев, Ю .Н .Юрков.
— СПб. СПБГАСУ, 2002.
11. Стефанов Е. В. Вентиляция и кондиционирование воздуха / Е. В. Сте­
фанов.
— СПб. : Арктика, 2005.
12. Хакон Скистал. Вытесняющая вентиляция в непроизводственных
зданиях / Скистал Хакон ; пер с англ.
—
М. : АВОК ПРЕСС, 2003.

ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение
3
Глава 1. Термодинамика влажного в озду х а.................................................. 6
1.1. Основы тепло- и массоо бмена........................................................... 6
1.2. « /-¿/» -диаграмма влажного воздуха................................................... 9
1.3. Расчетные параметры наружного в озду ха....................................... 16
Глава 2. Формирование микроклимата в помещении.................................19
2.1. Нормирование параметров внутреннего
воздуха.................................................................................................. 19
2.2. Построение зон микроклимата в по мещ ении................................ 25
Глава 3. Вредные вещества промышленных
производств................................................................................................. 39
3.1. Вредные промышленные выбросы в атмосферу............................ 39
3.2. Влияние на человека вредных промышленных выбросов
в п о м ещ ен и и ...................................................................................... 40
Глава 4. Динамика изменения концентраций вредных выделений
в помещении............................................................................................... 49
4.1. Динамика измерения концентраций газа в пом ещ ении.............. 49
4.2. Динамика изменения концентраций пыли в по м е щ ен ии ........... 53
Глава 5. Местная вытяжная вентиляция.................................................... 57
5.1. Укрытия в виде козырька................................................................... 57
5.2. Укрытия в виде з о н т а ......................................................................... 63
5.3. Вытяжные ш каф ы............................................................................... 71
5.4. Вентилируемый светильник...............................................................75
5.5. Боковой щелевой о тс о с ...................................................................... 76
5.6. Отсосы от заточных станков, мест пайки, сварки и других
работ на столе, связанных с вредными выделениями..................78
5.7. Отсосы от гальванических ва нн ........................................................ 84
5.8. Капсуляция в а н н ................................................................................ 97
5.9. Вентиляция окрасочных к ам е р........................................................ 100
Глава 6. Местная приточная вентиляция...................................................103
6.1. Общие положения
103
6.2. Воздушное душирование.................................................................. 107
6.3. Воздушные оазисы .............................................................................116
6.4. Воздушные завесы
118
412

7.1. Тепловыделения............................................................................... 126
7.2. Влаго- и газовыделения.................................................................. 167
Глава 8. Аэрация промышленных зданий ................................................. 173
8.1. Назначение и область пр им ене ния............................................... 173
8.2. Методы аэродинамического расчета аэрации
174
8.3. Аэрация под действием гравитационного
дав л ен ия............................................................................................ 175
8.4. Метод фиктивных давлений
182
8.5. Аэрация под действием ветрового
д авл е ни я............................................................................................184
8.6. Аэрация при совместном действии гравитационного
и ветрового д авлений......................................................................188
8.7. Взаимодействие аэрации и механической
вен ти ляц и и...................................................................................... 191
8.8. Аэрация многопролетных зда ни й.................................................. 193
8.9. Конструктивное оформление аэрационных
п р ое м о в............................................................................................. 195
8.10. Дефлекторы
196
8.11. Комплексное вычисление расчетного воздухообмена
при а эр а ци и ....................................................................................201
8.12. Методика расчета аэрации
........ 208
Глава 9. Тепловой и воздушный баланс
помещения................................................................................................ 216
9.1. Определение воздухообмена в по м ещ ении .................................. 216
9.2. Воздухораспределение. Общие п ол о ж ен ия................................... 221
9.3. Конструкции воздухораспределителей......................................... 224
Глава 10. Вентиляционные с е т и ............................................................... 245
10.1. Проектирование вентиляционных сете й.................................... 245
10.2. Приточные вентиляционные кам еры......................................... 260
10.3. Вытяжные камеры.......................................................................... 263
10.4. Шумоглушение в вентиляционных сетях ....................................266
10.5. Рассеивание вентиляционных выбросов
в атмосфере.................................................................................... 279
10.6. Системы вентиляции при противодымной защите
помещений..................................................................................... 283
Глава 11. Пневматический тр анспор т...................................................... 289
11.1. Характеристики п ы л и ................................................................... 289
11.2. Движение частиц в потоке воздуха..............................................300
11.3. Движение твердых частиц в закрученном
по ток е............................................................................................. 315
11.4. Схемы систем пневматического
транспорта...................................................................................... 316
11.5. Расчет систем пневматического
транспорта...................................................................................... 319
Глава 7. Общеобменная вентиляция......................................................... 126
413

12.1. Вентиляторы.....................................................................................325
12.2. Работа вентилятора вс ет и ............................................................. 351
12.3. Эж екторы.......................................................................................... 356
12.4. Воздухонагреватели.......................................................................... 369
12.5. Устройства для очистки воздуха................................................... 382
Список литератур ы.......................................................................................411
Глава 12. Вентиляционное оборудование................................................. 325

Полушкин Виталий Иванович,
Анисимов Сергей Михайлович,
Васильев Владимир Филиппович,
Дерюгин Виктор Владимирович
Вентиляция
Учебное пособие
Редактор Е.А .Балыко
Технический редактор Н. И. Горбачева
Компьютерная верстка: Р. Ю. Волкова
Корректоры И. В. Могилевец, Т. В. Кузьмина
Иэд. N° 101112268. Подписано в печать 31.03.2008. Формат 60x90/16.
Гарнитура «Таймс». Бумага офсетная N° 1. Печать офсетная. Уел. печ. л. 26,0.
Тираж 3000 экз. Заказ N° 2777
Издательский центр «Академия», www.academia-moscow.ru
Санитарно-эпидемиологическое заключение N° 77.99.02.953.Д.004796.07.04 от 20.07.2004.
117342, Москва, ул. Бутлерова, 17-Б, к. 360. Тел./факс: (495)330-1092, 334-8337.
Отпечатано с электронных носителей издательства.
ОАО "Тверской полиграфический комбинат", 170024, г. Тверь, пр-т Ленина, 5.
Телефон: (4822) 44-52-03,44-50-34, Телефон/факс (4822) 44-42-15
Home page - www.tverpk.ru Электронная почта (E-mail) - sales@tverpk.ru
Учебное издание