Строительная физика: энергоперенос, энергоэффективность, энергосбережение - Савин В.К.

Автор: Савин В.К.
Теги: теплопроводность теплопередача теоретические основы строительства теплофизика прикладная физика тепломассообмен энергосбережение
Год: 2005
Похожие
Энергоаудит предприятий, организаций и учреждений
Тепловая защита зданий. Актуализированная редакция СНиП 23-02-2003
Отопление и тепловые сети
Теплопотери здания. Справочное пособие
Текст
                    СТРОИТЕЛЬНАЯ ФИЗИКА
САВИН В. К.
Энергоперенос
Энергоэффективность
Энергосбережение
лазурь
ББК38.113
УДК 536.2 С 13
Савин В.К.
Строительная физика: энергоперенос, энергоэффективность, энергосбережение. М., "Лазурь", 2005, 432 с., 76 табл., 94 илл., 7 приложений
В книге изложены основы тепломассообмена и теплопередачи применительно к строительству. Теоретические исследования процессов теплообмена, происходящих в зданиях и сооружениях, выполнены с помощью интегральных методов и подкреплены широким кругом экспериментальных исследований. Основной целью монографии является проектирование зданий с минимальным расходом первичных энергоресурсов при обеспечении комфортных условий в помещении.
Критикуется опасная для страны стратегия экономии тепла при эксплуатации здания без учета затрат энергии на строительство. Предлагается энергоэффективность зданий оценивать без применения денежных знаков, используя законы термодинамики и теплопередачи (на основе составления балансовых уравнений энергии). Показано, что проектирование энергоэффективных зданий возможно на основе одновременного учета энергоемкости и долговечности, уровня теплозащиты и района строительства.
Книга предназначена для инженерно-технических работников, студентов и преподавателей, аспирантов и научных работников, занимающихся вопросами строительства и эксплуатации зданий.
ББК 38.113
УДК 536.2 С 13
Настоящая книга не может быть полностью или частично воспроизведена, тиражирована и распространена без разрешения автора
Обложка Судариков В.И.
с 408301201-(042)
А69(02 - 05)
© Савин В.К., 2005 © «Лазурь», 2005
ОБ АВТОРЕ
Савин Владимир Константинович - заведующий лабораторией теплофизики и строительной климатологии НИИ строительной физики Российской академии архитектуры и строительных наук (РААСН), доктор технических наук, профессор, член-корреспондент РААСН, действительный член Жилищно-коммунальной академии, член Восточно-Европейского экспертного совета по строительству, лауреат Премии Правительства РФ в области науки и техники.
Окончил Лобненский индустриальный техникум Минпром-стройматериалов СССР, а также Московский станкоинструментальный институт им. И.В.Сталина по специальности «Машины и техноголия литейного производства». Работает в НИИСФ с 1960 г. по настоящее время.
В 1967 г. защитил кандидатскую диссертацию по специальности «Теплотехника и теплофизика». Докторскую диссертацию защитил в 1985 г. по специальности «Теплоснабжение, вентиляция, кондиционирование воздуха, газоснабжение и освещение».
Сфера научной деятельности: теплопередача, освещение, теп-ломассоперенос и гидродинамика при естественной и вынужденной конвекции, в т. ч. при взаимодействии струй с преградами. Опубликовано свыше 150 научных работ, в т. ч. три монографии. Получено 20 авторских свидетельств и патентов.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Основным фундаментальным законом природы является закон сохранения и превращения энергии. Этот первый закон термодинамики показывает, что энергия не исчезает и не возникает вновь, она лишь переходит из одного вида в другой в различных физических, химических и др. процессах.
Можно предположить, что объем Вселенной бесконечно большой и она представляет собой изолированную систему, которая не имеет окружающей ее среды, и все процессы и явления, происходящие в ней, совершаются без обмена с окружающей средой теплотой, работой и веществом. В такой системе количество энергии
, измеряемое в джоулях, остается постоянной величиной. Учитывая, что Вселенная состоит из субъектов Вселенной (сплошная среда), масса ее Мвс постоянна и равна:
И=со
Мес
/=1	;
где т, - масса субъекта Вселенной.	|
Ее общая энергия Евс согласно фундаментальному закону Эйнштейна составляет:
Евс=МвсС2, ОС	ОС	I
где скорость света С - 3 • 108 м/с.	!
Последняя формула показывает, что вещество и энергия ВЗАИМОПРЕВРАЩАЕМЫ и количество энергии во Вселенной составляет постоянную величину, равную:
и=ео	1 .
Евс = const^mi, Дж.
i=l
Поэтому можно считать, что все теплофизические процессы и явления, происходящие во Вселенной, связаны только с переносом энергии в пространстве (м3) и во времени (час). Единичный объем , пространства имеет объемную плотность энергии, измеряемую в Дж/м3. Единица массы (один грамм) имеет массовую плотность энергии Дж/г (1грамм массы равен 1014Дж).
Существующий во Вселенной кругооборот энергии всегда происходит в направлении, где объемная (массовая) плотность энергии (вещества) имеет меньшую величину. Перенос энергии из одного единичного объема пространства в другой характеризуется удельным потоком энергии q, измеряемым в Дж/(с-м2) или Вт/м2.
4
Таким образом, Вселенная представляет собой ВЕЧНЫЙ ДВИГАТЕЛЬ, в котором количество энергии сохраняется неизменным и энергия в процессах и явлениях переходит из одного вида в другой.
На земле построить «вечный двигатель» невозможно, так как любой процесс является необратимым (второй закон термодинамики). Обратимыми называют такие процессы, когда термодинамическая система приходит в исходное состояние, а в окружающей ее среде не происходит никаких изменений. Все остальные процессы являются необратимыми. Здания и сооружения или отдельные их части всегда взаимодействуют с окружающей средой, в результате чего в них происходят изменения. Человек так же, как и любой субъект Вселенной, всегда взаимодействует с окружающей средой, каждый час отдавая ей 120 Вт тепловой энергии своего тела.
В России здания работают в условиях суровых зим и требуют в несколько раз большего расхода энергии, чем в Европе и Америке. Для компенсации энергии, идущей на создание и эксплуатацию здания, можно использовать два источника энергии. Первым, невозобновляемым, источником энергии служат «законсервированные» природой электромагнитные лучи Солнца, заложенные в недра земли (нефть, газ, уголь и уран). Вторым, возобновляемым, источником являются непрерывно падающие на землю электромагнитные лучи Солнца.
Задача проектировщиков и строителей использовать в большей степени возобновляемые источники энергии и в меньшей - невозобновляемые.
Сегодня главным инструментом государственного регулирования и управления инвестициями является ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЭНЕРГОСБЕРЕГАЮЩИХ ТЕХНОЛОГИЙ на основе минимального потребления первичных энергоресурсов зданиями и сооружениями за срок их службы, который должен быть, как правило, не менее 100 лет.
На обложке оранжевый апельсин - символ энергии, символ солнца, благодаря которому существует жизнь на Земле, и три «Энерго» указывают путь, по которому должно идти человечество, бережно извлекая из недр земли и экономно расходуя первичные энергоресурсы для того, чтобы планета Земля как можно дольше просуществовала бы во Вселенной.
5
ВВЕДЕНИЕ
Строительная физика представляет собой множество самостоятельных научных дисциплин, связанных со строительством и эксплуатацией зданий и сооружений. В настоящей монографии рассматривается один из самых важных и значительных разделов, который затрагивает вопросы энергопереноса и экономии энергии при строительстве и эксплуатации зданий.
В связи с истощением природных первичных энергоресурсов земли во всем мире проявляется огромный интерес к экономии энергии. В энергетическом балансе нашей страны строительная отрасль является ключевой, так как она потребляет более 55% добываемой и идущей на внутренние нужды России энергии нефти, газа и угля. Содержание книги и характер ее изложения определены тем, что, с одной стороны, многие инженерно-технические и научно-технические работники, занятые в строительстве, недостаточно глубоко знакомы с теорией и практикой теплопередачи через ограждающие конструкции зданий, с другой стороны, люди, занимающиеся научно-исследовательской, проектной и технической работой в других областях народного хозяйства и более глубоко, чем строители, владеющие теорией и практикой теплообмена, хотят применить свои силы в строительстве. Однако им мешает отсутствие глубоких знаний проблем строительства.
На данном этапе развития строительной отрасли проектирование и внедрение энергоэффективных технологий возможно на основе комплексных исследований в области строительной физики. Процесс теплопередачи через ограждающие конструкции зданий взаимосвязан с другими науками: термодинамикой и гидродинамикой, с теорией пограничного слоя и подобия. Вопросы теплопередачи невозможно решать без изучения тепломассообменных процессов, происходящих в самих ограждающих конструкциях и внутри помещения. Взаимодействие здания с окружающей средой и другими зданиями также влияет на процессы теплопередачи.
Автор стремился изложить материал в строгой, простой и доступной инженерно-техническим и научным работникам форме, применяя элементарный математический аппарат и объясняя физические процессы и явления. В то же время в книге представлено решение более сложных теплофизических строительных задач с привлечением теории пограничного слоя, теории подобия и более сложного математического аппарата. Получить точное решение дифференциальных уравнений при переносе энергии в жидкостях и
6
tuttix, связанных с турбулентностью, невозможно, несмотря на то, ЧТО в 1904г. Л. Прандтль значительно упростил уравнения переноса тепла и массы путем определения порядка величин различных членов в этих уравнениях.
Нами использовался приближенный теоретический метод, разработанный Т. Карманом, отличающийся простотой, достаточной точностью и хорошей сходимостью теоретического решения с экспериментом. Некоторыми учеными была выдвинута гипотеза, что процессы тепломассообмена при турбулентной вынужденной и свободной конвекции идентичны и их можно решить, используя одинаковые математические методы и законы напряжения грения у стенки. Однако для стыковки таких решений в каждом случае исследователям приходилось вводить постоянный коэффициент, который показывал степень наших незнаний. В работе нам удалось решить эту проблему и связать воедино процессы турбулентного переноса энергии в струях, потоках и при естественной (гравитационной) конвекции.
Разработка энергоэффективных технологий и экономия энергии невозможны без учета срока службы здания, ограждающей конструкции, изделия и материала. Высокоэффективные теплоизоляционные материалы, у которых низкий коэффициент теплопроводности (менее 0,1 Вт/м°С) и небольшая энергоемкость (менее 100 кВт-ч/м2), имеют сравнительно небольшой срок службы (менее 10 -50 лет). А долговечные материалы (кирпич, природный камень и др.), срок службы которых 100-500 лет, обладают сравнительно высокими значениями коэффициентов теплопроводности (свыше 0,5 Вт/м°С).
Для экономии первичных энергоресурсов необходимы разработка и внедрение новых наружных строительных конструкций, коэффициент теплопроводности которых должен быть не выше 0,1 Нт/м°С, а долговечность не менее 100 лет. Энергоэффективность оценивается минимальными энергетическими затратами на устройство наружных ограждающих конструкций и расходом топлива при их эксплуатации за срок службы здания (от его создания до разрушения) при обеспечении в помещениях комфортных условий. Энергоэффективность любой ограждающей конструкции и здания в целом определяется по разработанному автором методу с помощью безразмерного критерия Sa, учитывающего энергоемкость и долговечность конструкции, уровень ее теплозащиты и климатический район строительства: чем меньше Sa, тем эффективнее конструкция, тем меньше первичных энергоресурсов она расходует.
7
Автор считает, что энергоэффективность зданий нужно оценивать в энергетических единицах (кВтч) на основе балансовых уравнений переноса энергии, а не в денежном выражении, так как «объем информации, заключенной в денежных знаках, равен нулю» (Р. Рэндал, лауреат Нобелевской премии в области экономики за 1999 год).
Основной задачей монографии являлась не только разработка методов и методик теплофизического расчета процессов тепломассообмена и теплопередачи через ограждающие конструкции зданий, но и изложение минимума современных знаний применительно к строительной физике. Большая часть приведенных в книге результатов исследований получена лично автором.
Автор выражает благодарность архитекторам Сударикову В.И. и Савиной Н.В., инженеру Каткову М.А. за бескорыстную помощь при подготовке рукописи к изданию. Он также будет признателен читателям, которые любезно укажут на возможные ошибки, упущения или просто выскажут свои мнения и пожелания по книге.
ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Е - количество энергии (теплоты), Дж;
Q — поток энергии (тепла), Вт;
q — удельный поток энергии (тепла) или плотность теплового потока (^-конвекцией, ^,-излучением, qw.y ограждения), Вт/м2;
t — температура,°C;
Т — температура, °К;
t„ - температура внутреннего воздуха помещения, °C;
t„ - температура наружного воздуха,°C;
tomnep. ~ средняя температура воздуха за отопительный период, °C;
тв, тн - соответственно температура на внутренней и наружной поверхностях ограждения, °C;
to — температура на поверхности нагревательного прибора или в устье струи, °C;
tm - температура на внешней границе пристенного пограничного слоя или на оси воздушной прослойки, °C;
Д Д - температурный напор, избыточная температура, °C;
а - локальный коэффициент теплоотдачи (ав>(н) - у внутренней или наружной поверхности ограждения, ав п. - в воздушной прослойке, ал - излучением), Вт^м2 °C);
а - средний коэффициент теплоотдачи, Вт/м2 °C;
X - коэффициент теплопроводности (Хв(м) - воздуха или материала), Вт/(м°С);
а - коэффициент температуропроводности, м2/°С;
В - температурный коэффициент объемного расширения, 1/°С;
Ср - теплоемкость при постоянном давлении, Дж/кг°С;
к - коэффициент теплопередачи, Вт/м2 °C;
Ro - сопротивление теплопередаче, м2 °С/Вт;
R"p - приведенное сопротивление теплопередаче, м2оС/Вт;
R — термическое сопротивление (RK - конструкции, -воздушной прослойки, Re(„) - воздуха у внутренней или наружной поверхности ограждения), м2 °С/Вт;
т - время, с;
zom.nep- — продолжительность отопительного периода, сут;
z - долговечность материала, конструкции, здания, лет;
х - абсцисса,м;
у - текущая ордината, м;
г - текущий радиус,м;
do - диаметр сопла или нагревательного прибора,м;
во - ширина сопла,м;
Н - высота ограждения, здания, м;
5 - толщина (Д - конструкции, 8„„ - воздушной прослойки, 8,, 8„ -пристенного теплового или гидродинамического пограничного слоя), м;
9
F - площадь (F„ -наружного ограждения, F„ -пола), м;
у/ - угол наклона относительно горизонта;
тп - масса вещества, кг;
р - плотность вещества, кг/м3;
у - удельный объем вещества, м3/кг;
Go - воздухопроницаемость, кг/м2ч;
Р — давление, Па;
Ра - атмосферное давление, Па (Ре- давление в помещении, Па);
ДР - разность давлений воздуха на наружной и внутренней поверхностях конструкции, Па;
RK - сопротивление воздухопроницанию, м2чПа/кг;
и - скорость или составляющая скорости по оси х, м/с;
v - составляющая скорости по оси у, м/с;
ио - скорость истечения из устья сопла, м/с;
ит - скорость на внешней границе пристенного пограничного слоя, м/с;
С - скорость света, м/с;
g - ускорение свободного падения, м/с2;
ц — коэффициент вязкости, н.с/м2;
v — коэффициент кинематической вязкости, м2/с;
Кзй — средний аэродинамический коэффициент здания;
d - влагосодержание воздуха,г/м3;
<р - относительная влажность воздуха,%;
£ - степень черноты;
£пр - приведенная величина степени черноты;
С - коэффициент излучения, Вт/(м2к4)
А - коэффициент поглощения;
Е - удельный лучистый поток, Вт/м2;
<Pi - коэффициент облученности;
то - общий коэффициент светопропускания;
?1	- коэффициент светопропускания материала;
т2 - коэффициент потерь света в переплетах;
Рэф°к - коэффициент энергетической эффективности окна;
КЭфВгр - критерий энергетической эффективности наружного ограждения;
ГСОП, D - градусо-сутки отопительного периода, °С.сут/год.
Критерии подобия
Nu = ad/X - критерий Нуссельта;
Re = ud/v - критерий Рейнольдса;
Gr = gPAth3/v2 - критерий Грасгофа;
Pr = v/a - критерий Прандтля; Ra = GrPr - критерий Рэлея;
St = a/pcpu - критерий Стантона.
10
Раздел первый
ЭНЕРГОПЕРЕНОС
Глава 1
МИКРОКЛИМАТ ПОМЕЩЕНИЙ ЗДАНИЙ
1.1.	Общие положения
Перенос тепла и массы из помещений зданий наружу осуществляется при постоянных параметрах внутреннего воздуха и переменных - наружного. Параметры внутреннего микроклимата воздуха, создающие комфортные условия пребывания человека в помещении, являются исходными данными для расчета тепломас-сопереноса через оболочку здания.
Микроклимат помещений зданий характеризуется состоянием внутренней среды помещения, которая должна удовлетворять физиологическим и психологическим потребностям человека и обеспечивать минимальные стандартные качества жизни. Жилище человека, в котором он проводит 70-80% своей жизни, должно быть экологически чистым, защищать людей от вредных воздействий шума и химических веществ, возникающих в помещениях вследствие применения некачественных материалов.
Пребывание человека в помещении должно вызывать положительные эмоции, соответствовать его духовным, санитарно-гигиеническим регламентам и требованиям. Жилище - среда обитания людей, среда жизнедеятельности - должно отвечать не только требованиям гигиены и культурного быта, но и способствовать восстановлению творческих сил и здоровья населения. Микроклимат помещений создается с помощью ограждающих конструкций зданий и систем обеспечения необходимого теплового, воздушного и светового режимов. Наружные строительные конструкции должны:
-	совместно с системами отопления и вентиляции обеспечивать в помещениях зданий требуемый тепловой и воздушный режим (комфорт);
-	не допускать конденсации водяных паров внутри конструкций или на их внутренних поверхностях;
—	обеспечить в помещениях необходимый световой режим (комфорт);
-	обеспечить наибольшую теплозащиту при эксплуатации здания и наименьшую энергоемкость при их создании;
-	иметь высокую долговечность и ремонтоспособность.
Исходными данными для теплофизического расчета здания являются климатические параметры наружного воздуха и требова-12
ния, предъявляемые к микроклимату помещений. Эти требования изложены в различных нормативных документах.
В ГОСТ 30494-96 [55] установлены параметры микроклимата помещений жилых и общественных зданий. В нем дана классификация помещений общественных зданий, которые разбиты на шесть категорий.
Помещения 1 категории - помещения, в которых люди в положении лежа или сидя находятся в состоянии покоя и отдыха.
Помещения 2 категории - помещения, в которых люди заняты умственным трудом, учебой.
Помещения 3 категории - помещения с массовым пребыванием людей, в которых люди находятся в положении сидя в уличной одежде или стоя без уличной одежды.
Помещения 4 категории - помещения для занятий подвижными видами спорта.
Помещения 5 категории - помещения, в которых люди находятся в полураздетом виде (раздевалки, процедурные кабинеты, кабинеты врачей и т.п.).
Помещения 6 категории - помещения с временным пребыванием людей (вестибюли, гардеробные, коридоры, лестницы, санузлы, курительные, кладовые).
Хотя по названию ГОСТ 30494-96 должен включать в себя все параметры микроклимата помещений, но в нем представлены нормативные величины, относящиеся только к тепловому режиму. Параметры микроклимата, характеризующие воздушный и световой режим помещений, изложены в других нормативных документах [188,191].
В работе объяснено, как расходовать на строительство и эксплуатацию зданий минимальное количество энергии, обеспечивая при этом нормируемые параметры микроклимата в помещениях и достойное качество жизни людей. При такой постановке задачи, в первую очередь, необходимо определить минимально допустимую высоту помещений и наименьшую величину жилой площади на 1 человека. Высота жилых помещений физиологически влияет на организм человека. В 50-х г.г. прошлого века минимальная высота помещений, с которой согласились органы здравоохранения, составляла 2,5 м. В 70-х годах высота помещений была увеличена до 2,7 м (СНиП 2.08.01-89). В перспективе Госстрой РФ планирует перейти на высоту 3 м.
Санитарная норма жилой площади была установлена в России в 1919 году в размере 8,25м2 на человека и в 1922 г. она была увели
13
чена до9м2[181].В работе [61] рекомендуется принимать жилую площадь в зависимости от состава семьи: на одного человека - 14-15 м2, на двух - 20-25 м2, трех - 30-35 м2.
Параметры микроклимата помещений необходимо выбирать в зависимости от назначения зданий. Для гражданских и производственных зданий Ильинский В.М. предложил классифицировать микроклимат помещений в зависимости от тепловыделений [82]. Классификация зданий по градациям выделения тепла приведена в табл. 1.1, из нее видно, что преобладающее большинство гражданских зданий (жилых, административных, школьных и т.д.) относится к категории с незначительными выделениями тепла (до 20 Вт/м3).
Таблица 1. 1
Характеристика тепловыделений
Группа	Величина тепловыделений, Вт/м3
Незначительные Значительные (ощутимые) Большие (обычно превышающие в 2-3 раза потери тепла через ограждение зданий) Очень большие Исключительно большие	До 20 20-50 50-100 100-200 Более 200
Ильинский также предложил классификацию зданий по градациям выделения влаги. Она приведена в табл. 1.2. По СНиП П-3-79* «Строительная теплотехника» [192] классификация помещений по влажностному режиму произведена в зависимости от температуры и относительной влажности внутреннего воздуха (табл. 1.3).
Характеристика влаговыделений
Таблица 1.2
Градация выделений влаги	Величина выделений влаги, г/(м2ч)	Примеры помещений
Незначительные Малые Значительные Большие Очень большие	До 2 До 5 6-20 21-50 Более 50	Жилые и административные помещения, сборочные цехи Цехи станочной обработки металла Никелировочные, помещения гидравлических испытаний Цехи электролиза меди и накала Мокрые цехи кожевенных заводов, помещения бань
14
Таблица 1.3
Классификация помещений по влажностному режиму
Режим	Влажность внутреннего воздуха, %, при температуре		
	до 12°С	св. 12 до 24°С	св. 24°С
Сухой	до 60	до 50	до 40
Нормальный	св. 60 до 75	св. 50 добО	св.40 до 50
Влажный	св. 75	св.60 до 70	св.50 до 60
Мокрый	-	св. 75	св. 60
Человек, изолируя себя от внешней среды (наружного климата: температуры, ветра, солнечной радиации, осадков), создает в помещении определенный микроклимат. При этом он, как правило, должен находиться в комфортных условиях, т.е. испытывать удовлетворение от нахождения в помещении. Банхиди Л. в монографии [12] подробно проанализировал и дал расчет комфортных параметров по теплоощущениям человека. «Состояние комфорта - это субъективное чувство, возникающее у людей под влиянием комплексных воздействий». На Пятом международном конгрессе по проблемам холода была дана классификация, определяющая комфорт следующими факторами: «акустическими; обонянием и дыханием; механическим ощущением; зрением, влиянием цветов; температурой, влажностью, воздушным потоком, вибрацией и колебаниями здания; особыми факторами (например, солнечный луч, ионизация); безопасностью; гигиеническими факторами; групповым поведением; факторами повседневной жизни; влиянием неожиданных опасностей; экономическими факторами» [12].
Влияние каждого фактора зависит от индивидуальных особенностей людей и связано, с одной стороны, с теплоощущением, а с другой стороны, с теплопродукцией человеческого тела, которая зависит от рода деятельности людей и возраста.
По интенсивности расходуемой энергии различают три категории видов трудовой деятельности человека [12]:
-	легкий труд, человек в час расходует энергии 175 Вт;
-	средней тяжести труд - 175-350 Вт;
-	тяжелый труд -350-700 Вт.
В таблице 1.4 показан расход энергии для среднестатистического человека (рост 175 см, поверхность тела 1,8 м2) при совершении им различной работы в течение одного часа.
15
Таблица 1.4
Расход энергии при различных видах деятельности
Вид работы	Расход энергии, Вт
Машинопись	47
Стирка	198
Работа шахтера	580
Плавание	700
Интенсивный спорт	940
Таким образом, комфортные условия определяются техническими параметрами микроклимата помещений и соответствуют приятному теплоощущению большинства людей.
1.2.	Тепловой режим
Сумма теплофизических факторов определяет тепловую обстановку в помещении. Тепловой комфорт создается наружными ограждающими конструкциями, которые изолируют помещения от воздействия внешней среды, а также системами отопления, вентиляции, кондиционирования воздуха. Основными показателями теплового режима в помещении являются параметры воздушной среды:
-	температура воздуха;
-	температура ограждающих поверхностей;
-	подвижность воздуха;
—	относительная влажность воздуха.
Параметры воздушной среды внутреннего воздуха имеют большое значение не только для жизнедеятельности людей, но и для долговечности зданий. Ошибки при проектировании наружных ограждающих конструкций могут привести к недопустимой повышенной подвижности воздуха, к снижению относительной влажности и температуры в помещении, отрицательной температуре на внутренней поверхности остекления, к выпадению инея и образованию наледей.
Расчетные параметры внутреннего воздуха устанавливаются для обслуживаемой зоны помещений или для рабочей зоны помещений. Обслуживаемая (рабочая) зона определяется в соответствии с указаниями санитарно-гигиенических норм, ГОСТ 30494-96 [55] и СНиП по проектированию отопления, вентиляции и кондиционирования воздуха [190]. Обслуживаемой (рабочей) зоной в помещениях считается пространство в помещении,
16
ограниченное горизонтальными плоскостями, параллельными ' полу на высоте 0,1 и 2,0 м и вертикальными плоскостями на расстоянии 0,5 м от внутренних поверхностей наружных и внутренних стен и окон. По ширине рабочая зона производственных зданий не нормируется [190].
J	На расход тепла при эксплуатации здания большое влияние
оказывает правильный выбор требуемых параметров теплового режима помещений. ГОСТ 30494-96 устанавливает для гражданских зданий нормативные значения параметров теплового микроклимата (оптимальные, допустимые или их сочетание) в зависимости от назначения помещения и периода года, которые для жилых зданий приведены в табл. 1.5, для общественных зда-
I ний - в табл. 1.6. Нормативные значения расчетных температур, скорости относительной влажности производственных помещений приведены в табл. 1.7. Покажем, взяв в качестве примера жилые здания, какие расчетные параметры следует принимать из । условия обеспечения экономии энергии при эксплуатации здания без нарушения норм [55,188,190].
Таблица 1.5
Оптимальные и допустимые нормы температуры, относительной влажности и скорости движения воздуха в обслуживаемой зоне помещений жилых зданий в холодный период года
	Температура воздуха, °C		Относительная влажность, %		Скорость движения воздуха, м/с	
Наименование помещения	оптимальная	допустимая	оптимальная	допустимая, не более	оптимальная, не более	допустимая, не бо- лее
Жилая комната	20-22	18-24 (20-24)	45-30	60	0,15	0,2
То же, в районах с температурой наиболее холодной пятидневки (обеспеченностью 0,92) минус 31 °C и ниже	21-23	20-22 (22-24)	45-30	60	0,15	0,2
Кухня	19-21	18-26	НН*	НН	0,15	0,2
Туалет	19-21	18-26	НН	НН	0,15	0,2
17
Таблица 1.6
Оптимальные и допустимые нормы температуры, относительной влажности и скорости движения воздуха в обслуживаемой зоне общественных зданий в холодный период
Наименование помещения или категория	Температура воздуха, °C		Относительная влажность, %		Скорость движения воздуха, м/с	
	оптимальная	допустимая	оптимальная	допустимая не более	оптимальная, не более	допустимая не более
1 категоря	20-22	18-24	45-30	60	0,2	0,3
2-я «	19-21	18-23	45-30	60	0,2	0,3
3-я «	20-21	19-23	45-30	60	0,2	0,3
За «	14-16	12-17	45-30	60	0,2	0,3
36 «	18-20	16-22	45-30	60	0,2	0,3
4-я «	17-19	15-21	45-30	60	0,2	0,3
5-я «	20-22	20-24	45-30	60	0,15	0,2
6-я «	16-18	14-20	НН*	НН	НН	НН
* НН - не нормируется
Примечание - для детских дошкольных учреждений, расположенных в районах с температурой наиболее холодной пятидневки (обеспеченностью 0,92) минус 31 °C и ниже, допустимую расчетную температуру воздуха в помещении следует принимать на 1°С выше указанной в таблице.
Во-первых, температуру внутреннего воздуха te в обслуживаемой зоне следует принимать как минимально допустимую для всех помещений жилых зданий на период стояния самых низких температур наружного воздуха. Для Москвы, например, средняя расчетная температура наиболее холодной пятидневки составляет минус 28°С, а минимально допустимая ze=18°C. Определив мощность нагревательных приборов по разности температур (Ze-Z„) = (18+28) = 46°С, мы экономим энергию при создании нагревательного прибора. Поддерживая Ze=18°C при температурах наружного воздуха Z„= -15°С и ниже в течение наибольшего периода времени (для Москвы это время составит 8-12% от отопительного периода), получим при эксплуатации здания экономию тепловой энергии 8-10 %. При этом следует иметь в виду, что согласно [55] допустимые параметры микроклимата у 80% людей «не вызывают повреждений или ухудшения состояния здоровья». Дети и люди пожилого возраста в дневное время могут испытывать локальное ощущение дискомфорта и понижение работоспособности. В трудах Киевского НИИ общей и коммунальной гигиены обоснованы требования к тепловому режиму жилища в зависимости от возрастной группы [216] (табл. 1.8).
18
Расчетные температуры, скорость и относительная влажность воздуха на постоянных и непостоянных рабочих местах производственных помещений
	Относительной	влажности воздуха, %, не бо-	J1VV ых н непо-бочих мес-	0,75	0,75
г	р о & о	движения воздуха, м/с, не бо- лее		1 на постоянн] стоянных ра тах	0,2 0,3 0,4 0,5 0,6	0,. 0,2 0,3 0,4 0,5
зтимые nopN		на не-пос-	зёх S F Св ион XVO £ Э Св й 5 СХЗ	СМ СМ	— — о сп си	сп сп си О О	об сп m	пмм	СП о см см	см ем см ОС Г"	V) СП см
& о п:	ературы, °C	на постоянных рабочих местах		!-< —	ООО СП СП	СП СП СМ об об	VO см см	гм ем см	VH TJ-	СП	1	О СМ СМ	СМ	СМ	’ о	c-	vn	СП см см	—	—	—
	Темп	на всех рабочих местах		на 4°С выше расчетной температуры наружного воздуха (параметра А) н не более указанных в гр.7 и 8	
постоян- |	рабочих	Относительная	влажность, %	40-60	40-60
го И 3 я сх о к о 3 и	епостоянных р местах	Скорость движения, м/с, не более		0,1 0,2 0,3 0,3 0,4	0,1 0,1 0,2 0,2 0,3
Оптимал!	ных и н	6 е 3 о Н	ГО £ roU Сю	vn хг	СП СМ	О СМ СМ	СМ см	см СП см	' О	оо СМ см	CM CN	<	тг СП	0	0	0*0 СМ СМ	СМ	1	' см -	ОС	Г"	ко СМ СМ	—'
		Категория работ		5	1^	! W	Ro	Й О	. . _	CXgcekO	« 1=?	О нНК	н	-	® Ё	В В	§8	5 b	«ю 1=;^^ и нКК н
		Период года		Теплый	Холодный н переходные условия
19
Примечания: 1. В таблице допустимые нормы внутреннего воздуха приведены в виде дроби: в числителе для районов с расчетной температурой наружного воздуха (параметры А) ниже 25°С, в знаменателе - выше 25°С.
1.	Для районов с температурой наружного воздуха (параметры А) 25°С и выше соответственно для всех категорий работ температуру на рабочих местах следует принимать на 4°С выше температуры наружного воздуха, но не выше указанной в знаменателе гр. 7 и 8.
2.	В населенных пунктах с расчетной температурой наружного воздуха 18°С и ниже (параметры А) вместо 4°С, указанных в гр. 6, допускается принимать 6°С.
3.	Нормативная разность температур между температурой на рабочих местах и температурой наружного воздуха t, °C, на постоянных и непостоянных рабочих местах в теплый период года (параметры А), превышающей:
а)	28 °C - на каждый градус разности температур Г - 28 °C следует увеличивать скорость движения воздуха на 0,1 м/с, но не более чем на 0,3 м/с выше скорости, указанной в гр. 9.
б)	24 °C - на каждый градус разности температур t - 24 °C допускается принимать относительную влажность воздуха на 5 % ниже относительной влажности, указанной в гр. 10.
4.	В климатических зонах с высокой относительной влажностью воздуха (вблизи морей, озер и др.), а также при применении адиабатной обработки приточного воздуха водой для обеспечения на рабочих местах температур, указанных в гр. 7 и 8, допускается принимать относительную влажность воздуха на 10 % выше относительной влажности, определенной в соответствии с примеч. 5,6.
5.	Если допустимые нормы невозможно обеспечить по производственным или экономическим условиям, то следует предусмотреть воздушное душирование или кондиционирование воздуха на постоянных рабочих местах.
Таблица 1.8
Гигиенические требования к тепловому режиму жилища в зависимости от возрастной группы (по рекомендациям Киевского НИИ общей и коммунальной гигиены)
Возрастные группы	Помещения	Температура воздуха, °C	Влажность воздуха, %	Скорость воздуха, м/с
12-13 лет	Жилые Спальни	20-22 16-17	45-50 38-50	0,1-0,15 0,08-0,1
20-30 лет	Жилые Спальни	18-20 14-15	45-50 38-50	0,1-0,15 0,08-0,1
55-60 лет	Жилые Спальни	20-22 16-17	45-50 38-50	0,1-0,15 0,08-0,1
20
Из табл. 1.8 видно, что в ночное время в спальнях рекомендуется держать температуру te ниже на 4-5°С расчетной, так как сон в условиях даже небольшого перегрева протекает беспокойно, в то время как при ?в=14-17°С сон становится глубоким. Исследования Даниэльса [237] показали, что в гражданских зданиях в летнее и зимнее время производительность умственного труда детей школьного возраста может снизиться на 10%, если пользоваться при расчетах допустимыми температурами внутреннего воздуха, приведенными в табл.4 и 5. Такая же картина, по данным Даниэльса, наблюдается и у людей среднего возраста. Во-вторых, для обеспечения комфортных условий необходимо учитывать сочетание всех факторов, характеризующих тепловой режим, и связывать их с теплопродукцией тела человека (с количеством тепла, вырабатываемого человеческим организмом).
Для расчета уровня теплозащиты ограждающих конструкций здания необходимо учитывать теплообмен человека в помещении, в котором он находится в комфортных условиях. Уравнение теплового баланса человека, находящегося в помещении, описывается уравнением:
Ет,ч. Емех,+Еш:п+Еызд.+ЕКОн,Втч,
где	Ет,ч. — теплопродукция человека;
Емех. - работа, совершаемая человеком (физический труд);
Еисп. - теплопотери путем испарения;
Еизл- - теплопотери излучением;
ЕКОц - теплопотери конвекцией.
Теплопродукцию тела человека физиологи определяют по количеству потребления кислорода. Обобщив и проанализировав многочисленные исследования физиологов, Банхиди показал [12], что энергия (работа), производимая человеком в состоянии покоя в течение суток, равна 2110 Вт-ч или за один час бт.ч.=88 Вт. Во время физического труда теплопродукция человека увеличивается. Организм человека теряет путем испарения 20-25% от всего производимого тепла, путем конвекции - 32-35% и за счет лучистого теплообмена с окружающими его ограждающими конструкциями - 42-45% [12].
Рассмотрим сочетание различных факторов теплового режима помещения на самочувствие человека. Сочетание высокой (более 60%) и низкой (менее 30%) относительной влажности с теплым (/В>27°С) или холодным (Z„<15°C) воздухом неблагоприятно сказывается на самочувствии человека. Неприятные ощущения возника-
21
Рис. 1.1 Диаграмма комфорта (заштрихованная площадь — область комфорта)
ют у человека при относительной влажности менее 30%. Когда воздух сухой, у человека наблюдается болезнь верхних дыхательных путей, появляются трещины на слизистых оболочках и возникает кровотечение из мелких сосудов. При высокой относительной влажности и высоких температурах существенно ухудшается тепловое состояние человека, так как потовыделения
(испарения влаги с тела человека) нарушают тепловой баланс. Оптимальной величиной отно-
сительной влажности в помещении физиологи считают $?в=45% [12,53,61].
При неправильном сочетании температуры внутреннего воздуха и скорости движения воздуха в рабочей зоне помещения также может нарушиться благоприятное соотношение между различными видами теплообмена человека с окружающей средой. На рис. 1.1 показана диаграмма, определяющая комфортные условия в помещении в зависимости от te и Ue [12]. Из рисунка видно, что ниже кривой 1 человек испытывает холод, а выше кривой 3, наоборот, жару. Около кривой 2 находится комфортная область.
Гигиенистами установлено, что на тепловой комфорт в поме
щениях влияют перепады температур как в горизонтальном сечении рабочей зоны, так и по вертикали. Температурные перепады не должны превышать 0,2-0,5°С/м. При больших градиентах ногам человека становится холодно, а голове - жарко, и он может заболеть.
При комфортных условиях тело человека должно терять 42-45% энергии излучением. Такой теплообмен возможен, если температуры внутренних поверхностей стен отличаются от температуры внутреннего воздуха на несколько градусов (2-4°С). Температура внутренних стен поверхностей ограждающих конструкций тв может иметь более низкие температуры. Если под окнами расположены нагревательные приборы, то в зависимости от их площади и температуры энергия излучения тела человека меняется.
22
1.3.	Состояние воздушной среды помещения
Работоспособность и здоровье человека зависят не только от теплового режима жилища, но и от состояния воздушной среды в нем. Воздушный комфорт в помещениях создается ограждающими конструкциями и системами вентиляции здания. Воздухообмен в помещении происходит или только под действием гравитационных сил (естественная вентиляция), или под совместным действием гравитационных сил и искусственных побудителей движения воздуха (механическая вентиляция).
Расчет воздухообмена (массообмена) всего здания с наружным воздухом является сложной трудноразрешимой аэродинамической задачей, так как он связан с перемещением воздуха по всем помещениям здания, включая лестничные клетки, ограждающие конструкции, воздуховоды, с учетом архитектуры и геометрических размеров здания, его ориентацией относительно розы ветров и т.п. факторов. Даже решение отдельных частных вопросов переноса массы (энергии), используя классическое уравнение Навье-Стокса, недостаточно для человеческого разума, так как оно из-за турбулентности потоков массы является незамкнутым. Качественную картину переноса массы в зданиях и решение частных вопросов воздухообмена можно найти в работах [17,110,149].
Чистота воздушной среды, а также движение воздуха в рабочей зоне помещения ниже нормативных значений обеспечивают человека необходимым количеством кислорода, с помощью которого вырабатывается в его организме энергия, и защищают его от переохлаждения. Загрязнение воздушной среды происходит:
-	из-за физиологического обмена человека с окружающей средой и выделения им углекислого газа (СО2) и бактериального аэрозоля. Кроме того, с поверхности кожи выделяются различные вредные органические вещества, летучие продукты, которые накапливаются в помещении;
-	из-за использования бытовых устройств, газовых и отопительных установок, вследствие неприятных запахов, связанных с жизнедеятельностью человека и бытовыми технологическими процессами (приготовление пищи, стирка и т.п.);
-	из-за поступления в помещение загрязненного наружного воздуха;
-	из-за выделения ограждающими конструкциями, отделочными материалами, мебелью токсических веществ.
Анализ вредного воздействия на организм человека загрязненного воздуха, выполненный нашими и зарубежными гигиенистами, нашел
23
отражение в работах [12,53,61,82,216]. Гигиенисты отмечают, что токсические вещества действуют негативно на организм человека, как правило, в сочетании с температурами и влажностью воздуха, электромагнитными полями и радиоактивным фоном. При изучении воздушной среды в газифицированных помещениях специалисты установили, что во время горения газа концентрация вредных веществ в воздухе достигает: СОг до 15 мг/м3, формальдегида - 0,037 мг/м3, окиси азота - 0,62 мг/м3. Эти продукты сгорания отрицательно влияют на систему дыхания и состояние центральной нервной системы.
При естественной вентиляции наружный воздух, поступающий в помещение, содержит много пыли и химических соединений, которые, с одной стороны, непосредственно вдыхаются легкими человека, а с другой - поглощаются ограждающими конструкциями и становятся источниками длительного загрязнения внутреннего воздуха помещения.
Очень опасными источниками загрязнения воздушной среды являются новые строительные материалы, применяемые для строительства стен, полов, покрытий, перегородок, светопрозрачных конструкций, а также лакокрасочные материалы, клейкосодержащие вещества и др. материалы [53,61,82,117].
Широкое применение в строительстве полимерных материалов (более НО наименований) негативно сказывается на здоровье человека. В монографии [61] авторы пишут, что практически все полимерные материалы являются источниками миграции в воздушную среду тех или иных технических веществ, оказывающих вредное влияние на здоровье человека. Наиболее чувствителен к воздействию полимерных материалов растущий организм. Ряд авторов отмечает, что в помещениях с большой насыщенностью полимерами заболеваемость населения аллергией, неврастенией, вегетососудистой дистонией, гипертонией оказалась выше, чем в помещениях, где полимерные материалы использовались в наименьшем количестве. Поэтому при проектировании и строительстве зданий необходимо использовать проверенные временем экологически чистые и долговечные материалы - кирпич, дерево, металл.
Для того, чтобы избежать влияния сильно загрязненного воздуха, требуется воздухообмен 200 м3/ч на одного человека, для создания благоприятной воздушной среды в помещение необходимо подавать не менее 60 м3/ч на человека свежего воздуха. Минимальной величиной воздухообмена гигиенисты считают 20 м3/ч [61].
В жилищном строительстве в России и других странах предусмотрены разнообразные системы вентиляции с естественным и механическим побуждением.
24
В отечественных нормах проектирования для различных помещений жилых зданий приведены требования к воздухообмену, изложенные в СНиП 2.08.01-89* [191]. В жилых зданиях, как правило, естественный воздухообмен. Для его организации предусматривается устройство вытяжных шахт (каналов) с отверстиями, расположенными на кухне и в санитарном узле. Вытяжка воздуха из кухни должна быть при установке в ней 4-х конфорочной плиты не менее 90 м3/ч, из ванной и уборной не менее 50 м3/ч. Для жилых комнат квартир или общежитий нормами предусмотрен воздухообмен в размере 3 м3/ч на 1м2 жилых помещений. Таким образом, с помощью вытяжной шахты из кухни, туалета и ванной удаляется 90+50=140 м3/ч отработанного воздуха. Если разделить 140 на 3, получим цифру 47, что достаточно для квартир общей площадью в 47 м2.
1.4.	Световой микроклимат
Особую роль на жизнедеятельность человека оказывает солнечная энергия, проникающая в помещение через окна и фонари. Лучистая энергия солнца представляет собой электромагнитные волны, оптическая часть которых находится в диапазоне от 0,1 до 1000 мкм. Световое поле (видимое излучение) - это часть электромагнитного поля в диапазоне от 0,38 до 0,78 мкм. Ультрафиолетовое излучение солнца находится в диапазоне 0,01 до 0,38 мкм, а инфракрасное - 0,78 до 1000 мкм. Под световой средой помещения подразумевается комплекс положительных или отрицательных воздействий на человека при его взаимодействии с электромагнитными лучами солнца. Свет нужен людям не только для видения окружающих предметов, от освещенности зависит и психоэмоциональное состояние человека. Приемник света - наш глаз хорошо приспособлен к условиям солнечного освещения. Прямые солнечные лучи и рассеянный свет несут в помещение ультрафиолетовое и инфракрасное излучение. Ультрафиолетовое излучение оказывает на человека многообразное биологическое действие, без него невозможно нормальное функционирование организма человека. Ультрафиолетовые лучи предупреждают развитие рахита у детей и авитаминоз у взрослых. Кроме того, они обеззараживают воздух помещения и убивают болезнетворную микрофлору в помещении.
В монографии [134] профессор Оболенский Н.В. обобщил и проанализировал многочисленные работы и показал, что солнце и строительство связаны между собой не только экономикой и энергией, но и тем, что продолжительность и качество жизни человека
25
зависят от лучистой энергии солнца, которая оказывает биологическое, биохимическое, физиологическое, бактерицидное, психологическое, санитарное, тепловое, социологическое воздействие на человека. Солнечные лучи оживляют интерьер жилища и обеспечивают связь жилища с внешней средой. Проектировщики и архитекторы должны уделять особое внимание вопросам инсоляции (облучению помещений солнечными лучами) и естественному освещению каждой отдельно взятой квартиры в доме.
Санитарные нормы и правила, касающиеся жилых и общественных зданий, требуют, чтобы непрерывное прямое солнечное облучение помещений было обеспечено не менее 2,5 часов (в одной жилой комнате - в одно- двух- и трехкомнатных квартирах и двух комнат в четырехкомнатных квартирах) [189]. В работе Данцинга Н.Н. [67] указана рекомендуемая и допустимая ориентация комнат на территории России (табл. 1.9).
Таблица 1.9
Рекомендуемая и допустимая ориентация комнат
Жилые помещения	Южнее 50 с.ш.		Севернее 50 с.ш.	
	рекомендуемые	допустимые	рекомендуемые	допустимые
Спальни, детские и общие комнаты Столовые, гостиные, кабинеты	Ю Ю,ЮВ	ЮВ В, св, сз	ю,юв Ю, ЮВ, в	юз св, в
Из табл. 1.9 видно, что ориентация комнат в южных районах страны на юг и юго-восток дает возможность бороться летом с перегревом квартир с помощью выступающих частей дома (например, с помощью лоджий), а зимой использовать солнечные лучи для отопления здания. При такой ориентации комнат легче организовать естественное освещение. Естественное освещение жилых зданий осуществляется только через окна, а общественных и производственных помещений - с помощью окон и фонарей.
Проектирование светового режима помещений основывается на изучении технологических процессов, выполняемых работ, особенностей места строительства, т.е. с учетом:
-	местонахождения здания на карте светового климата;
-	характера зрительной работы;
-	светоклиматических особенностей места строительства;
-	требуемой равномерности естественного освещения;
-	направления падения светового потока на рабочую поверхность;
-	продолжительности использования естественного освещения;
26
-	необходимости защиты помещения от слепящего действия прямого солнечного света;
-	требований к спектральному составу искусственного света, постоянству освещенности во времени, распределению яркости в поле зрения.
Геометрические размеры окон и фонарей и их расположение в наружных ограждающих конструкциях должны обеспечивать нормируемый коэффициент естественной освещенности (КЕО), который представляет отношение освещенности внутри помещения к освещенности, создаваемой светом полностью открытого небосвода, и выражается в процентах [163].
При проектировании светового микроклимата помещений следует руководствоваться нормами и правилами по проектированию естественного и искусственного освещения [188], строительной теплотехнике [194], строительной климатологии и геофизики [186] и СНиП «Градостроительство. Планировка и застройка городских и сельских поселений» [189]. Нормированные значения освещенности обеспечиваются в точках ее минимального значения на рабочей поверхности пребывания людей. Как правило, помещения зданий должны иметь естественное освещение, которое подразделяется на боковое, верхнее и комбинированное (верхнее и боковое). При боковом одностороннем естественном освещении нормируется минимальное значение КЕО в точке, расположенной на пересечении вертикальной плоскости, характерного разреза помещения и условной рабочей поверхности на расстоянии 1 м от стены, наиболее удаленной от светового проема. При двустороннем боковом освещении КЕО нормируется в точке посередине помещения.
Требуемое значение КЕО рассчитывается по формуле:
е=ент,
где ен — нормированное значение КЕО;
т - коэффициент светового климата, определяемый в зависимости от расположения окон и фонарей в световых проемах (табл. 1.10) и группы административного района по ресурсам светового климата (табл. 1.11).
Для жилых комнат и кухонь ен = 0,5%. Для производственных, общественных и и административно-бытовых зданий нормируемое значение КЕО определяется в зависимости от разряда выполняемых зрительных работ [188].
При проектировании производственных зданий, а также общественных и административно-бытовых наряду с нормируемой освещенностью помещений следует учитывать допустимые сочетания показателей ослепленности и коэффициента пульсации освещенности [188].
27
Таблица 1.10
Коэффициенты светового климата
Световые проемы	Ориентация световых проемов по сторонам горизонта	Коэффициенты светового климата				
		Номер группы административных районов				
		1	2	3	4	5
В наружных стенах зданий	С	1	0,9	1,1	1,2	0,8
	св,сз	1	0,9	1,1	1,2	0,8
	з,в	1	0,9	1,1	1,1	0,8
	юв,юз	1	0,85	1	1,1	0,8
	ю	1	0,85	1	1,1	0,75
В прямоугольных и трапециевидных фонарях	С-Ю	1	0,9	1,1	1,2	0,75
	св-юз юв-сз	1	0,9	1,2	1,2	0,7
	В-3	1	0,9	1,1	1,2	0,7
В фонарях типа "Шед"	с	1	0,9	1,2	1,2	0,7
В зенитных фонарях	-	1	0,9	1,2	1,2	0,75
Примечания:
1. С-северное; СВ- северо-восточное; СЗ — северо-западное; В- восточное; 3 - западное; С-Ю - север-юг; В-3 - восток-запад: Ю - южное; ЮВ -юго-восточное; ЮЗ - юго-западное.
28
Таблица 1.11
Группа административных районов России по ресурсам светового климата
Номер группы	Административные районы
1	Московская, Смоленская, Владимирская, Калужская, Тульская, Рязанская, Нижегородская, Свердловская, Пермская, Челябинская, Курганская, Новосибирская, Кемеровская области, Мордовия, Чувашия, Удмуртия, Башкортостан, Татарстан, Красноярский край, (севернее 63° с.ш.), Республика Саха (Якутия) (севернее 63° с.ш.), Чукотский авт. округ, Хабаровский край (южнее 55° с.ш.), Республика Марий Эл.
2	Брянская, Курская, Орловская, Белгородская, Воронежская, Липецкая, Тамбовская, Пензенская, Самарская, Ульяновская, Оренбургская, Саратовская, Волгоградская области, Республика Коми, Кабардино-Балкарская Республика, Северо-Осетинская Республика, Чеченская Республика, Ингушская Республика, Ханты-Мансийский авт. округ, Алтайский край, Красноярский край (южнее 63° с.ш.), Республика Саха (Якутия) (южнее 63° с.ш.), Республика Тыва, Бурятская Республика, Читинская область, Хабаровский край (южнее 55° с.ш.), Магаданская обл.
3	Калининградская, Псковская, Новгородская, Тверская, Ярославская, Ивановская, Ленинградская, Вологодская, Костромская, Кировская области, Карельская Республика, Ямало-Ненецкий авт. округ, Ненецкий авт. округ.
4	Архангельская, Мурманская области.
5	Калмыкская Республика, Ростовская, Астраханская области, Ставропольский край, Дагестанская Республика, Амурская область, Приморский край.
29
Глава 2
ПЕРЕНОС ЭНЕРГИИ
2.1.	Общее уравнение переноса энергии
Перенос энергии (тепла и массы) осуществляется в твердых, жидких и газообразных средах различными носителями. Это молекулы, атомы, электроны, волны упругих колебаний частиц вещества, электромагнитные волны излучения, возмущенные массы жидкостей и газов. Носители энергии в пространстве перемещаются с различной скоростью, которая может изменяться от бесконечно малой величины до скорости света 3-108м/с. Перенос энергии имеет сложный характер. Процесс переноса теплоты разбивают при исследовании на три характерные составляющие: теплопроводность, конвекцию и теплообмен излучением.
Теплопроводность - молекулярный перенос теплоты в сплошной среде, обусловленный взаимодействием микрочастиц соприкасающихся тел или частей одного тела, которые имеют разные температуры.
Конвекция - перенос энергии вследствие пространственного перемещения вещества жидкостей или газов с неоднородным распределением скорости и температуры. Процесс обмена теплотой между твердой поверхностью и жидкостью (газом) осуществляется одновременно теплопроводностью и конвекцией. Такой процесс называется теплоотдачей. Перенос тепла в движущихся жидкостях или газах происходит за счет перемещения вещества в пространстве.
Теплообмен излучением - перенос тепла осуществляется посредством электромагнитного поля с двойным взаимным превращением тепловой энергии в лучистую и, обратно, лучистой энергии в тепловую.
Перенос массы - перенос массы среды в пространстве происходит как путем диффузионного проникновения отдельных носителей (например, воды, пара) в сторону меньшей их концентрации, так и путем течения масс. Как правило, перенос массы сопровождается переносом энергии (масса и тепловая энергия взаимопре-, вращаемы. 1г массы равен 1014Дж). Перенос массы может сопровождаться превращениями ее компонентов (процессы испарения и конденсации, кипения и сублимации, окисления и горения).
В общем случае перенос энергии (распространение энергии) осуществляется в нестационарных условиях. Распространение энергии всегда происходит в сторону ее меньшей объемной плот
ности. Перенос энергии из одного единичного объема, Дж/м3, в другой определяется удельным потоком энергии, Вт/м2, который является векторной величиной. Он показывает количество энергии, переносимой сквозь единичную площадку поверхности в единицу времени в определенном направлении.
В общем случае балансовое уравнение распространения энергии можно представить в следующем виде:
dE = d(E.,+E +Е ) + dE , Дж, (2.1) z V оиф коне луч' ист ’ у	V А /
где dEz- изменение энергии в объеме Vза время dz, Дж;
(1{Едиф + Екпи« + ^ч) ' приток энергии в объеме V с помощью различных видов ее переноса за время dz, Дж;
^Еист~ общая производительность источников энергии в объеме V за время dz, Дж.
Уравнение (2.1) после преобразования [218 ] можно представить в следующем развернутом виде, в котором учтены все виды переноса энергии различными носителями (в различных телах и средах):
S	U2
{рс Т + р	+ рЕп+ Е ) + div(q +	+ q ) - <7, = 0 • (2.2)
От	2
Каждый член уравнения (2.2) показывает изменение различных видов энергии и результаты переноса энергии в единичном объеме в единицу времени, Вт/м3.
Изменение тепловой энергии среды выражает член уравнения р срТ, кинетической энергии - ри /2. Член Еп= ри + / д.Д / Р выражает изменение потенциальной энергии единичной массы среды, включая энергию давления и энергию возможных превращений в среде (фазовых, химических, атомных).
Член Елуч представляет собой изменение лучистой энергии в единичном объеме;
Ч/,иф ' вектор диффузионного переноса энергии, включающий диффузионный перенос тепла и потенциальной энергии возможных превращений в среде;
Чконв " вектор конвективного переноса энергии, представляющий суммарный перенос кинетической, тепловой и потенциальной энергии возможных превращений единичной массы среды;
Ц - вектор лучистого потока энергии;
qi - удельная мощность различных источников энергии в единичном объеме (работа внутреннего трения, нагревательных приборов и т.п.).
31
Из общего уравнения распространения энергии можно получить частные случаи, например, для неподвижной среды уравнение (2.2) превращается в уравнение распространения энергии только теплопроводностью:
| (jxpT)+div(-XVD = qu. от
Практически общее уравнение распространения энергии решить невозможно. Поэтому при решении различных конкретных задач тепло-массопередачи путем допущений и упрощений общее уравнение переноса обращают в частную форму, которая становится исходным уравнением.
Между процессами переноса тепла и массы существует аналогия.
Подобие процессов тепло- и массообмена можно использовать при решении многих технических задач, не прибегая к сложным экспериментальным исследованиям. Например, автор настоящей работы, исследовав теплообмен при взаимодействии струй с ограждающими конструкциями, применил теорию подобия для расчета массообмена и получил хорошее согласование с экспериментальными данными других исследователей. [226].
2.2.	Теплопроводность
Наружные ограждающие конструкции здания защищают помещения, температура внутреннего воздуха которых te, от окружающей среды с температурой наружного воздуха tH. Благодаря разности температур te — tH возникает тепловой поток. Тепло переносится от участков с более высокой температурой к участкам с более низкой температурой. Распространение тепла может происходить теплопроводностью, конвекцией и излучением. В процессе передачи тепла через наружные ограждения от внутреннего воздуха к наружному участвуют все три вида теплообмена. Однако для расчета теплопередачи необходимо их разграничить, так как они подчиняются различным законам. В воздушных прослойках ограждающих конструкций передача тепла осуществляется либо теплопроводностью, конвекцией и излучением, либо теплопроводностью и излучением, либо конвекцией и излучением. У внутренних поверхностей ограждающих конструкций теплопередача происходит конвекцией и излучением, а через твердые тела конструкции (стены, окна, покрытия и полы) - как правило, теплопроводностью. С течением времени температура наружного воздуха может сильно измениться, изменяется и теплопередача через конструкцию. Та-
32
кой процесс называется нестационарным. Решение нестационарных задач связано с большими математическими трудностями. Мы будем пользоваться методами решения задач для стационарного установившегося режима.
При изучении процесса теплопроводности через плоскую стенку толщиной 8, обе поверхности которой имеют различные температуры Те и Тн, пользуются основным законом теплопроводности, установленным Фурье. Он высказал гипотезу, что количество переданного тепла Е прямо пропорционально разности температур (Гв — Тн), площади стенки F и времени т и обратно пропорционально толщине стенки <5Л) (рис.2.1):
Е = Л Т‘ ThFt.
Рис. 2,1 Теплопроводность через плоскую стенку
(2-3)
Количество тепла, проходящее через единицу площади за единицу времени, называется удельным тепловым потоком или плотностью теплового потока, который находится из формулы (2.2)
q = Е (т - т ), Вт/м2
Ft <5м
В дифференциальной форме уравнение Фурье можно записать следующим образом:
dr 8п
или	q =	(2.4)
dn
где и - нормаль к изотермической поверхности.
В системе координат х, у, z удельные тепловые потоки будут:
.	dt .	dt .	dt
Чх ~ ~Ли J ’ Чу ~~ ~Ли J > 4z — Ли j • dx	dy	dz
Множитель пропорциональности	Ам называется коэффициентом
теплопроводности	и	характеризует	способность	вещества	прово-
дить тепло. Коэффициент теплопроводности - это количество теп
2 - 870
33
ла, которое проходит через один квадратный метр в единицу времени при температурном градиенте, равном единице:
л =_ iql _ESM .
gradt Fr£xt
Для математического описания процесса теплопроводности пользуются дифференциальным уравнением теплопроводности.
Дифференциальное уравнение теплопроводности можно получить не только из общего уравнения переноса энергии (2.2), но и на основе закона сохранения энергии из балансового уравнения тепла, составленного для элементарного бесконечно малого объема с гранями dx, dy, dz [112] (рис.2.2):
Рис. 2.2 К выводу дифференциального уравнения теплопроводности
По закону Фурье, количество тепла, входящее в элементарный объем за время dr в направлении оси х, составляет:
Qx = -Л—dydzdr .
дх
Из-за повышения температуры на величину
д? , t ч--dx
дх количество тепла на выходе из элементарного объема будет равно
.. д ( St Л ,
= -Z— t ч----dx \dydzdz.
дх I дх )
дх
Таким образом, количество тепла, проходящее через элементарный объем в направлении оси х изменилось на величину:
d2t
dQx = QX-QX = Л—^dxdydzdv.
dx
Учитывая аналогичные изменения тепловых потоков в направлениях dQy и dQz .находим общее количество энергии:
,	(d2t d2t д2Р\
dQ = Л —- ч---- ч--т- \dxdydzdT.
I дх ду dz
(2-5)
С другой стороны, из-за притока тепла в элементарный объем, температура его изменилась на величину:
34
St dQ = с р dxdydzdz. р дт
Приравнивая друг к другу уравнения (2.5) и (2.6), получим: d2t d2t d2t
dt Л
U I U I U I
(2-6)
2 ' ду2 dz2
темпе-случае
dr срр\дх
Дифференциальное уравнение теплопроводности для стационарного режима приобретает вид: d2t d2t d2t дх2 ду2 dz2
При теплотехнических расчетах ограждений достаточно исследовать температурное поле в двух измерениях х и у, а в направлении z принять температуру постоянной, т.е. рассматривать ратурное поле в плане или разрезе конструкции. В этом дифференциальное уравнение упрощается: d2t d2t п дх2 ду
Для расчета теплопередачи через плоскую стенку с точно большими размерами по ширине и высоте, когда краевыми эффектами можно пренебречь, можно пользоваться одномерным дифференциальным уравнением:
дх2
Если температуры Г и на обеих гранях однородной стенки толщиной <5 постоянны, то, интегрируя последнее уравнение, получим распределение температуры вдоль толщины стенки:
доста-
t = схх + с2 .
Постоянные интегрирования вычисляются из граничных условий: при х=0 t — Те — С2;
—т — т
приx=h; t = тн = cth + тв', сг= е
h
и уравнение приобретает вид:
^ = 7e-(fe-rH)^.	(2-7)
h
Таким образом, в плоской стенке при стационарном режиме теплопередачи температура по толщине стенки изменяется линейно.
2*
35
В «Приложении 1» приведены значения коэффициентов теплопроводности 2, Вт/(м°С), для различных строительных материалов и конструкций.
2.3.	Конвективный теплообмен
Наружные конструкции зданий, которые представляют собой твердые тела, обмениваются теплом с наружным и внутренним окружающим воздухом путем конвекции. При этом теплоперенос осуществляется одновременным действием теплопроводности и конвекции. Конвективный теплообмен всегда связан с движением воздуха около окон, зенитных фонарей, стен, покрытий и полов. Различают два вида движения воздуха: вынужденное и свободное. Вынужденное движение воздуха у ограждающих поверхностей возникает при действии каких-либо внешних побудителей (например, обдув ограждения вентилятором или из-за воздействия ветра на ограждения). Свободное движение возникает вследствие разности плотностей холодных и нагретых частичек воздуха. При передаче тепла от воздуха к поверхности ограждения или от поверхности к воздуху основная область сопротивления теплопереходу лежит в тонком слое, непосредственно примыкающем к ограждению. Этот слой воздуха называется пограничным слоем. Следовательно, конвективный теплообмен зависит от толщины и свойств пограничного слоя. Количество тепла, передаваемое конвекцией, определяется формулой Ньютона:
Q = akF(te-Te\	(2.8)
где тв - температура поверхности твердого тела; te - температура воздуха вне пограничного слоя; F -площадь поверхности твердого тела; ак - коэффициент теплоотдачи конвекцией.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией показывает, какое количество тепла переносится в единицу времени через единицу поверхности при разности температур между ограждением и воздухом в один градус.
При вынужденном движении ак представляет гидродинамическую величину, тогда как разность температур (te — тв), является величиной термодинамической. При свободном движении коэффициент теплоотдачи зависит от разности температур {te - те) и является не только величиной гидродинамической, но и термодинамической. Поэтому естественную конвекцию нельзя рассматривать как чисто механический процесс движения воздуха, исключая явления теплообмена. Конвективный теплообмен можно описать сис
36
темой дифференциальных уравнений пограничного слоя. Дифференциальные уравнения выводятся на основе законов сохранения массы, импульса и энергии [218, 221, 226]. Система дифференциальных уравнений при свободной конвекции для двумерного, ла-
минарного, установившегося пограничного слоя имеет вид:
уравнение количества движения:
ди	ди	1 др
и + и =
дх	ду	р дх
д2Ц о/ \
+ V 2 -gPkt-ту, дх
(2-9)
уравнение неразрывности:
ди ди _
+	=0;
дх дх
(2.Ю)
уравнение переноса энергии:
dt	dt
и +и
дх	дх
(2.И)
Из системы уравнений (2.9) - (2.11) можно получить бесчисленное множество решений. Она определяет внутренний механизм движения жидкости и теплообмена. Однако частицы воздуха взаимодействуют не только между собой, но и с окружающими телами. Поэтому независимо от этих уравнений должны быть заданы условия взаимодействия системы с окружающей средой и с окружающими телами. Эти дополнительные сведения, задаваемые дополнительно к системе уравнений (2.9) -(2.11), называются граничными условиями.
Чтобы из бесчисленного множества решений найти единст
венное, недостаточно знать только граничные условия, характеризующие условия протекания процесса на границах системы, но необходимо иметь сведения о начальных условиях протекания процесса. Эти условия зависят от размеров и формы тела, физических свойств среды и тела, временных условий. Граничные и начальные условия определяют решение системы однозначно и называются
краевыми условиями.
Из решения дифференциальных уравнений находятся поля скоростей и температур, по которым можно определить величину тепловых потоков и значения коэффициентов теплоотдачи. Поток тепла, передаваемый ограждением слою воздуха, непосредственно прилегающему к поверхности, можно определить по закону теплопроводности Фурье:
9 =	•	(2-12)
37
С другой стороны, этот же поток по формуле Ньютона равен: q = ак(тв - te).
Приравняв правые части этих двух уравнений, получаем для локального коэффициента теплоотдачи соотношение:
л Гам
ак=~ , я 
Решение системы уравнений (2.9) - (2.11) возможно лишь для некоторых частных случаев и при целом ряде упрощающих предпосылок. Решение можно значительно упростить, если заменить исходную систему дифференциальных уравнений двумя интегральными соотношениями. Этот прием позволяет свести решение задачи с помощью интегральных методов к интегрированию нескольких обыкновенных дифференциальных уравнений первого порядка. Для этого достаточно знать, хотя бы в общих чертах, распределение скоростей и температур в пограничном слое. Предполагая, что при небольших скоростях воздуха давление можно считать постоянным, интегральные уравнения для ламинарной естественной конвекции будут иметь вид:
уравнение количества движения:
d dx
i	i
fu2dy = gfi J(Z - re)dy - v
0	0
du dy
уравнение энергии:
d V .	( dt'
. \n(.t-^e)dy = -cA dxi	\dy)^
Приведенные выше системы дифференциальных и интегральных уравнений относятся к ламинарным пограничным слоям, в которых частицы воздуха перемещаются в направлении главного движения упорядоченно по траекториям, не пересекающимся друг с другом. Для турбулентного пограничного слоя, в котором частицы воздуха двигаются хаотично, вихреобразно, интегральные уравнения пограничного слоя имеют вид:
[n2dy = gP (О - тв)dy - Т(0;	(2.13)
ей i	'	р
d dx
\u(t-Te)dy = -
о	РСр
(2.U)
где Tw - касательное напряжение трения на стенке;
38
q w - тепловой поток у стенки.
В этих уравнениях скорость и температура t являются усредненными во времени величинами.
В ламинарном пограничном слое тепловой поток у стенки определяется уравнением (2.12), а касательное напряжение - формулой Ньютона:
ди
?=0
Рейнольдс предложил сохранить такую же форму записи и для турбулентного пограничного слоя:
где ve и аЕ- соответственно коэффициенты турбулентного переноса импульса и тепла.
Отношение теплового потока к напряжению будет равно:
~ = с'Рг'Ч77Т±’	(215)
ди
<ду)у^
где Pr, =vjae турбулентное число Прандтля.
В расчетах турбулентного пограничного слоя при обтекании тел малотурбулентным неограниченным потоком (ветром) Рг, принимают равным единице, и эти вычисления хорошо согласуются с опытными данными. Если турбулентность внешнего течения достигает больших значений, то перенос тепла совершается быстрее, чем импульса массы, и численное значение Ргг=0,5-0,8.
Допустим, что профили скорости и температуры в пограничном слое подобны, и их можно описать степенными зависимостями:
39
где w0 - характерная величина скорости пограничного слоя; 3 -толщина гидродинамического пограничного слоя; St - толщина теплового пограничного слоя. Тогда уравнение (2.15) можно записать так:
t — т £ D е
(2-16)
Следует иметь в виду, что последнее уравнение получено для диффузионного числа Прандтля Рг=\. При его значении, заметно отличающемся от единицы, необходимо в формулу (2.16) вводить поправку в виде множителя Рг'м
Напряжение трения у стенки tw в турбулентных пограничных слоях находится по эмпирическим формулам. Обычно пользуются формулой Блазиуса:
^=0,0228/^
к
X 1/4
V
2.4.	Теплообмен излучением
Теплообмен излучением является важной составной частью в передаче тепла между ограждающими конструкциями. Все твердые тела обладают способностью излучать и поглощать энергию. Лучистая энергия, испускаемая телом, значительно возрастает с температурой. Между телами происходит обмен лучистой энергией, в результате чего одно из тел может нагреваться или охлаждаться. Тепловым излучением, или радиацией, обладают инфракрасные и световые лучи, длины волн которых изменяются примерно от 0,4 до 800 мкм. Световые лучи имеют длину волны 0,4-0,8 мкм. Законы распространения, отражения и преломления для световых и тепловых лучей идентичны.
Количество энергии Qo, попадающей на тело, в общем случае делится на три части: одна часть поглощается телом - QA, другая часть потока отражается - QR и третья проходит через тело - QD.
Qo= Qa+ Qr+ Qd-
Если разделить обе части этого равенства на Qo, то получим: A+R+D=l,
где A =Qa/Qo - характеризует поглощательную способность тела, R=Qr/Qo~ характеризует отражательную способность, D=Qd/Q0 - характеризует пропускную способность.
40
Если Л=1, то 7?=0 и D=Q, т.е. вся падающая лучистая энергия полностью поглощается телом. Такое тело называется абсолютно черным. Если /?=1, то А = 0 и D=0, т.е. вся падающая лучистая энергия полностью отражается. Такое тело называется абсолютно белым. При 0=1 А=0 и R=Q, т.е. вся падающая на тело лучистая энергия проходит через тело.
Абсолютно черных, белых и прозрачных тел в природе нет. Значения A, RnD зависят от природы, температуры и спектра падающего излучения. Для светопрозрачных тел значения A, R и D в спектральном интервале от 0,4 до 2,3 мкм для солнечного спектра приведены в табл. 2.1.
Таблица 2.1.
Значения коэффициентов поглощения, отражения и пропускания
Материал	А	R	D
Силикатное стекло толщиной 3-4 мм	0,7	0,07	0,23
Органическое стекло толщиной 3-5 мм	0,85	0,07	0,08
Стеклопластик	0,8	0,07	0,13
11ленка полиэтиленовая толщиной 0,08-0,12 мм	0,82	0,1	0,08
Теплозащитное стекло с окисно-оловянно- сурьмяным покрытием	0,35-0,5	0,1-0,3	0,55-0,2
Из данных табл. 2.1 видно, что для большинства материалов большая часть падающих на светопрозрачные тела лучей поглощается ими (А =0,7-0,85). Исключение составляют различные теплозащитные стекла, применяемые в практике строительства для защиты помещений от тепловой радиации солнца, для которых А = 0,35-0,5. Сухой воздух, который находится в межстекольном пространстве и в помещении, является для тепловых лучей прозрачным, но при наличии в нем водяных паров становится полупрозрачным.
В оптической области солнечного спектра (0,4-0,8мкм) свето-нропускание оконного стекла толщиной 2-8 мм составляет 90-80%.
Величина интенсивности излучения для абсолютно черного тела определяется законом Стефана-Больцмана:
(т Y р = г* ____
0 \iooj ’
где Со - коэффициент излучения абсолютно черного тела, равный 5,6 Вт/(м2оС4);
Т - абсолютная температура тела.
41
Для определения собственного излучения реальных (серых) тел применяется формула такого же вида:
( Т V
Д = С --- ,
U00 J
где С - коэффициент излучения.
Согласно закону Кирхгофа, коэффициент поглощения числен
но равен степени черноты тела:
С
5.6
Степень черноты светопрозрачных материалов в спектральном интервале теплового излучения от 0,4 до 800 мкм и применительно к условиям теплообмена в помещении мало чем отличается от степени черноты большинства непрозрачных строительных материалов. В приложении 2 приведены значения е для светопрозрачных и
непрозрачных строительных материалов.
При расчетах теплопередачи через светопрозрачные ограждения необходимо учитывать, что лучистый теплообмен происходит либо меж
ду отдельными элементами светопрозрачного ограждения, например между внутренними поверхностями остекления (в межстекольном пространстве), либо между светопрозрачным ограждением и окружающими его телами, например между внутренней поверхностью остекления, с одной стороны, и стенами, потолком и полом, с другой.
Предположим, что между плоской поверхностью остекления и окружающими ее телами (полом, потолком и стенами) происходит лучистый теплообмен (рис.2.3). Температура остекления равна Т,
Рис. 2.3. Виды лучистых потоков при теплообмене ограждения с окружающей средой
степень черноты - е.
На поверхность остекления падает от окружающих тел лучистый тепловой поток q„ad. Часть этого потока, равная £ц„ад = дпогл, поглощается ограждением. Остальная часть отражается от поверхности остекления и вместе с потоком собственного излучения остекления Е направляется к окружающим ее поверхностям.
Сумма потоков qomp и Е называется потоком эффек
42
тивного излучения Еэф: = qomp + Е = (1 - £)qna, + еЕ0.
Результирующий удельный поток излучения будет равен:
q =Q , ~Е„ .
-ip -I пао эф
Результирующий тепловой поток при лучистом теплообмене двух абсолютно черных тел, площади и температуры которых соответственно равны Fi,Tii\ F2.T2, можно определить из следующих рассуждений. Величину излучения С поверхности Ft на поверхность F2 представим в долях от общей энергии излучения Ff.
(т V
6i->2 = Ц I 5	(2-17)
где 6~>2 * лучистая энергия поверхности F], падающая на поверхность F2; (Рх^2 " коэффициент, показывающий, какая часть излучения черной поверхности Fi попадает на поверхность F2.
Коэффициент (рх^2 называется угловым коэффициентом или коэффициентом облученности и является геометрической характеристикой при лучистом теплообмене между телами.
По аналогии с уравнением (2.17) величина лучистой энергии с поверхности F2 на Fi равна:
(т у
С?2—>1 = ^°l IQQ I ^2^2->1 >
где показывает долю излучения с поверхности F2 на поверхность Fi.
Разность между (?i->2 и 6г->1 составляет результирующий тепловой поток:
С р у	(т у
61-2 = 61—>2 — 6г->1 = Q 7лл	—	^2^2->1 ’
у	У100)
Положив, Ti=T2, (2=0, находим = Е2(р2^х .
Таким образом, количество тепла, передаваемое излучением с поверхности Т) на поверхность F2, будет равно:
61-2 ~ 0>Л^1->2
( Т X
22
1100 J
(2.18)
Поверхности светопрозрачных ограждений, стен и потолков зданий отличаются от поверхности абсолютно черного тела. Поэтому при теплообмене между двумя серыми поверхностями в
43
формулу (2.18) вводят приведенный коэффициент излучения f^i-2, который зависит от коэффициентов излучения серых тел Ci и С2 :
Ql-2
Г Т, Y UooJ
(2-19)
( т \ 2
1100J
2.5.	Перенос массы
Перенос массы среды происходит путем течения массы или вследствие эмиссии (испускания) частиц вещества (молекул, атомов), а также путем диффузионного проникновения отдельных носителей массы в сторону меньшей их концентрации. Перенос массы в пространстве и времени может осуществляться с превращениями ее отдельных компонентов (процессы испарения и конденсации, окисления или горения и т.п.) и всегда сопровождается переносом энергии (энергия и масса взаимопревращаемы Е = me2 = const  т, Дж).
Перенос массы (энергии) сопровождается нестационарными условиями ее накопления и убытка или различными превращениями отдельных компонентов вещества.
Балансовое уравнение переноса массы i-ro вещества среды можно записать по аналогии с балансовым уравнением переноса энергии (2.1):
dm. = d\m. . + т )+dm , кг,
где dm, - изменение массы i-ro вещества среды в объеме V за время dr, кг;
d(tnr)iifi,+mKomi) ~ ПРИТОК массы i-ro вещества в объеме V путем процесса диффузии и конвекции за время dr, кг;
dmnpeei -приток или убыль массы i-ro вещества в объеме V в результате превращений за время dr, кг.
Если осуществляется конвективный перенос массы без превращений отдельных компонентов вещества, тогда можно записать уравнение диффузии в условиях конвективного переноса массы:
+ divq	+ divqKOI№i = 0.	(2.20)
ОТ
Первый член этого уравнения представляет накопление (убыль) вещества, а второй и третий - результирующую величину переноса вещества диффузией и конвекцией в единичном объеме в единицу времени, кг/м3с.
44
Уравнение (2.20) в стационарном одномерном потоке с постоянной скоростью о и постоянным коэффициентом диффузии D приобретает вид
d2 р и dp
dx2 D dx
Многие строительные материалы, изделия и конструкции имеют пористую структуру, в которой осуществляется диффузионный перенос массы какого-либо вещества (газа, жидкости).
Перенос массы вещества с поверхности материала или конструкций осложняется его выносом в окружающую среду или пространство. Например, в процессе сушки различных строительных конструкций и материалов с течением времени изменяются влаго-содержание и температура тела. В процессе сушки происходит перемещение влаги из внутренних слоев материала к поверхности, испарение влаги и ее перемещение с поверхности в окружающую среду. В результате испарения влаги влагосодержание в поверхностном слое материала падает и создается перепад влагосодержаний между внутренним и поверхностными слоями. Наличие градиента влагосодержания внутри материала обусловливает путем диффузии перемещение влаги из внутренних слоев к поверхностным.
При конвективной сушке материалов необходимо рассчитывать количество испаренной влаги с поверхности материала и расход тепла и газа на сушку.
Жидкость с поверхности тела может испаряться, если температура на поверхности выше температуры окружающей среды, т.е. поток тепла направлен от поверхности тела в окружающую среду.
При обратном направлении теплового потока, когда температура поверхности ниже температуры окружающей среды, но выше точки росы (tp), жидкость с поверхности тела также будет испаряться. В большинстве случаев процесс переноса массы (испарение с поверхности и перемещение влаги в окружающую среду) тесно связан с переносом тепла.
Величину потока тепла у стенки можно определить по формуле: 4W = -«L ~ tw) при tm >tw>tp;
^=«(^-^)пРи
Поток массы вещества (пара) у стенки (mlw) определяется по формуле аналогичной структуры:
где а,„ - коэффициент массообмена, м/с; w - массосодержание пара, кг/м3.
45
Для практического использования последних уравнений необходимо знать коэффициенты тепло- и массоотдачи. Эти коэффициенты находятся из решения системы дифференциальных уравнений пограничного слоя или определяются опытным путем.
Предполагается, что геометрия поверхности, с которой происходит перенос вещества, известна. Если между жидкостью и твердой поверхностью тела происходит массообмен, то, кроме гидродинамического и теплового пограничных слоев, образуется диффузионный пограничный слой. В пограничном слое концентрация растворенного вещества изменяется от равновесного значения на границе с твердым телом до концентрации, равной концентрации на внешней границе пограничного слоя.
Будем рассматривать перенос массы путем диффузии и конвекцией без учета химических реакций, которые иногда сочетаются с процессами тепло- и массообмена.
Система дифференциальных уравнений пограничного слоя,
описывающая процесс переноса массы и энергии для двумерного ламинарного установившегося пограничного слоя, имеет следующий вид:
ди ди др д
ри—- + ри— = —— +---
дх ду дх ду
д(ри) [ a(/s>^) 0 дх ду
dw.
dw,	Эи;	д | ~dw}
ри—- + ри—- = — pD—L .
дх	ду	ду ,
Уравнения написаны для двухкомпонентной смеси, которые обозначены индексами «1» и «2», и отличаются от аналогичной системы для теплообмена наличием уравнения, описывающего диффузионный и конвективный массообмен, и присутствием в уравнении энергии последнего члена справа, учитывающего диффузионный перенос энтальпий. Записанная система уравнений не учитывает эффекты термодиффузии и диффузионную теплопроводность, которые проявляются при больших градиентах температур. Последнюю систему уравнений трудно решить. Поэтому для решения задач переноса массы введем новые допущения. Можно
46
пренебречь величиной диффузионной энтальпии и считать, что теплофизические свойства жидкости постоянны.
В этом случае система дифференциальных уравнений значи-
тельно упрощается и ее можно записать в следующем виде:
уравнение количества движения
би	ди	др
ри— + ри— = --±-+р дх	ду	дх
д2и. д,,2 ’
уравнение неразрывности
ди ди
— + — = 0;
дх ду
уравнение переноса энергии
dt	dt	д2и и др
и— + и— = а—z-+---------;
дх	ду	ду	рср дх
уравнение диффузии
dw,	dw.	d2w.
и—l + l>—- = D—~
дх	ду	ду1
Граничные условия применительно к поставленной задаче имеют вид:
при ^ = 0 п = 0; v = uw; И’ = wlw; t = tlw;
при y = co u = 0; = 0; t = co; w = wlK.
Решение даже упрощенной системы дифференциальных уравнений для нахождения потоков массы и тепла при взаимодействии струй или потоков с плоскими преградами вызывает большие трудности. Его можно значительно упростить, если заменить исходную систему дифференциальных уравнений в частных производных тремя интегральными соотношениями. Этот прием позволяет свести решение задачи с помощью интегральных методов к интегрированию нескольких обыкновенных дифференциальных уравнений первого порядка. Для этого достаточно знать, хотя бы в общих чертах, распределение скоростей, температур и парциальных давлений в пограничном слое.
Интегральные уравнения количества движения, энергии и диффузии имеют вид [226]:
47
d e'	d s‘
PCp ~dx \U9dy ~ PCptm Ih \Udy + PmCPmtm&w =	’
’w = ”hw 
d	d
— \uwxdy-w — \udy-pwvnyy dx $	dx	0J
Тепловой поток у стенки в случае переноса массы состоит из теплового потока, который передается от стенки жидкости теплопроводностью q0 и конвективного потока тепла p^c^t^p^, т.е.
/а/
+ p c tv.
• w pw ww
Поток массы жидкости у твердой поверхности определяется уравнением:
mlw = pwD
+ р и .
r^w W
Поперечную скорость можно определить из уравнения:
-D
Ц'=1----
1-w,
dw,
При решении интегральных уравнений необходимо знать изменение скорости, температуры и влагосодержания на внешней границе пограничного слоя. Искомыми величинами являются толщины 8Д , 8t и 8т и коэффициенты тепло- и массообмена а и ат.
Глава 3
ТЕПЛОПЕРЕДАЧА ЧЕРЕЗ НАРУЖНЫЕ ОГРАЖДАЮЩИЕ КОНСТРУКЦИИ
3.1. Методы исследования теплопередачи
Расчет температурных полей и локальных тепловых потоков, проходящих через ограждающие конструкции, вызывает большие трудности. Сложный процесс теплопередачи через ограждения обусловлен тем, что конструкции стен, покрытий и полов, образующие наружную оболочку здания, многослойны и неоднородны. Они имеют теплопроводные включения ("мостики холода"), воздушные прослойки переменной толщины, узлы примыкания друг к другу, выполненные из разнородных материалов различной конфигурации и толщины. Так как все виды теплообмена (теплопроводность, конвекция, излучение) протекают одновременно, то они влияют друг на друга.
Одним из возможных путей исследования сложных процессов теплопередачи является построение упрощенной физической модели для того, чтобы было возможно расчленить передачу тепла через ограждения на отдельные виды теплообмена и таким образом изучать общие количественные закономерности каждого явления. Физическая модель представляет собой продукт схематизации явления и отражает главные наиболее существенные черты процесса теплообмена. Для отдельных видов теплообмена на основе физической модели могут быть составлены дифференциальные (интегральные) уравнения, Так, процесс передачи тепла в твердом теле определяется одной физической величиной - температурой и описывается одним уравнением, в котором температура определяется как функция координат и времени (разность температур и энергия взаимопревращаемы Q=const(ti-t2), Дж). Процесс передачи тепла конвекцией нельзя исследовать на основе одного физического процесса или явления с использованием одного дифференциального уравнения. Возникает необходимость изучения различных сторон явления с привлечением многих физических законов, с помощью которых количественные закономерности явлений изучаются теоретически и экспериментально. В общем случае перенос энергии сопровождается изменением массы и температуры.
В настоящее время роль физико-математического анализа при решении различных видов переноса тепла существенно возросла. В последнее время все шире привлекаются к решению сложных задач
49
теплопередачи быстродействующие математические счетные машины. Это стало возможно благодаря интенсивному развитию за последние 10-15 лет ЭВМ и разнообразных разделов вычислительной математики. Следует отметить, что при хорошо смоделированной задаче информация, полученная из решения задачи на основе современных численных методов, оказывается значительно полнее и существенно дешевле, чем информация, полученная в результате проведения соответствующего эксперимента. Достаточно точное теоретическое решение многомерных задач теплообмена можно провести лишь численно с помощью ЭВМ.
Большое значение при изучении теплопередачи приобретает эксперимент. При экспериментальном изучении рассматриваемого явления определяются функциональные связи между отдельными величинами процесса и их влияние друг на друга. Эксперимен-альное изучение сложных процессов, зависящих от большого числа параметров, является трудоемким и сложным. Кроме того, результаты таких экспериментов пригодны для тех условий, в которых они были получены в лаборатории.
Обобщить и распространить опытные данные для других условий возможно на основе теории подобия. Эта теория была разработана акад. М.В. Кирпичевым [90] для постановки и обобщения результатов опытов по гидродинамике и теплопередаче. Дальнейшее развитие она получила в работах А. А. Гухмана [65].
Оценить влияние допущений и упрощений, принятых при моделировании или теоретическом анализе, возможно при проведении исследований в климатической камере на фрагментах ограждений или на конструкциях, выполненных в натуральную величину. В климатической камере можно создать условия, близкие к натуре. Камера имеет холодную и теплую зоны. В холодной зоне холодильными установками достигаются отрицательные температуры, близкие к расчетным значениям наружного воздуха. В теплой устанавливается температура и влажность внутреннего воздуха помещения. Температурные поля можно фиксировать термопарами, установленными в различных сечениях конструкции, а тепловые потоки замерить тепломерами. При этом необходимо иметь в виду, что тепломер, прикрепленный к ограждению, увеличивает его термическое сопротивление. Например, термические сопротивления окон и зенитных фонарей сравнительно малы и соизмеримы с термическим сопротивлением самого тепломера. В связи с этим возрастает погрешность измерений теплового потока тепломером.
Комплексная оценка всех видов теплообмена может быть получена на основании натурных исследований. Эти исследования по-50
зволяют выявить теплозащитные свойства ограждений в условиях эксплуатации с учетом колебания наружных и внутренних температур воздуха. Методика исследований и измерительная аппаратура в натурных условиях такая же, как и при исследовании конструкций в холодильных камерах. Здесь уместно сказать, что в последнее время достигнуты большие успехи в измерении температур на поверхностях строительных конструкций без установки в них датчиков (термопар). В настоящее время в России и за рубежом выпускаются тепловизоры, которые позволяют измерить на расстоянии температуру поверхности не в точке, а на участках ограждения с точностью 0,2°С. Эти приборы нашли широкое применение в натурных теплофизических исследованиях.
3.2. Основы теории подобия, аналогия между теплообменом и массообменом
Теория переноса энергии включает в себя комплекс научных знаний молекулярной физики дисперсных систем, термодинамики и теории тепломассопереноса. Она основана на законе сохранения энергии и описывается общим уравнением ее переноса (см.главу 2).
Изучая различные физические явления и процессы, мы применяем два метода исследования: теоретический и экспериментальный. Недостатком экспериментального метода является то, что полученные результаты в данном опыте нельзя распространить на другие явления, отличные от изученного. Другой метод - теоретический, который использует математическую физику и описывает с помощью дифференциальных уравнений механизм перераспределения энергии в пространстве и времени, также имеет изъяны. Поскольку любое дифференциальное уравнение или система дифференциальных уравнений распространяется на целый класс явлений, то при анализе задачи мы получаем бесчисленное множество вариантов ответов, удовлетворяющих решению дифференциальных уравнений.
Поэтому в отдельности ни один, ни другой метод исследования не может быть эффективным. Только объединив экспериментальный метод исследования с теоретическим анализом математической физики, можно получить решения для целого класса явлений. Теория подобия [65, 90] дает методы анализа и обобщения теоретических и экспериментальных результатов. Общая часть физического подобия основывается на сходственных величинах, которые имеют одинаковый физический смысл и общее начало отсчета.
51
Например, для каждой группы однородных величин, имеющих одинаковый физический смысл и одинаковую размерность, выбирают одну из них в качестве масштаба и приводят все остальные величины к безразмерному виду.
Методом таких масштабных преобразований можно получить функциональную зависимость в безразмерном виде, заменив в исходном уравнении размерные параметры на безразмерные, а оставшиеся в уравнении размерные величины сгруппировать в безразмерные комплексы.
Основные положения теории подобия можно сформулировать в виде трех теорем:
1.	Подобные процессы имеют одинаковые числа подобия;
2.	Функциональная зависимость рассмотренного процесса может быть представлена в виде безразмерных чисел подобия, которые называются уравнением подобия;
3.	Подобны те процессы, условия однозначности которых подобны, и безразмерные комплексы, состоящие из величин, входящих в условие однозначности, имеют одинаковое численное значение.
Таким образом, два или несколько явлений подобны, если их можно описать одной и той же системой дифференциальных уравнений и они имеют подобные условия однозначности. Под условиями однозначности понимают:
-	геометрическое подобие явлений;
-	временные условия;
-	физические константы;
-	условия взаимодействия системы с окружающей средой (граничные условия).
Из параметров дифференциальных уравнений и граничных условий с помощью чисел подобия и критериев подобия составляются уравнения подобия. Например, из параметров коэффициента теплоотдачи конвекцией а„, Вт/м2оС, характерного геометрического размера h, м, коэффициента теплопроводности Л, Вт/м °C, и температуры t, 33, можно для двух подобных явлений получить безразмерные числа подобия
Ка=а" a';	К,=Л" Л'; Kt=f t'.
Для решения дифференциального уравнения переноса тепла можно записать граничное условие третьего рода
(3.1)
Эу
которое справедливо для целого класса явлений и, в частности, для 52
Q,dt' , ,
A	-a At
ду'
dt”
Qff	4*
A — (X l\t
<V ft
В этом случае граничное условие с двумя штрихами будет подобно граничному условию с одним штрихом:
К’-К’ A'dt = KKa'At'	(3.2)
TZ"	Г	сс I	\ Z
Kh ду
при “ * К,
= 1 и уравнения (3.1) и (3.2) будут подобны, т.е.
a'h' a”h” ., —	- idem.
A' A”
ah‘A-Nu называется критерием подобия и назван
Комплекс
первыми двумя буквами имени выдающегося ученого Нуссельта (Nusselt). Полученные из анализа дифференциальных уравнений критериальные соотношения не зависят от выбора единиц измерения, а представляют связи в безразмерном виде. Так, в процессах теплообмена зависимость между критериями подобия имеет вид
№/ = /(Fo,Re,Gr,Pr),
а при массообмене
Num= f(Fom,^£,Ar,Prm,Np).
При обработке опытных данных связь между критериями, как правило, нужно искать в степенной форме. Например, при естественной конвекции зависимость коэффициента теплообмена (критерия Nu) от критериев Gr и Рг приобретает вид
Nu = AGr"Prm,
где А, п, т - постоянные величины, определяемые из опыта.
Из последней формулы ясно, что полученный результат распространяется на множество подобных явлений при естественной конвекции, которые объединены в общий класс при условии выполнения геометрического подобия тел, подобия граничных условий и физической структуры явления.
Учитывая то обстоятельство, что между процессами переноса массы и тепла существует аналогия, во многих случаях можно рассчитывать массообмен, не прибегая к решению интегральных соотношений (2.21) - (2.23).
53
Рейнольдс занимался только аналогией между переносом количества движения и тепла. Здесь мы рассмотрим аналогию между процессами теплообмена, массообмена и гидравлического сопротивления. Все три разнородных вида обмена протекают в направлении, перпендикулярном к стенке.
Дифференциальное уравнение переноса массы вещества имеет вид
dw}
Г сЦ и\ дх аналогичный дифференциальному уравнению переноса тепла
= а\ ^2	•
dt
+ t>
( dt w —
Эти два уравнения отличаются граничными условиями. Граничные условия для уравнения массопереноса включают поперечную скорость uw, являющуюся скоростью конвективного переноса при взаимной диффузии двух компонентов в газовой смеси (поток Стефана). При малых массосодержаниях Wi членом ь>„, можно пренебречь, и решение уравнений переноса массы и тепла становится подобным.
Если ик, =0, то интегральные уравнения (2.21) - (2.23) приобретают вид
1 \&т	j
- ]ji/2dy-pu judy = -ах '
в,	, s,
\uSdy-t (udy = q" ;
I CPP
dpS -r
1 m i dx
d
juwtdy ~wm fa jucfy = mlw .
Из подобия уравнений переноса и граничных условий вытекает подобие скоростей температур и концентраций. В случае теплообмена с твердой поверхностью получаем решение в форме
№/0 =/(Re0,Pr).
При массообмене получим аналогичное решение 7V<=/(Re0,5c),
где Nu™ -{ccmd0\ D - массообменный критерий Нуссельта;
Sc=v/D - критерий Шмидта.
Соотношение между трением и массообменом можно установить на основе следующих рассуждений. Сохраним запись потока
54
массы при турбулентном режиме течения такой же, как в ламинарном пограничном слое mIw=D£(dw]/dy)y=o,
где De—коэффициент турбулентного переноса массы.
Если профили скорости в пристенном пограничном слое подобны и описываются степенным законом	и соответствен-
но подобны профили массосодержаний wi-w7„=(w/u-Tv/m)[l-(y/<%)"], то можно записать отношение
mtw =	'^1=о = л - wiJ
v£(du/fy)y=0 v£ d um
где £,д=5д/5т.
Учитывая, что mlw =am(wiM-wim), последнее уравнение можно представить в безразмерном виде
cu _ cf De р-\/п
2
Положим, что толщины теплового и диффузионного пристенных пограничных слоев равны друг другу. Тогда, внося поправку на Рг23 и аналогично на Sc2/3, окончательно запишем
St Sc213 = ЛРг2/3 = ^-Рг,’ £ч/п. т	2
Уравнение (3.3) получено без учета потока Стефана.
В смеси из двух компонентов массосодержание равно wt + w, = 1.
(3.3)
Поэтому	dwi/dy=-(dw2/dy).
В направлении, нормальном к поверхности, общий поток массы mi состоит из конвективного и диффузионного потоков массы
тх = -pD(dwx dy)+PiV 
В том случае, если твердая поверхность стенки является непроницаемой для компонента 2 смеси, поток массы т2 будет равен нулю: т2 = -pD(dw2 dy)+ p2v - 0.
Откуда	и = -[z> (1 - w, )](сЦ dy).
Теперь поток массы т1 равен
г. dw р	dwx р2 dw
тх = -pD 2 -	1 D - =	1 .
dy 1- и ,	dy	р2 dy
Его можно выразить через парциальные давления D р dp.
пг. =---
7?7 р-рх dy
55
Последнее уравнение представляет закон Стефана. Если его проинтегрировать поперек диффузионного пристенного слоя в интервале оту=0 до у =8т, получим
D р . р-р.т т,=- Inг .
P~Piw
Таким образом, аналогия между процессами тепло- и массопе-реноса StmSc2l3=StP^13 нарушается и из-за искажения, обусловленного конвективным потоком Стефана.
Учитывая, что количество вещества, переносимого диффузионным потоком, значительно больше, чем количество вещества, переносимого потоком Стефана, то, приняв диффузионный поток за единицу, можно определить перенос вещества потока Стефана. Кришер [104] при расчетах массопереноса вводит усредненный поправочный коэффициент в виде
In^ Р'т 
Р-Рх.
Теперь приближенную аналогию между процессами переноса массы, тепла и вещества можно записать так:
StmScll3Np = &Рг2/3 =	Рг,-’	(3.4)
Во многих случаях процессы тепло- и массообмена протекают совместно. Уравнение (3.4) не учитывает взаимное влияние потока массы и тепла друг на друга. В действительности, диффузия происходит в смеси даже тогда, когда нет градиента концентрации, а есть градиент температуры (эффект термодиффузии). И, наоборот, при отсутствии градиента температуры возникает кондуктивный поток тепла, обусловленный присутствием градиента концентрации (эффект диффузионной теплопроводности). Однако величины этих потоков могут проявить себя только в случае больших перепадов температур и концентраций. Здесь такие случаи не рассматриваются.
Из соотношения (3.4) при Рг=5с=Ур=1 получим <Stm=SZ; или ат=а/срр. Это уравнение называется формулой Льюиса, справедливой при указанных допущениях (a=D) для расчета коэффициента массоотдачи а„, при ламинарном или турбулентном пристенном пограничном слое. С погрешностью 10-20% это соотношение можно применять во многих технически важных случаях, например, при испарении воды в воздух или конденсации воды из влажного воздуха, так как отношение a!D~\.
56
3.3.	Процесс теплопередачи через оболочку здания
Процесс теплопередачи через оболочку здания следует разбить на теплопередачу через стены, окна, покрытия и пол.
На рис.3.1 показан процесс теплопередачи через двухслойную стену здания с вентилируемым фасадом. Процесс передачи тепла от внутреннего воздуха с температурой te к наружному - tH можно описать общим уравнением переноса энергии (1.1), которое невозможно решить, так как все элементарные явления - теплопроводность, конвекция и тепловое излучение - взаимно влияют друг на друга и являются частными условиями общего процесса переноса энергии. Решение задачи можно упростить с помощью применения коэффициента теплопередачи к, значение которого характеризует количество тепла , переданного через 1м2 в единицу времени от внутреннего воздуха наружному при разности температур	1 °C
Q = k(te Вт	(3.5)
Уравнение (3.5) является уравнением теплопередачи через наружные ограждающие конструкции, образующие теплозащитную оболочку здания.
Чтобы определить коэффициент теплопередачи к, Вт/м2оС, необходимо изучить физические процессы переноса энергии от внутреннего воздуха к твердой стенке вертикально или горизонтально расположенного ограждения, передачу тепла через двухслойную конструкцию толщиной <5;, д2, затем перенос тепла через воздушную прослойку, стенку на откосе и теплоотдачу ограждения наружному воздуху.
Перенос тепла от внутреннего воздуха к твердой стенке осуществляется двумя способами:
-	под действием гравитационного поля, в результате которого в зимнее время около холодных поверхностей возникает ниспадаю
Рис3.1. Температурное поле при теплопередаче через двухслойную стену здания с вентилируемой воздушной прослойкой: 1 — несущая стена; 2 — утеплитель; 3 — вентилируемая воздушная прослойка; 4 — облицовка фасада
57
щий поток воздуха, который называется свободной конвекцией;
-	в результате лучистого теплообмена между холодной наружной стенкой и теплыми внутренними ограждающими конструкциями.
Таким образом, процесс переноса тепла между помещениями здания и наружной стеной осуществляется конвекцией и излучением. В этом случае для решения вопроса из двух явлений необходимо выбрать главное, которым, как правило, является свободная конвекция. Лучистый теплообмен будем считать второстепенным, так как его влияние сказывается на количественной характеристике, которая довольно просто рассчитывается.
Удельный тепловой поток конвекции равен:
q‘ =
а излучение -
Следовательно, суммарный удельный тепловой поток, проходящий через ограждения, будет составлять:
qo=<&+<?:+«:)k -*.)>Вт/м2 (3-6>
Коэффициент теплоотдачи конвекцией ак теоретически и экспериментально будет определен в следующем параграфе.
Уравнение (3.6) можно представить иначе
где R„=l (а' + а") - термическое сопротивление слоя воздуха у внутренней поверхности ограждения.
Теоретическое сопротивление Re можно выразить через условную толщину пристенного пограничного слоя, так как вблизи стенки теплоперенос осуществляется теплопроводностью по линейному закону (2.4) и
7?е=^/Л,м2°С/Вт,
где Ав - коэффициент теплопроводности воздуха.
Точно также определяется тепловой поток и термическое сопротивление слоя воздуха у наружной поверхности ограждения
ъ = + ч" = (< + < fc, - t„), Вт/м2,
Л=^,А^2°С/Вт
Перенос энергии в воздушной прослойке носит сложный характер. Достаточно сказать, что до настоящего времени в научной литературе нет достоверного общепризнанного теоретического решения
58
теплообмена. В первом приближении тепловой поток через воздушную прослойку можно определить через эквивалентный коэффициент теплопроводности 2ЭК и толщину воздушной прослойки 8в.„.
и теплопередачу рассматривать подобно переносу тепла в твердом теле. Вопрос передачи тепла от теплой стенки к холодной будет подробно рассмотрен ниже.
Таким образом, процесс теплопередачи через двухслойную стену здания с вентилируемым фасадом можно свести к переносу тепла через многослойную стенку.
В самом деле, запишем уравнение Фурье для каждого слоя ограждающей конструкции в следующем виде:
t —т = а,,8е Л 1 Л
в в л 0 усл в 9
—	Л = Яй^Х Д >
—	^2 = <7о А А ’	(3 7)
(г ~ (з = Ак >
G — Л,= я А А >
—	С— я^ус.' А • J
Сложив левые и правые части системы уравнений (3.7), получим А+А Д + А А + А„ A, WA+AUa)
Из последнего уравнения получаем удельный тепловой поток /в-/н
q° ~ fo, А +А Д +А/А + А„ Ак +А А+А- а)
Общая толщина конструкции равна А=^+А+А+А„+А+^
В общем виде уравнение (3.8) можно записать как
(3-8)
(3-9)
59
Из уравнения (3.9) следует, что сопротивление теплопередаче многослойной конструкции равно сумме термических сопротивлений каждого слоя
Яо=£7?;=7?1+7?2+... + 7?„	(3.10)
1=1
Коэффициент теплопередачи равен k = l/R(t.
Из рис.3.1 видно, что график изменения температуры tx от <%=0 до 8х=ёо местами нелинеен и имеет изломы. Однако зависимости tx от ёх можно придать линейный характер.
Рассмотрим однослойную конструкцию наружного ограждения толщиной ёк и теплопроводностью Лс. Видимая часть уровня теплозащиты ограждения составляет а толщины двух невидимых частей термических сопротивлений конструкции равны ё^ = и ёуна - АЛ • Согласно строительным нормам	R„ = 0,12м2оС/Вт и
RH = 0,04 м2оС/Вт. Если мы заменим ёуа и ё^ на эквивалентные им толщины ё™ = ReAK и ё™ = RuAK, тогда общая толщина конструкции составит (F* = ЗГ + и зависимость tr от ёг станет линейной (рис.3.2)
о	X
Рис. 3.2. Температурное поле при теплопередаче через однослойную стену здания
Последнее уравнение можно применять и для многослойной конструкции, добавляя к ё°к толщины отдельных слоев, например, ё™ -Rt^K. Его можно использовать при энергоэкономическом анализе,
учитывая теплопотери при эксплуатации здания и расход энергии при изготовлении оболочки здания (см. гл.6).
3.4. Конвективный теплообмен у внутренних поверхностей ограждений
За последние 50 лет теоретическому и экспериментальному исследованию теплоотдачи при свободной и вынужденной конвекции уделялось большое внимание. Из большого количества монографий, посвященных конвективному теплообмену, следует выделить
60
работы советских [1, 47, 52, 112, 126, 218, 225] и зарубежных [89, 121, 138, 221, 222, 239] ученых. В связи с этим можно было бы ожидать, что будет достигнуто хорошее согласование результатов расчета с экспериментальными данными и будут получены надежные зависимости для расчета локального теплообмена на поверхностях ограждения. Однако даже для классической задачи о турбулентном теплообмене у вертикальной изотермической поверхности возможны большие расхождения (до 30-40%). Причиной расхождения теории с экспериментом является, с одной стороны, отсутствие для турбулентного пограничного слоя замкнутой системы уравнений, а с другой - вводимые в решения допущения и упрощения не всегда правильно отражают физическую картину явления, приводят к необходимости включения в расчет неизвестных постоянных коэффициентов, определяемых опытным путем.
Рассмотрим механизм образования свободной конвекции около холодной изотермической поверхности ограждения. Вдоль теплой или холодной вертикальной поверхности ограждения образуется пограничный слой 8, толщина которого возрастает в направлении движения потока. Прилегающие к ограждению охлажденные слои воздуха имеют большую плотность, чем воздух в помещении. Охлажденные слои воздуха вытесняют менее плотные, в результате чего возникает его движение сверху вниз. Профиль скорости охлажденного воздуха при его движении вдоль остекления имеет ярко выраженный максимум ит (рис.3.3). На ограждении и вне погра-
Рис. 3.3. Профили скорости и температуры в пограничном слое около холодной стенки
61
ничного слоя и=0. Температура в пограничном слое монотонно повышается от t=Te до t=te Профили скорости, температуры и интенсивность теплообмена зависят от режима движения воздуха в пограничном слое: он может быть ламинарным, переходным, турбулентным.
Впервые точное решение задачи для ламинарной естественной конвекции было выполнено Е. Польгаузеном в сотрудничестве с Э.Шмидтом и В. Бекманом [255]. Однако это решение связано с большими математическими трудностями. Поэтому в дальнейшем было предложено большое количество приближенных решений задач о теплообмене при свободной конвекции воздуха.
Рассмотрим одно из приближенных решений, выполненное Э.Эккертом [240] для ламинарной естественной конвекции. В качестве исходных интегральных уравнений для определения теплообмена между внутренней поверхностью ограждения и окружающим воздухом помещения приняты уравнения количества движения и энергии:
рф = gp [ft/v о wJ
(З.И)
— \uSdy = -/	,	(3.12)
где =
Зададимся температурными и скоростными профилями в пограничном слое в виде
,9=5 1-Z I 8
2
у и= и.
18
\2
1-Н
8
(3.13)
(3.14)
где i9„, = t, - т,; ut - произвольная функция, имеющая размерность скорости.
Формула (3.14) позволяет определить максимальное значение скорости воздуха, которая равна um=4/27ui и характерна для точек, расположенной на расстоянии у=8/3 от ограждения.
Подставив (3.13) и (3.14) в (3.11) и (3.12), получим
-1 d (w1^)=1 gp&-vU' ;
105flfrV 1 7 Зё^ w 8
62
&
30 w
d (ltl3)=2a&K cbc ’ S
Выразив функцию щ и толщину пограничного слоя 3 через показательные функции u^cjx"' и 8=с$>? и подставив их значения в последние уравнения, определим показатели степени т и и постоянные ВеЛИЧИНЫ Су, су.
т=1/2- п=1/4; с, = 5,17(0,952 + Pr)’1/2(^f") ,
—1/4
1/2
c2 = 3,93(0,952 + Pr)l/4 Pr‘1/2' 8^'
V2 )
Толщина пограничного слоя равна:
S = 3,93(0,952 + Рг)1/4 Рг-,/2 Gr 1/4, X
х3
где Gr =	” - - критерий Грасгофа.
v
Так как тепловой поток у поверхности остекления равен:
о
q = —2
dS
7 >=o
то Nu =т =2х = 0,508 Рг|/2(0,952 + Рг)1/4 Gr1/4.
1 Л 3	v 7
Для воздуха критерий Прандтля равен Рг=0,71, и последнее критериальное уравнение приобретает вид:
Nux=0,356Grx4.	(3.15)
Если принять физические параметры воздуха при температуре (те+^/2=0, то формула (3.15) упрощается, и локальный коэффициент теплоотдачи можно определить из уравнения
а = 0,91Р-Гв1 ,	(3.16)
1 х )
Для средней температуры (Te+te)/2, отличной от нуля, значение а определяется путем умножения (3.16) на поправочный коэффициент, указанный ниже
к+О2	-50	-20	0	10	20	30	40	50
Поправочный коэффициент	1Д	1,04	1	0,99	0,98	0,97	0,95	0,93
63
Среднее значение коэффициента теплоотдачи а можно определить путем интегрирования а от 0 до С:
Для турбулентного пограничного слоя невозможно получить точное решение. Из известных приближенных теоретических решений следует назвать наиболее ранние, выполненные Эккертом [239], которые устанавливают связь между' критерием Нуссельта, Рэлея и Прандтля в виде:
Nux = 0,02957?а25 Рг7/15(1 + 0,494 Рг2'3)-2,5.
Подавляющее число экспериментальных данных при турбулентной естественной конвекции приводит к связи между коэффициентом теплоотдачи и числом Рэлея в виде Nux~Rax'3. Решение [239] дает изменение Nux от Rax пропорционально 2/5. Это произошло благодаря тому, что физическая модель переноса в турбулентном пограничном слое при натекании неограниченного потока на преграду была полностью перенесена на естественную конвекцию, т.е. в решении [239] использованы те же законы изменения касательного напряжения трения на стенке, профили скорости и температуры в пограничном слое. Поэтому решение [239] приводит к заметному расхождению с экспериментом и им нельзя пользоваться при расчетах локальных характеристик турбулентного пограничного слоя.
В работе [24] сделана попытка исправить этот дефект. Однако при решении интегральных уравнений пограничного слоя профили скорости и температуры были приняты, как и в решении [239] для вынужденного течения
где uj - некоторая неизвестная величина с размерностью скорости.
Для касательного напряжения трения на стенке использована зависимость
К = сри^у.иЗУ
где си т- постоянные величины.
Константы с и т были определены путем использования обобщенных Михеевым опытных данных [126] и равны /и=1/2, с=0,253.
Теория пограничного слоя [221] между показателем степени т и показателем степени в профилях температуры и скорости п (в работах [43,44] и =1/7) устанавливает однозначную связь.
Таким образом, в работе [24] эта фундаментальная связь нарушена. Кроме того, из-за высокого значения с=0,253 численные значения ги, завышены.
Более поздние теоретические исследования, обобщение которых можно найти в работе [253], не всегда имеют хорошее согласование с экспериментом и весьма приближенно описывают физический процесс, происходящий в пограничном слое при естественной и турбулентной конвекции.
Решение задачи с позиции струйных течений. Исследования автора в области переноса тепла при взаимодействии дозвуковых струй с ограждающими конструкциями, изложенные в первой части монографии [226] дали возможность в другом свете представить решение теплообмена при турбулентной естественной конвекции.
Рассмотрим теплообмен при турбулентной естественной конвекции у вертикальной стенки с позиции струйных течений [172]. В этом случае около нагретой или холодной вертикальной поверхности имеется свободная граница раздела и смешивание воздуха происходит по законам струйных течений. Кроме того, около стекла образуется пристенный пограничный слой, в котором действуют свои законы. На рис. 3.4 приведена схема развития течения воздуха около нагретой стенки. При естественной конвекции у стенки обра-
Рис. 3.4. К расчету теплообмена при естественной конвекции
3 - 870
65
зуются тепловой и гидродинамический 8 пограничные слои. В теплом пограничном 8t слое температура от стенки к внешней границе монотонно убывает. В гидродинамическом - скорость на стенке равна нулю, затем увеличивается до максимального значения ит и снова падает до нуля. Гидродинамический пограничный слой можно рассматривать состоящим из пристенного пограничного слоя протяженностью ОТ у=0 И у=8т И струйного - ПрОТЯЖвННОСТЬЮ ОТ У=8-8т до у=8. В пристенном пограничном слое действуют законы пристенной турбулентности, а в струйном - свободной турбулентности.
Для нахождения толщин пограничного слоя 8, 8т, максимальной скорости ит и теплового потока qw запишем интегральные уравнения пограничного слоя в виде:
j в	S
\u1dy = gp\(t-te')dy-dx g	г	рСр
s	(3.17)
ju(t-te)cfy = dx •	pcр	J
Чтобы решить систему уравнений (3.17), необходимо знать законы изменения скорости, температуры и касательного напряжения трения на стенке при естественной конвекции. Закон изменения tw при естественной конвекции можно получить из анализа значения жидкости в пристенном пограничном слое при вынужденном движении.
В общем виде изменение скорости в пристенном пограничном слое можно представить степенной зависимостью
««„4/V-	(3-18)
a tw изменяется по закону
=		(3-19)
По теории пограничного слоя [221] между показателями степеней пит существует однозначная связь
Для решения уравнений (3.17) - (3.20) необходимо установить связь константы А в уравнении (3.19) с константами пит.
Константу А в уравнении (3.19) можно определить следующим образом. Из теории пограничного слоя [221] известно, что напряжение трения тк можно выразить через динамическую скорость и, к = pd •
Тогда закон (3.19) перепишем в виде
66
umlv.=B(um8m:vT(2-m\	(3.21)
где В - константа.
Зависимость (3.21) можно переписать для внешней границы пристенного слоя
Z с \П / о Xя/ Л”
ит =B(3mvA =Jum8\ u
I V ) I v ) IwJ ’
откуда получим
К ^2т
ИчАТ"
V )
Из последнего уравнения определяем тк /о \-2и/(и+1)
^=в2/(и+0Х[м;^	•	(3.22)
Сравнивая уравнения (3.19) и (3.22) с учетом (3.19), находим значения
^2/(я+1)
Исследования Никурадзе [251] для турбулентного вынужденного движения в тубах позволили установить, что чем выше число Рейнольдса, тем меньше показателей степеней п и т, т.е. профиль скорости становится более «заполненным», а напряжение трения растет. При ламинарном движении (7?е<2300) показатели степени п=т=1. Видгард [260] определил для различных значений п и т значения постоянного коэффициента В, необходимого для нахождения константы А в уравнении (2.8).(табл.3.1)
Таблица 3.1
Re	N	т	В
4-Ю3	1/6	2/7	7,5
ПОЮ3	1/7	1/4	8,74
300-103	1/8	2/9	9,71
1000-Ю3	1/9	1/5	10,6
3240-103	1/10	2/11	11,5
3*
67
Таким образом, при вынужденном турбулентном движении в трубах между постоянными коэффициентами А, В, т и п существует однозначная связь и для решения вопроса достаточно правильно выбрать профиль скорости (3.18). Тогда остальные коэффициенты автоматически становятся известными.
Автор предположил, что в природе существуют единые законы теплообмена как для естественной конвекции, так и для вынужденной, в т.ч. и для теплообмена при взаимодействии струй с прегра-дами.[168,172] Используя то обстоятельство, что профили скорости в формуле (3.18) подобны, т.е. не зависят от числа Рейнольдса, и могут быть представлены единственной безразмерной кривой для целого класса явлений, а также учитывая, что при ламинарном движении в трубах (7?е<2300) показатели степеней и коэффициент В равны единице
п=т=В=1,
были построены графики изменения коэффициента В от показателя степени п (рис. 3.5) и А от п (рис.3.6).
Хотя графики построены по экспериментальным точкам для вынужденного движения в трубах, наши теоретические расчеты показывают, что они являются ключом для расчета турбулентных пограничных слоев как при естественной, так и при вынужденной конвекции, включая струйные течения. При естественной конвекции профиля скорости менее заполнены, чем при вынужденной конвекции, и показатель степени и=1/3. При взаимодействии струй с преградами профили скорости более заполнены, а напряжение трения выше, чем при обтекании тел пограничным потоком, и по-
Рис. 3.5. Зависимость коэффициента В от показателя степени п
68
казатель степени и=1/12. Эта гипотеза была использована автором во многих работах и показала хорошие результаты при сравнении теории с экспериментальными данными.
Для естественной конвекции профиль скорости и температуры можно выбрать в виде
и = »т=<У:8тУ	(3.23)
(3.24)
где i9e=re-4.
Тогда закон изменения каса
Рис. 3.6. Зависимость А от п
тельного напряжения трения будет иметь вид (см. рис. 3.4 и формулу (3.19)).
т = ЪХЗриЧи 8 v) 1/2.
(3-25)
Для решения уравнений (3.17) необходимо знать закон изменения скорости в струйном пограничном слое. В этом случае интегрирование (3.7) МОЖНО проводить ОТ у-О ДО У=8т, используя закон (3.23), и от у = 4, до у = 8, а также используя изменения скорости в струйном пограничном слое.
Такая схема расчета усложняет решение. Чтобы упростить решение необходимо профиль скорости во всем гидродинамическом пограничном слое подобрать так, чтобы удовлетворялись граничные условия:
при у=0 до у=8; и=0
при у=8п', и=ит.
В пристенном гидродинамическом пограничном слое закон изменения скорости был бы близок к закону (3.23). Таким условиям соответствует профиль скорости
(3.26)
где с= 1/0,326; 4=0,4.
Изменение локального теплового потока вдоль стенки определяется из аналогии Рейнольдса с учетом поправок на Прандтль диффузионный Рг и Прандтль турбулентный Prt
69
qw = ^\3pcpum&e
Ai/2 v llj > т ту
РГ2'3 Рг,'1.
(3.27)
Принимая 8=8, и подставив (3.23) - (3.25) в (3.17), получим систему обыкновенных дифференциальных уравнений
/	\1/2
455^326-	Л 
J	\ т т у
7
~ (и з)= 0,13н 120 -0,326	’
xl/2 v
u8m m my
РГ2/3Рг,4.
После замены <5на 8m =0,4<?>, имеем
,	(	Y/2
M ; (п2^)=0,625я/?19Л-0,13г/1 V- , dxy m '	e m “I u § I
у m m у
8	(	)‘/2
0,45 (w ^ )= 0,13w	-	Pr-2/3Pr,‘.
dxymm> \um8m)
Представив um и 8m в виде степенных функций wm=c„/, Зт=с£<-4 и подставив эти функции в последнюю систему уравнений, получим
1,4(2* + q)c2ucex2k+^ = Q,(>25gp&ecsx,> -0,13v1/2c3/2cJ1/2x1/2*-,/2’ 0,45(* + q)cucsxk+q-1 = 0,13v1/2 РГ2/3 Pr/1 c‘/2cJ1/2x1/2M/2’ (3.28)
Приравняв показатели степени при х друг к другу 3	1
2k + q-\-q=^k — ^q
, , ! , ! , 1 k + q-i - ^k- — q находим к = q =
Подстановка к и q в уравнение (3.28) дает возможность определить значения си и с<?и найти законы изменения ит, 8т, 8
и т	=	1/2= l,2GrJ/2 v. “	(Рг2/3Рг,+ 4,7р х ’	(3.29)
8т X	1/2 _ 0,424(рг2'3 Pi^+ 4,7р ~CgX ~	Grx1/6Pr4/9Pr2/3	(3.30)
8 X	= 8, = 2,58т = 1,0б(Рг2/3Рг,+ 4,7)/6 ” х ~ х ~ Grxl/6P?/9Pr,2/3	(3-31)
В безразмерной форме локальный коэффициент теплоотдачи определяется из уравнения
70
Nux =	= 0,226/ta'/3 Pr,'
x
\1/3
Pr2/3	1
4,7Prt’*+Pr2/3J
Принимая турбулентное число Прандтля />7=0,75, окончательно получим
xl'3
№х = 0,3/?аУ3
рг2/3 6 + Рг2/3
Для воздуха Рг=0,71 последняя формула приобретает вид
Nux = O,157ta*/3 = O,13GrJ/3	(3.32)
Михеев [126] обобщил многочисленные экспериментальные данные и получил для турбулентной естественной конвекции критериальное уравнение
Nux = 0,135(Gr Рг)1/3
ПриРг=0,71
Nux = 0,12Grx1/3	(3.33)
Из формулы (3.33) видно, что локальный коэффициент теплоотдачи не зависит от геометрического размера х, и, следовательно, локальные и средние значения равны между собой. Для (Te+Q/2=0
они равны:
а = а = 1,651 - тв .	(3.34)
При определяющих температурах, отличных от нуля, следует вводить поправки, приведенные выше.
Поэтому теоретическая зависимость (3.32) и эмпирическая формула (3.33) аналогичны. Для того, чтобы судить о возможности использования формулы (3.29) в расчетах, сопоставим ее с экспериментальными данными. На рис.3.7 для воздуха показана зависи
Рис.З.7. Зависимость ит от х. 1 — опыты Епикаева М.П.
(Научи, тр. Казанского сельскохозяйственного института, г. Казань, вып. 42, т.З, 1959 г.)
71
мость (3.29) изменения безразмерной скорости (Rem=nmx v) от критерия Грасгофа и нанесены опытные данные М.П. Епикаева Удовлетворительное совпадение теоретических зависимостей с опытными данными говорит о правильности допущений, которые были приняты в теоретическом решении.
Если физические параметры воздуха принять при 0°С, то формулы (3.29)-(3.32) примут вид
Wm=0,09(ze-re)1/2xl/2;	(3.35)
0,03(/e-7в)-,/6х,/2;	(3-36)
£ = 0,075(<,-тв)г1/6х,/2;	(3.37)
1,68k-гв)1/3.	(3.38)
При температуре поверхности ограждения, отличной от 0°С, необходимо умножить значения ит, 8т, S и а/ на поправочные коэффициенты, приведенные в табл.3.2.
Таблица 3.2 Поправочные коэффициенты
Температура поверхности стенки	-20	-10	0	10	20	30
Поправочные коэффициенты для: - скорости и коэффициента теплоотдачи	1,05	1,02	1	0,98	0,96	0,94
- толщин пограничного слоя	0,98	0,99	1	1,02	1,04	1,06
Изучению коэффициентов теплоотдачи в условиях свободного движения около горизонтальных поверхностей посвящен ряд работ [127, 240]. В основном эти работы относятся к исследованию теплообмена между воздухом и обращенной вниз теплоотдающей поверхностью (Te>tK). Теоретически рассчитать теплообмен около горизонтальной поверхности трудно из-за сложности процессов, происходящих в пограничном слое. Наши длительные визуальные наблюдения за поведением изотермического температурного поля показывают, что движение воздуха в пограничном слое может быть физически объяснено с точки зрения струйных течений. На рис.3,8а показана интерферограмма с температурного поля, обра
72
зующегося около холодной горизонтальной поверхности, а на рис.3.8б приведена схема движения воздуха.
Благодаря гравитационной силе, охлажденный воздух выбрасывается хаотически вниз в виде струй. Эти струи, двигаясь от холодной поверхности, взаимодействуют с холодной поверхностью. При движении холодные струи нагреваются от окружающего воздуха. Таким образом, между холодными и теплыми струями воздуха образуются вихревые (застойные) зоны, которые взаимодействуют друг с другом, с холодной поверхностью и окружающим неподвижным воздухом. Пограничный слой, образующийся около холодной поверхности, менее устойчив, чем пограничный слой вертикальной охлаждаемой стенки, и практически при небольших перепадах температур (te-Te=2-4°C) является турбулентным. Интенсивность теплоотдачи горизонтальной поверхности, обращенной нагретой стороной вверх или холодной - вниз, на 30% выше, чем при турбулентной свободной конвекции около вертикальной поверхности. В этом случае локальные и средние коэффициенты теплоотдачи рассчитывают по формуле [126]
Nux=Nux=G,\ZRa'*	(3.39)
Если принять физические параметры воздуха при 0°С, то последнее уравнение примет вид
<=<=2,4(/м.-те)/3	(3.40)
Рис. 3.8 Интерферограмма изотермического температурного поля (сверху) и схема движения воздуха (снизу).
13
Светопрозрачные конструкции не имеют горизонтальных поверхностей остекления. Зенитные фонари, как правило, устанавливают в покрытиях под некоторым углом к горизонту. Наименьший угол наклона конструкций зенитных фонарей с плоскими поверхностями составляют 10-15°. В этом случае значение а* незначительно отличается от рассчитанного по (3.39).
Так как известны значения а* для горизонтальной и вертикальной поверхностей, то коэффициент теплоотдачи для наклонных поверхностей можно определить интерполяцией. Ниже приведены значения численного коэффициента в формуле (2.23).
Угол наклона конструкции относительно горизонта	0	15	30	45	60	90
Постоянный коэффициент в формуле	2,4	2,2	2,1	2,0	1,8	1,65
Конвективный теплообмен около поверхностей криволинейного очертания изучен недостаточно хорошо [49,137]. Эти исследования проведены при небольших числах Грасгофа и не могут быть применены на практике при проектировании реальных конструкций зенитных фонарей.
Для определения коэффициентов теплоотдачи на внутренних поверхностях зенитных фонарей, имеющих криволинейное очертание, автором [164] была сконструирована установка, состоящая из двух полуцилиндрических теплообменников с 77=400 и 77=1000мм. Теплообменники имели водяные рубашки и охлаждались водой. В опытах температура на внутренних поверхностях изменялась от 4 до 13 °C. Температурные поля в подкупольном пространстве снимали при помощи интерферометра ИЗК-454. На основании обработки опытных данных по методике [119,120] было установлено, что коэффициенты теплоотдачи остаются постоянными по всей поверхности теплообменника и зависят от температурного напора
-г„). На рис.3.9 в безразмерном виде показана зависимость коэффициента теплоотдачи от критерия Грасгофа. На этом же рисунке нанесены опытные данные [49], полученные при исследовании зенитного фонаря полуцилиндрической формы (77=200мм). Результаты опытов можно обобщить зависимостью
или
NuB =Nud =0,2Gr>r'i ак=ак -2,5(t -т }13
(3-41)
74
Рис. 3.9 Зависимость Nud от GrD: 1 - D=1m; 2 - 0,4м; 4 -расчеты по формулы (3.42)
Сравнивая формулы (3.40) и (3.41), видим, что коэффициенты теплоотдачи для полуцилиндрической и горизонтальной поверхностей зенитного фонаря различаются на 15%. Большинство зенитных фонарей изготовляют криволинейного очертания, причем высота фонаря (стрела подъема), как правило, меньше ширины. Для таких фонарей коэффициенты теплоотдачи можно рассчитывать по формуле (3.41).
При рассмотрении процесса теплопередачи через ограждение, горизонтально расположенное или криволинейного очертания, надо иметь в виду, что лучистую составляющую теплообмена рассчитывают по тем же зависимостям, как для стен, так и для окон. Ориентация холодных и теплых поверхностей в пространстве не влияет на передачу тепла излучением. В то же время ориентация отдающих и тепловоспринимающих поверхностей очень сильно отражается на интенсивности конвективного теплообмена.
Рассмотрим влияние подоконника на коэффициент конвективной теплоотдачи у внутренней поверхности окна. Так как коэффициент конвективной теплоотдачи в основном зависит от гидродинамики, то были проведены исследования в гидролотке, которые позволили наблюдать линии тока при взаимодействии ниспадающего конвективного потока с подоконником. Для гидродинамических исследований был использован гидролоток системы В.И. Ханжонкова. В рабочую часть лотка устанавливали плоскую пластину, которая имитировала внутреннюю поверхность остекления окна. Подоконник имитировался другой плоской пластиной. Угол между пластинами составлял 90°. Строго говоря, гидродинамические исследования при естественной конвекции в плоском гидролотке проводить не стоит, так как нельзя получить конвективный поток, образующийся около холодной вертикальной поверхности.
75
Однако профиль скорости конвективного потока по своей структуре и форме близок к полуограниченной вынужденной струе. Поэтому, изучая взаимодействие полуограниченной струи с подоконником, можно приближенно судить о качественной гидродинамической картине течения при естественной конвекции. Полуограни-ченную струю создавали, устанавливая на пути плоскопараллельного потока воды изогнутую пластину, образующую у остекления сопло. Для того, чтобы процесс наблюдать визуально, использовали два индикатора: алюминиевую пудру и бумажные конфетти.
На рис.3.10(a) показаны линии тока, образующиеся при набегании полуограниченной струи на подоконник или пол. Как видно из рисунка, полуограниченная струя в месте сопряжения окна с подоконником разворачивается, образуя вихревую зону, которую будем называть застойной зоной. Наблюдениями установлено, что в углу сопряжения образуется также вторая застойная зона, размеры которой значительно меньше первой. Результаты наблюдений течения жидкости у подоконника позволили составить схему движения потоков, представленную на рис.З.Ю(б) [164]. Ниспадающий холодный конвективный поток воздуха движется вниз вдоль остекления. Перед подоконником он тормозится, кинетическая энергия его переходит в потенциальную (энергию давления). В точке S/ вся кинетическая энергия переходит в потенциальную. Поэтому в этой точке давление имеет максимальное значение.
Рис. 3.10. Линии тока (а) и схема движения потока воздуха (б) вместе сопряжения стены с полом (окна с подоконником)
76
Благодаря повышенному давлению вблизи точки S2, конвективный поток разделяется на две ветви: с большим и меньшим расходом жидкости. Конвективный поток с большим расходом продолжает движение вдоль подоконника в сторону рабочей зоны помещения, поток с меньшим расходом двигается в обратном направлении в сторону остекления и взаимодействует с ним в точке S2. При взаимодействии снова образуются две ветви потока: ветвь потока с большим расходом двигается вверх вдоль остекления навстречу ниспадающему потоку и взаимодействует с ним, ветвь с меньшим расходом двигается вниз и взаимодействует с подоконником в точке S3. В результате многократного «отражения» потоков от стенок образуются застойные зоны 3j и З2. Если продолжить рассуждения о взаимодействии конвективных потоков с поверхностями сопряжения стены и пола, можно найти бесконечный ряд точек 3/, 32... 3„ и застойных зон 3/, З2— 3„ . Однако практически на теплопередачу у ограждения оказывает влияние только застойная зона 3/. Благодаря ее наличию градиенты скорости у ограждения и, следовательно, коэффициенты теплоотдачи конвекцией намного меньше, чем в ниспадающем конвективном потоке.
Для исследования коэффициентов теплоотдачи у ограждения при взаимодействии ниспадающего потока с полом были проведены опыты на интерферометре ИЗК-454. Экспериментальная установка - имитирующий окно теплообменник высотой 1200 мм, который устанавливали на деревянный щит, имитирующий пол, и охлаждали водой из термостата. Для охлаждения воды в бачок термостата укладывали лед. На рис.3.11 показана интерферограмма температурного поля, образующегося около узла примыкания стены к полу. При этом температура воздуха в помещении составляла 18°С, а температура поверхности теплообменника 2°С. Плотность теплового потока от внутреннего воздуха к теплообменнику можно определить по формуле
/аП /а^|
q ~ —Л ~ л
т.е. для определения теплового потока необходимо определить непосредственно у стенки на расстоянии Ду температурный перепад. Так как на рис.3.11 показано изотермическое поле, то температурный перепад Л между двумя изотермами, расположенными непосредственно у остекления, одинаков, а расстояние между двумя изотермами Ах изменяется и по нему можно судить о тепловом потоке. Так, в средней и верхней частях рисунка расстояние Ах = const. Это означает, что q-const v ак = 1,6В(/я -те)'13 =const, т.е. не зависит от х. В
77
нижней части рис.3.11 Дх увеличивается вследствие образования вихревой зоны и взаимодействия ее с поверхностью ограждения.
На основе обработки опытных данных была получена эмпирическая формула, позволяющая найти минимальное значение коэффициента конвективной теплоотдачи
a^= qmin =0,57(/ -г)'/3
*е-?е
Это минимальное значение находится примерно на расстоянии х = 8, (8, - толщина теплового пограничного слоя, определяемая при турбулентной естественной конвекции по формуле (3.36); х - расстояние, отсчитываемое от подоконника или пола вдоль ограждения).
При х > 38, локальный коэффициент теплоотдачи рассчитывается по (3.38). В интервале 1 < х,8, < 3 опытные данные можно аппроксимировать линейной зависимостью
ак=0,57(/в-т„)'/3
8,
При значениях х, 8, < 1 локальный коэффициент теплоотдачи можно рассчитывать по формуле
z yl/2
ак = 0,57(/ - г )1/3 Х
л	'	\ г»	к/	О I
Рис.3.11. Интерферограмма температурного поля в месте сопряжения стены с полом (окна с подоконником) при te=18°C; t„=2°C
78
3.5. Конвективный и лучистый теплообмен в замкнутых воздушных прослойках
Рассмотрим вертикальную замкнутую герметичную воздушную прослойку, т.е. прослойку, не имеющую сообщения с наружным или внутренним воздухом, причем ее высота Н намного превышает ее ширину h. Температуры на внутренних поверхностях прослойки обозначим через //И /2 и будем считать, что они постоянны по высоте. Теплопередача в такой воздушной прослойке в основном зависит от температур ti и t2 и ширины прослойки h.
Ограниченное пространство накладывает определенные особенности на теплообмен, заключающиеся в том, что циркуляция воздуха в замкнутом пространстве возможна только при определенных физических условиях. Состояние воздуха в прослойке может характеризовать критерий Грасгофа:
Grh =gp(tx-t2 )й3 v1
При небольшом значении воздух в прослойке находится в состоянии механического равновесия. Однако термического равновесия при этом не будет, так как существует разность температур (/, -/2) и тепловой поток q. Экспериментальному и теоретическому изучению возникновения конвекции в вертикальной воздушной прослойке посвящен целый ряд работ. Наиболее полно они представлены в монографии Г.3. Гершуни и Е.М. Жуховицкого [47], в которой теоретическими расчетами установлено, что критическое число Грасгофа равно:
Grh =470 /Рг =660.
Критическое число Грасгофа может быть найдено и по тепловым измерениям, так как кризис равновесия воздуха в прослойке сопровождается кризисом теплоотдачи, т.е. значительным усилением переноса тепла. По данным эксперимента [245], критическое число Грасгофа оказывается равным Grh = 1400. Таким образом, при Grh < Gr* конвекция в прослойке отсутствует, передача тепла осуществляется только теплопроводностью и излучением, температура в прослойке изменяется по линейному закону. Приняв физические параметры воздуха при температуре ноль °C, можно найти в зависимости от температурного перепада предельное значение ширины воздушной прослойки, при которой не образуется конвекция воздуха [245]:
/Г < 0,019(/,-Э2)Г1/3
Конвективный теплообмен в воздушной прослойке намного сложнее теплообмена у внутренних поверхностей ограждения. Это связано с тем, что образующейся у теплой и холодной стенки по-
79
граничные слои взаимодействуют друг с другом и, кроме того, температура по оси воздушной прослойки не постоянна. Поэтому коэффициент теплоотдачи является функцией многих параметров ат =	Исследованию конвективного тепло-
обмена в воздушных прослойках посвящены сотни теоретических и экспериментальных работ. Обобщение и анализ исследований можно найти в работах [70, 133,234]. Несмотря на то, что в ограждающих конструкциях геометрия вертикальных воздушных прослоек проста, однако физическая картина течения воздуха сложна. В работе [234] приводятся описания процесса движения жидкости в прослойке.
В зависимости от числа Rah автор [234] показывает процесс развития гидродинамической и тепловой картины в воздушной прослойке. В интервале 0<7?a^<1010 наблюдаются девять различных режимов течения жидкости. Основные режимы следующие:
0</ta/?<103. Наблюдается слабое устойчивое движение воздуха без градиента температуры по вертикали. Перенос тепла осуществляется теплопроводностью. 103</?«/г<105. У стенок образуются большие градиенты температур. На оси воздушной прослойки появляется постоянный градиент температуры, течение типа пограничного слоя.
105<Rah< 109. В начале появляются вторичные течения, которые накладываются на основное, затем течение у стенок становится нестабильным, усиливаются продольные волны.
Ra^>\09. Центральная часть прослойки становится турбулентной.
Теоретически двумерная задача естественной конвекции в вертикальной прямоугольной полости при Grh <8.106 изучались численными методами многими авторами [101,235,238,252,254]. Численные методы в трехмерной постановке и при больших числах Grh представлены в работах [59, 60]. Общим недостатком численного теоретического анализа является то, что исследования авторами проводились в сравнительно узком диапазоне изменения H/h и чисел Ra^ В литературе можно найти множество различных формул для расчета средних коэффициентов теплоотдачи.
В экспериментальных работах исследования проведены не в достаточном для применения в строительстве диапазоне изменения основных критериев и геометрических параметров воздушной прослойки. Например, теплообмен в вертикальных воздушных прослойках исследован при отношении 0,5<H/h<20. В то же время это отношение в традиционных конструкциях окон составляет 6 - 150. В настоящее время неясно, как влияет отношение H/h на конвективный тепловой поток, так как в одних работах [133,234] он зависит от H/h, а в других
80
[126] H/h не оказывает существенного влияния. Плохо изучен вопрос о влиянии H/h на переход ламинарного течения в турбулентное.
Теория пограничного слоя устанавливает для ламинарного пограничного слоя пропорциональность числа Грасгофа в степени 1/4, а для турбулентного-1/3. Данные многих исследований противоречат теории пограничного слоя, например, [88].
Локальный теплообмен в вертикальных воздушных прослойках исследован в немногих работах [106,150,240]. Опытные данные Эккерта и Карлсона [240], проведенные на интерферометре Маха-Цендера, являются основополагающими для теоретических исследований. Эксперименты [240] впервые показали, что температура на оси воздушной прослойки не постоянна и коэффициенты теплоотдачи зависят от текущей координаты.
Небольшое значение критерия Грасгофа (Grx<l07) и отношения H/h, равные 10 и 20, не позволяют использовать указанные зависимости в широком диапазоне изменения параметров воздушной прослойки.
Автором выполнены анализ и обобщение многочисленных отечественных и зарубежных работ, а также проведены исследования в воздушных прослойках высотой Н=1200, 800, 330,и 100мм. [70, 158, 164]. Ширина прослойки изменялась от 10 до 100мм. Воздушные прослойки создавались при помощи двух алюминиевых шлифованных пластин и калиброванных рамок или стеклами. В первом случае обеспечивалась постоянная температура по высоте прослойки (алюминиевые пластины имели полости, через которые с помощью термостатов прокачивалась вода). Во втором случае температуры на поверхностях воздушной прослойки устанавливались в зависимости от изменения температур внутреннего и наружного воздуха. При этом отрицательные температуры на холодной поверхности воздушной прослойки создавались при помощи камеры, в которую закладывался сухой лед. Температурные поля фиксировались интерферометром ИЗК-454.
Исследования конвективного теплообмена в воздушных прослойках позволяют принять в качестве линейного геометрического размера ширину воздушной прослойки h и по этому размеру классифицировать теплопередачу.
При H/h<\ наблюдается ослабление конвективного и лучистого теплообмена. Теплопередача при H/h<\ будет рассмотрена выше.
При 77/7г=1-ь8 наблюдается интенсификация конвективного теплообмена по сравнению с воздушной прослойкой бесконечной длины. Воздушные прослойки традиционных конструкций окон и фонарей выполняются, как правило, с отношением H/h>i.
81
Исследование температурных полей на интерферометре, а также обобщение и анализ других работ показали, что в зависимости от развития пограничных слоев у холодной и горячей стенки следует различать два случая:
Ширина воздушной прослойки больше двух толщин пограничных слоев, развивающихся у стенок. При этом около холодной и теплой стенок образуются свободные потоки естественной конвекции, взаимодействие которых не наблюдается.
Сумма толщин пограничных слоев больше ширины воздушной прослойки, и они взаимодействуют друг с другом.
На рис.3.12а для H/h=8 и t} —t2 =10 °C показано развитие пограничных слоев в нижней части воздушной прослойки. Из рисунка видно, что около стенок образуются ламинарные пограничные слои, которые отстоят друг от друга на значительном расстоянии 28 <h.
В этом случае расчет конвективного теплообмена можно производить по формуле (3.32), как для естественной конвекции. При этом вместо температуры следует принимать температуру на оси воздушной прослойки
= 01 — ^2
Толщина пограничного слоя для ламинированного режима рассчитывается по формуле [222]
(х 1/4	z	X1/4
Х =0,056 —Х
)	VI — ^2 )
а для турбулентного - по формуле (3.37)
Рис. 3.12. Интерферограммы температурных полей a)- H/h=8; trt2=l(fC; б) - H/h=60; 7- 7/-Z2=7°C; 2- 13; 3- 29.
82
Z	x-1/6	1/2
<5 = 0,075Г1-”'1	=0,084,
I 2 J
При 28>h ниспадающие и восходящие потоки воздуха взаимодействуют друг с другом. В таких воздушных прослойках наблюдаются три режима тепла, обусловленные (рис.3.126): теплопроводностью, ламинарной или турбулентной конвекцией. При передаче тепла теплопроводностью температурные поля изменяются линейно (/, -12 - 6,9 °C). При ламинарной конвекции температурное поле изменяется во времени (/, -t2 =13,2 °C). При турбулентной конвекции температурное поле изменяется во времени. На интерферограмме (( - = 28,6 °C), снятой с выдержкой 0,5 секунды, видны размытые участки температурного поля.
Для расчета теплообмена в воздушных прослойках необходимо знать, как изменяется температура t,„ и коэффициент теплоотдачи по высоте прослойки. На рис.3.13 показано изменение безразмерной температуры на оси воздушной прослойки. Кроме данных автора, на рис.3.13 приведены опыты [106,150,240]. Анализ опытных данных показывает, что безразмерная температура (tm -Z2)/(ll -Z2) как для ламинарного, так и для турбулентного режима практически изменяется по одному и тому же закону и не зависит от h
При анализе закономерностей теплообмена очень важно найти определяющие критерии Нуссельта и Грасгофа. Применяемые в разных
Рис. 3.13. Изменение безразмерной температуры по оси воздушной прослойки. 1 - H/h=60; 2 - 40 - опыты автора; 3 - 20; 4-10- опыты [240]; 5 - 11 - опыты [106]; 6 - расчеты по формуле (3.42)
83
работах, эти критерии не являются определяющими, так как они не учитывают влияние всех параметров на теплообмен. Только при помощи критериев Num = qh, (tm -12)Л и Grm = gp(tm -t2)h3/v2 можно установить закономерности теплообмена при различных режимах. На рис.3.14 представлены результаты обработки экспериментов по теплообмену в широком диапазоне изменения основных параметров, из которых видно, что при Grm < 2500 передача тепла осуществляется теплопроводностью Nun = 2.
При значении 2,5-103 <Grm <5-104 (ламинарный режим) закономерность локальной теплоотдачи на холодной стенке воздушной прослойки имеет вид:
Num = WGr°m25.	(3.43)
При Grm >5-104 (турбулентный режим)
Num =0,16G/-3.	(3.44)
Если воспользоваться зависимостью (2.25), то последние формулы примут вид:
Nu. = , q\ = O,21Gr.°-25pO	,	(3.45)
* {t.-ф h \н)
/	\0,65
№уа=0,126гМ*	•	(3.46)
\rz J
Из формул (3.45), (3.46) видно, что локальный коэффициент теплоотдачи а* - q(tf -t2) существенно зависит от х. На рис.3.15 показано сопоставление формул (3.45) и (3.46) с экспериментальными данными [150]. Сопоставление показало удовлетворительные ре-
Рис.З.14. Зависимость Num от Grm: 1 — H/h=60; 2 — 40; 3-20- опыты автора; 4—12 — опыты [150]; 5 — 20; 6-10- опыты [240]; 7 - расчеты по (3.43); 8 —расчеты по (3.44)
84
Рис.3.15. Сопоставление формулы (3.45) с эксперементалънъгми данными [150]
зультаты. Наибольшие отклонения экспериментальных точек от зависимости (3.46) наблюдаются при х/Л=0,2 и 0,8 (15-25%). Это связано с тем, что при обработке температуры мы использовали степенную зависимость (3.42), которая в этих точках также имеет наибольшие отклонения.
Средний коэффициент теплоотдачи можно найти из уравнения (3.45) и (3.46) после интегрирования пох:
для ламинарной конвекции (з,5 • 103 < Grh < 105)
Nuh = 0,136т;0,25	(3.47)
для турбулентной (бгл < 105) -
Nuh=0,073Gr°'3	(3.48)
Сравнение формул (3.47), (3.48) с результатами [150, 247,258] и другими работами показало их хорошее согласование между собой (с точностью 10-12%).
Широкое распространение при расчетах среднего коэффициента теплоотдачи в ламинарной и турбулентной области получила формула академика М.А. Михеева
Ж. =O,165G>0,25 П	7	П
При расчетах по этой формуле средние коэффициенты теплоотдачи в ламинарной области на 18-22% выше наших результатов, а в турбулентной наблюдается хорошее согласование вплоть до значений Grh = 107.
В натурных условиях температуры на поверхностях остекления [ и не постоянны по высоте. Непостоянство температур по высоте может привести к перераспределению тепловых потоков и
85
температуры tm в прослойке. Для выяснения пригодности применения формул (3.43) - (3.48) при неизотермических условиях были проведены опыты на интерферометре с воздушной прослойкой (х//?) = 40. Расшифровка интерферограмм и анализ опытных данных показали, что при отклонении температуры стенки tt или t7 до 20% от ее среднего значения расчет воздушной прослойки можно проводить по указанным выше формулам. При этом разность температур t} -17 должна быть одинаковой как при изотермических, так и при неизотермических условиях.
Наши исследования конвективного теплообмена на интерферометре показывают, что в наклонных полостях уже при небольших углах у/ в ядре прослойки возникает градиент температуры и локальные коэффициенты теплоотдачи зависят от х, т.е. физическая картина такая же, как и в вертикальных прослойках.
В горизонтальной воздушной прослойке, подогреваемой снизу, физическая картина иная. По сравнению с вертикальной воздушной прослойкой, в горизонтальной вдоль оси прослойки отсутствует градиент температуры, локальные коэффициенты теплоотдачи равны их средним значениям, конвекция возникает при меньших значениях Rah. Отличительной особенностью теплообмена в горизонтальной прослойке является то, что коэффициенты теплоотдачи при одних и тех же параметрах выше, чем в вертикальной.
С момента появления в 1916 г. классической работы Рэлея проведено много исследований по теплообмену в горизонтальных и наклонных прослойках. Обобщение этих работ можно найти в трудах [13, 243]. Исследования Д.И. Бояринцева, В. Мулла и X. Раейе-ра [243] показали, что в горизонтальных воздушных прослойках для определения локальных и средних коэффициентов теплоотдачи можно пользоваться критериальными уравнениями (рис.3.16):
Рис.3.16. Зависимость Num от Rah: 1 — опыты [126]; 2 - опыты [250];
3 —расчеты по (3.15); 4 - расчеты по (3.33)
86
Nuh=Q,2\Gr°h’25.
Проанализировав имеющиеся в литературе исследования по теплообмену в горизонтальных воздушных прослойках, автор пришел к выводу, что наиболее достоверные формулы содержат работы [213,250].
Располагая надежными данными и в вертикальных прослойках (формулы (3.47), (3.48)) и в горизонтальных (рис.3.16), можно предложить для расчета средних коэффициентов теплоотдачи при различных углах наклона (от ул=0 - горизонтальная воздушная прослойка, до {^тг/2 - вертикальная прослойка) зависимости
Nuh = 0,21(1 + у/У^вг™5 при H/h>8,	(3.49)
Nuh = 0,21(1 + ^)~0'25(/77z)~°'I2G!fa0’25 при H/h<8.	(3.50)
Таким образом, по сравнению с вертикальными воздушными прослойками в прослойках при различных углах наклона коэффициенты теплоотдачи в области параметра H/h от 1 до 8 возрастают
от 20 до 40%, при H/h от 8 до 40%.
Теплофизические исследования воздушной прослойки, а также наши многолетние исследования струйных течений, обобщенные в монографии [226], позволяют создать схему движения воздуха в краевых зонах прослойки (рис.3.17). Ниспадающий конвективный поток, образующийся около холодной поверхности остекления t2, отрывается от стекла в точке А и взаимодействует с теплой поверхностью остекления в точке S. Так как вся кинетическая энергия потока в точке Sj превращается в потенциальную, то давление в этой точке повышается. Благодаря повышенному давлению выше и ниже точки 5/, образуются восходящая и ниспадающая струи воздуха. Ниспадающая струя воздуха, двигаясь вдоль теплой поверхности th отрывается от нее и взаимодействует с торцевой плоскостью в точке S2.
Рис. 3.17 Схема движения воздуха в краевых зонах герметичной воздушной прослойки
87
Слева и справа от точки S2 образуются пристенные струи. Струя слева от точки S2 взаимодействует с холодной поверхностью остекления в точке S3, образуя восходящую и ниспадающую ветви. Восходящая струя выше точки S3, отрывается от стекла и присоединяется к основному ниспадающему потоку. Таким образом, в результате многократного взаимодействия струй с поверхностями остекления и торцевой стенкой между точками Sj, S2 и S3 образуется устойчивая вихревая зона, движение воздуха в которой направлено против часовой стрелки. Между точками А и В образуется вторая вихревая зона Sh По интерферограммам можно определить критические точки Si, S2 и S3, так как при взаимодействии струй воздуха с поверхностями тепловой поток и коэффициенты теплоотдачи имеют наибольшее значение. Анализ интерферограмм показал, что точка Sj находится на расстоянии x=h, точка S2 - на y=h/2 и точка S3 - на х=Л/2. Место встречи струй хв находится на расстоянии xe=2h.
В этом сечении t2=tm и термическое сопротивление воздушной прослойки определяется по формуле:
р* __^1 — ^2_____________	1
В верхней краевой зоне xe=4h, ti=tm и
При приближенных расчетах эти локальные значения Ren можно принимать для всей краевой зоны.
Рассмотрим лучистый теплообмен в воздушной прослойке, когда ее высота Н значительно больше размеров ширины воздушной прослойки. В этом случае можно считать, что все тепловые лучи, идущие от одной поверхности, обязательно попадают на другую q\_2 = 1. Примем абсолютные температуры поверхностей остекления изотермичными и равными 7), Т2 .Коэффициенты излучения и поглощения соответственно равны: cj и с2, Aj=£i и А2=£2-Предполагается, что поверхности остекления разделены лучепроз-рачной средой (сухой воздух) и температуры поверхностей не изменяются во времени, т.е. рассматривается установившийся режим лучистого теплообмена. Принимаем, что температура Ti>T3 . Для определения результирующего удельного теплового потока воспользуются уравнением:
Ч\-2 ~ Чпад ~ ^эф2 
88
На рис.3.18 графически показан лучистый теплообмен между серыми телами. Величина теплового потока падающего излучения в нашем случае равна потоку эффективного излучения с поверхности первого тела:
<7.-2(3.51)
Величины Еэф, и Еэф2 могут быть представлены в виде суммы собственного и отраженного излучения:
ЕЭф1 — Е1 + (1 — £i)E^2 ;
ЕЭф2 — Е2+(1 — е2 )E^.
После несложных преобразований последние уравнения приобретают вид:
_ Е2 + (1 — е2 )Е2 ^-f-(i-.;xi--2)'
Подставляя в уравнение (3.51) вместо ЕэФ1 иЕзф2 их значения,
окончательно получим расчетные уравнения
Г ъ Y
<100J
61-2=91-2^1=^0^1
(т Y
2_
UooJ
(3-52)
где е -------1--------- приведенный коэффициент излучения.
!/£•, +1/^2-1
Сравнивая формулы (2.19) и (3.52), видим, что они при срх_2 = 1 иден
Рис. 3.18 К расчету лучистого теплообмена
89
(3-54)
тичны. Указанную задачу можно решить приближенно. В этом случае приведенный коэффициент излучения будет равен:
=	(3-53)
При изменении Et и е2 в пределах от 0,7 до 1, а также, когда одно значение е близко к 1, приближенные значения Епр мало отличаются от точных, подсчитанных по формуле
1
£пр ~ \/е1 + \/е2-\
В табл.3.3 для различных значений £/ и £> приведены соотношения между точными и приближенными значениями е„р [91]. Так как значения степени черноты строительных материалов светопрозрачных ограждений достаточно высоки, то с большой точностью Епр можно рассчитывать по уравнению (3.53). При расчетах лучистого теплообмена между внутренней поверхностью остекления и ограждающими конструкциями помещения можно с достаточной степенью точности для инженерных расчетов пользоваться формулами (3.52) и (3.53).
Таблица 3.3
Соотношение между точными и приближенными значениями б^при различных £/И е2
Степень черноты тела	Приближенное значение	Точное значение	Отношение приближенного значения к точному
£/=£2=0,5	0,25	0,33	0,75
£/=£2=0,6	0,36	0,43	0,84
£/~£“2=0,7	0,49	0,59	0,91
£2=0,8	0,56	0,59	0,94
£/=£2=0,8	0,64	0,67	0,96
£/=0,8; 6“2=0,9	0,72	0,73	0,98
£/=£2=0,9	0,81	0,82	0,99
£/=£2=1	1,0	1,0	1,0
Передача тепла через светопрозрачные ограждения осуществляется путем лучистого и конвективного теплообмена. Суммарный тепловой поток равен сумме двух составляющих. Одновременно имея дело с двумя различными механизмами переноса энергии, удобнее определять тепловой поток излучением подобно тому, как определяется тепловой поток конвекцией:
=«*('.-*2);
<1„
90
где q„ - лучистый тепловой поток; а,. - коэффициент теплоотдачи излучением.При такой постановке задачи коэффициент теплоотдачи излучением находится по формуле
«я
t2
(3.55)
Для инженерных расчетов величину z X 4 z \ 4
f Г1 ] _( Т2 ]
, liooj booJ
о= ---- ’
/, -/2
называемую температурным коэффициентом, удобно определять при средней температуре trn = 0,5(/„-г„) по формуле:
b = 0,81 + 0,01/ .
С учетом упрощений коэффициент теплоотдачи излучением рассчитывается по формуле:
« = ^ЕпРЬ 	(3.56)
Следует обратить внимание на то, что коэффициент конвективной теплоотдачи зависит от разности температур, а коэффициент лучистой теплоотдачи - от абсолютных значений температур. Так, при одной и той же разности температур, например, /,-/,= 20 - 0 = 20 °C и /,—/,= 0 - (- 20) = 20 °C, коэффициент теплоотдачи конвекцией равен а, = 4,6Вт/(м2оС), а коэффициент теплоотдачи излучением для £пп = 0,9 имеет два значения - 4,6 и 3,7Вт/(м2оС). Следовательно, ап уменьшается с понижением абсолютных значений температур. Поэтому в многослойных ограждающих конструкциях теплозащитные качества воздушной прослойки, расположенной со стороны наружного воздуха, выше, чем в прослойке, расположенной со стороны внутреннего воздуха.
3.6.	Расчет температурных полей и теплопередачи
Проведенные теоретические и экспериментальные исследования позволяют разработать инженерный метод расчета для светопрозрачных и непрозрачных ограждений, основанный на локальных характеристиках теплообмена [164]. Теплотехнический метод расчета дает возможность оценить эксплуатационные качества ограждающих конструкциях. Он включает:
-	расчет температурных полей и их анализ,
91
-	расчет максимальных потерь тепла (для определения установленной мощности системы отопления),
-	расчет потерь тепла за отопительный период (эксплуатационные расходы),
-	расчет скоростей ниспадающего потока.
При расчете температурных полей ограждение разбивается на три зоны (среднюю зону остекления, краевую зону остекления и зону переплета). В средней зоне остекления температурный перепад Г. — Ти постоянен, и на температурные поля не влияет передача тепла теплопроводностью по остеклению. В краевой зоне остекления и зоне переплета температурный перепад изменяется, и на температурные поля оказывает существенное влияние передача теплопроводностью (перетечки тепла по материалу от более нагретых участков к менее нагретым).
Расчет теплотехнических характеристик окон в средней зоне производится в два этапа. На первом этапе рассчитываются средние значения R„,Rm, Rn, т„ ,t,, t, и тн.
Средние значения температуры на различных поверхностях остекления средней зоны определяются по формулам:
"Л
J" (Re+R^
Ro
t, =t.-Zs—Мл, +Д +R. );
2 в	yj- \ в * en '
(3-57)
te-tH

Среднее значение сопротивления теплопередаче равно:
R0=Re+^Re„+YR+RK-
(3.58)
Расчет температурных полей производится методом последовательных приближений в следующем порядке:
а)	в качестве первого приближения по главе СНиП П-3-79 «Строительная теплотехника» средние значения /?„ =0,115м2оС/Вт, Ru = 0,04 м2оС/Вт, термическое сопротивление находят по формуле R - S: 2, значения и определяют по табл.3.4;
92
Таблица 3.4
Количество слоев остекления	Ширина воздушной прослойки h, мм	Средние значения термического сопротивления воздушной прослойки Rm, м2оС/Вт	Средние значения сопротивления теплопередаче , м2оС/Вт
Один	-	-	0,17
	10	0,14	0,31
	20	0,15	0,32
Два	50	0,16	0,33
	100	0,17	0,34
	200 и более	0,18	0,35
	9+9	0,13+,13	0,43
Три	12+12	0,14+0,14	0,44
	15+15	0,14+0,14	0,45
	100+100	0,18+0,16	0,50
б)	для уточнения среднего значения определяют критерий Grh = gp(tx -t^h3 jv2 и при Grh <4000 находят средний коэффициент теплоотдачи конвекцией
При Grh > 4000 средний коэффициент теплоотдачи определяется по формуле
< = 0,073G^3/A.
Средний коэффициент теплоотдачи излучением находят по формуле
273 + Z.Y p73 + Z2Y
100 J I 100 J
Среднее значение термического сопротивления воздушной прослойки определяют из выражения
£
<=5,6 --tl-t2
Уточняют среднее термическое сопротивление воздуха у внутренней поверхности остекления по формуле
где: < =0,11 2 Gr°’33 Н н
93
ал=5,6	(273±И/273 + гвГ
°"	loo ) L loo J J
в)	по формулам (3.57) вновь определяют средние значения температур;
г)	повторяют расчет и уточняют значения R„, R„„, R«,, т, ,t,, р и тн до тех пор, пока в двух последних приближениях все эти теплотехнические характеристики будут отличаться друг от друга не более, чем на 5%.
На втором этапе производят расчет локальных температурных полей в следующем порядке (рис.3.19):
а)	на высоте окна среднюю зону остекления в интервале от х/Н = 0,1 до х Н = 0,9 разбивают на ряд слоев Дх/, Дх2,...Дх„ и по формуле (3.42) определяют локальные значения температуры
б)	находят локальные значения коэффициентов теплопередачи по следующим формулам:
при Grh < 4000
ак = а~ =Aih;
Рис. 3.19 К расчету температурных полей на различных поверхностях ограждения
94
при Grh > 4000
1 Л TJ V’15 q* = 0,15 2 Gr°’3 \H X ;
K tl-tm h 4 H )
a" = Qk =0,152Gr°/И ;
K tx~tm h h \H) в) находят коэффициенты теплоотдачи излучением а= q" - = 5 6 Е”р ( 273 + /,) Л273 + ?2А л h~tm ’ tx-tm I 100 J I 100 J
n" =	=56 -£”,₽ f 273 +'I
л tn~t2 ’ tm-t2 I 100 J
273 + z2Y
100 J
г) определяют локальные значения температур
__	__ в___ т	D .
7?e+^i+ !/(<+<)
- к
t -t в т


Я +/?2 + 1 («>«’)
t -t
_ __ v _	н tn	ff
Л„ + Л2+1, («'+«’)
Расчет температурных полей производится с учетом градиента температуры по высоте помещения. При этом температуру внутреннего воздуха в помещении на высоте до х < 1 м от пола принимают z’ = tK а при х > 1 м
где А/ - температурный градиент по высоте помещения, который для жилых, общественных и производственных зданий (с небольшими технологическими тепловыделениями) принимается равным Az=0,24-0,5°C/m.
Расчет локальных температурных полей выполнять по разработанной автором программе, написанной на языке «Фортран» для ЭВМ М-4030 [148].
В табл.3.5 приведены некоторые результаты расчета средней зоны окон с двухслойным остеклением. Из таблицы видно, что температуры на различных поверхностях остекления по высоте окнане постоянны. Температура на внутренней поверхности остекления
95
Таблица 3.5
Результаты расчета средней зоны окон с двухслойным остеклением.
Высота воздушной прослойки, м	Ширина воздушной прослойки, м		х/Н	Температурное поле на различных поверхностях остекления, °C				
				г.	^1		/2	
			0,1	2,6	2,1	13,7	19,0	-20,3
			0,3	3,6	3,2	-9,7	19,5	-20,0
		-25	0,5	4,4	3,9	-6,9	19,2	-19,7
			0,7	5,0	4,5	-4,7	18,9	-19,4
1,0	0,055		0,9	5,5	5,0	-2,7	18,5	-19,0
			0,1	-2,2	-2,8	24,8	33,4	-33,9
			0,3	-0,7	-1,4	19,3	32,8	-33,4
		-40	0,5	0,3	-0,4	15,5	32,3	-32,9
			0,7	1,1	0,5	12,4	31,8	-32,4
			0,9	1,7	1,1	-9,8	31,8	-32,0
			0,1	2,7	2,1	13,6	19,8	-20,3
			о,з	3,7	з,о	-9,8	19,5	-20,1
		-25	0,5	4,4	3,7	-7,2	19,2	-19,8
			0,7	4,9	4,3	-5,1	18,9	-19,6
1,3	0,055		0,9	5,4	4,8	-з,з	18,6	-19,3
			0,1	-2,0	-2,9	24,6	33,2	-33,9
			0,3	-0,6	-1,5	19,4	32,8	-33,5
		-40	0,5	о,з	-0,5	15,7	-2,2	-33,0
			0,7	1,1	о,з	-2,8	-318	-32,6
			0,9	1,8	1,0	10,2	-1,3	-32,2
			0,1	2,4	1,7	13,6	19,7	-20,3
			0,3	3,5	2,8	-9,7	-193	-19,9
		-25	0,5	4,3	3,7	-7,0	-1,9	-19,6
			0,7	5,0	4,4	-4,8	-8,7	-19,2
1,3	0,015		0,9	5,6	5,0	-2,9	-8,2	-18,9
			0,1	-2,6	-3,5	24,7	33,1	-33,8
			0,3	-1,0	-1,9	19,3	32,5	-33,3
		-40	0,5	0,1	-0,8	15,6	31,9	-32,7
			0,7	1,0	0,2	12,6	-1,3	-32,2
			0,9	1,8	0,9	-0,0	-0,8	-31,7
96
от подоконника до верха окна увеличивается. Наименьшие значения тв наблюдаются у подоконника. Это наиболее опасная зона для выпадения конденсата, инея и образования наледей. Ширина и высота воздушной прослойки влияют на температурные поля. При увеличении воздушной прослойки примерно до 0,05 м градиенты изменения сопротивления теплопередаче и температуры велики. При /г>0,05 м эти величины изменяются незначительно. Следовательно, применять окна в одинарных и спаренных переплетах с шириной воздушной прослойки более 0,05 м не целесообразно, так как это ведет к увеличению материалоемкости переплета без существенного выигрыша теплозащитных качеств и повышения температуры внутренней поверхности остекления.
Следует подчеркнуть, что на температурные поля в краевых зонах остекления и переплета решающее значение оказывают процессы передачи тепла теплопроводностью. Поэтому для более точных расчетов температурных полей краевых зон остекления переплетов и участков примыкания переплетов к наружным стенам рекомендуется применять стандартные программы для ЭВМ.
При расчете температурных полей в краевых зонах остекления необходимо использовать формулы для определения локальных коэффициентов теплоотдачи у внутренней поверхности остекления (2.35), (2.36) и в воздушной прослойке (2.37) - (2.40).
По найденным значениям температур строят температурные поля и проводят их анализ.
3.7.	Расчет влажности внутреннего воздуха помещения
Большое значение при теплотехническом расчете ограждающих конструкций имеет правильный выбор влажности внутреннего воздуха. В большинстве случаев по технологическим причинам кон-денсатообразование на внутренней поверхности конструкций недопустимо, особенно это касается зенитных фонарей из-за падения капель конденсата в рабочую зону помещения. При теплотехническом расчете должно выполняться условие тв> тр.
Температура точки росы зависит от температуры и относительной влажности в рабочей зоне помещения. Относительная влажность для жилых, общественных и производственных помещений нормируется [200, 194]. Однако нормируемые значения влажности относятся к отопительному периоду. Для помещений с неконди-ционированным режимом относительную влажность нельзя нормировать, так как она в течение года может колебаться в сравнительно больших пределах и зависит от температуры и влажности наружного воздуха, влаговыделений в помещении, кратности воз
4 — 870
97
духообмена и других причин. Поэтому для каждого конкретного типа помещений расчетное значение относительной влажности необходимо вычислять из уравнения влажностного баланса
где Debl<> —- влаговыделения в помещении; d*,	- соответст-
венно влагосодержания насыщения внутреннего и наружного воздуха; (рн - относительная влажность наружного воздуха; кр - кратность воздухообмена.
Из этого уравнения можно определить относительную влажность в помещении
<р, = <Р„ d" + Deb">' 	(3.59)
" d" kd"	v
в	p в
Если в помещении нет источников выделения влаги (£)„ыЭ=0), то при t,~const. и d"=const. Следовательно, относительная влажность в помещении зависит только от одной величины - температуры наружного воздуха. В этом случае самая низкая относительная влажность будет наблюдаться при самой низкой температуре наружного воздуха.
В табл.3.6 приведены показатели физических свойств влажного воздуха при различных температурах. Как видно, в холодный пери- од года (при отрицательных температурах) в наружном воздухе при полном насыщении содержится небольшое количество водяных паров.
Таблица 3.6
Показатели физических свойств влажного воздуха при давлении 760 мм рт. ст.
Температура, °C	Масса 1м3 сухого воздуха, кг	Упругость насыщенных водяных паров, мм рт.ст.	Содержание водяного пара при полном насыщении, г		
			в 1м3	в 1кг влажного воздуха	в 1кг сухого воздуха
22	1,2	19,8	19,3	16,3	16,8
20	1,2	17,5	17,2	14,4	14,7
18	1,21	15,5	15,3	12,7	12,9
16	1,22	13,6	13,6	Н,2	И,4
10	1,25	9,2	9,4	7,5'	7,6
5	1,27	6,5	6,8	5,3	5,4
0	1,29	4,6	4,9	3,8	3,8
-5	1,31	3,2	3,4	2,6	2,6
-10	1,34	2,1	2,3	1,8	1,8
-15	1,37	1,4	1,6	1,2	1,2
-20	1,4	0,93	1,1	0,8	0,8
-25	1,41	0,7	0,8	0,6	0,6
-30	1,45	о,з	0,6	-	-
98
Так как в зимнее время относительная влажность наружного воздуха велика, то относительную влажность, внутри помещения при отсутствии источников выделения влаги можно рассчитать по формуле
₽.=5-	<зб°)
При этом погрешность расчетов не превысит 5-10%, При наличии источников влаговыделения относительная влажность в помещении повышается. Некоторые сведения о влаговыделениях и градации влаги содержатся в табл.3.7 [82].
Таблица 3.7
Характеристика влаговыделений
Градация выделения влаги	Выделение влаги при нормальной температуре (15-20°С), г/(м3ч)	Помещения
Незначительное	До 2	Жилые и административные помещения; сборочные цеха
Малое	До 5	Цеха станочной обработки металла с охлаждением его эмульсией
Значительное	6-20	Никелировочные; помещения гидравлических испытаний
Большое	21-50	Цеха электролиза меди и никеля; отделения флотации
Очень большое	Более 50	Мокрые цеха кожевенных заводов; участки и цеха мокрого крашения тканей; помещения бань
В табл.3.8 даны результаты расчетов по формуле (3.59) относительной влажности внутреннего воздуха при ге=18°С в зависимости от температуры наружного воздуха, кратности воздухообмена и влаговыделений. Как видно, при небольших влаговыделениях относительная влажность в помещении ниже нормируемых значений. Наибольшее отклонение (рв от нормируемых значений наблюдается при О№„)=0. Для обеспечения нормативных значений (р„ в зимний период необходимо искусственное увлажнение воздуха с тем, чтобы повысить относительную влажность в помещении до 30%.
4*
99
Оо
100
Натурные исследования воздушной среды в жилых помещениях на Севере показывают, что относительная влажность внутреннего воз-духа не превышает 20-25% [87]. Результаты натурных исследований температурно-влажностного режима производственных помещений приведены в табл.3.9.
Таблица 3.9
Результаты натурных исследований температурно-влажностного режима производственных помещений
Объекты, цеха	Температура наружного воздуха 6» оС	Температура внутреннего воздуха г„,оС	Относ итель-ная влажность 	С; °C		Высота цеха, м
Москва. Филиал ГПЗ-2: шарнирный цех	-18,2	19,5	15	8
инструментальный цех	-18,2	19,3	21	8
Москва. Станция технического обслуживания автомобилей «Жигули»: цех техосмотра	-13,5	14	28	5
окрасочное отделение	-13,5	13,7	35	5
Москва. Стиральный цех фабрики-прачечной Nil	-4	22	74	7
Москва. АЗЛК: сборочный цех (главный конвейер)	-20	20,4	14	12
цех окраски кузовов	-20	19	20	12
Москва. ЗИЛ: штампо-механический цех	-23	19,8	19	10
сборочный цех	-23	15	18	16
цех мойки и окраски	-23	14	25	16
Джезказган. Г орно-металлургический комбинат	-19	20,3	16	16
Тюмень. Завод медицинского оборудования и приборов: цех игольных заготовок	-6	19,5	17	7
инструментальный цех	-6	22	14	7
Барнаул. Шинный завод: каландрово-сборочный цех	-8,5	22	16	10
автокамерный цех	-8,5	30	31	10
цех регенерации	-8,5	18,2	22	10
испытательная станция	-8,5	19,5	33	10
101
Из данных таблицы видно, что для большинства помещений с небольшими влаговыделениями относительная влажность внутреннего воздуха ниже 30%. Здесь уместно напомнить о том, что проведенные расчеты и натурные исследования отражают средние значения (р„. В действительности расположение в плане и объеме помещения источников влаговыделений может коренным образом повлиять на локальные характеристики (pf.
Таким образом, за расчетную относительную влажность внутреннего воздуха при незначительных и малых влаговыделениях можно принимать наименьшее нормативное значение
- <Р„ = 30 %. При значительных и больших влаговыделениях расчетное значение (р‘‘ следует определять по формуле (3.58).
Глава 4
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И НОРМИРОВАНИЕ ВОЗДУХОПРОНИЦАЕМОСТИ ОГРАЖДАЮЩИХ КОНСТРУКЦИЙ
4.1. Общие положения
Как правило, человек 60-80 % времени проводит в помещении. Его здоровье зависит от воздуха, которым он дышит. Воздух в помещениях зданий должен быть чистым и не содержать вредных примесей.
В настоящее время многократно возросла интенсивность нагрузок на организм человека вследствие воздействия на него химических, физических и биологических факторов. Это обусловлено не только тем, что с каждым годом увеличивается этажность и плотность застройки, что жилые здания размещаются рядом с трассами дорог и вредными производственными зданиями, но и тем, что при строительстве используются экологически грязные строительные и отделочные материалы, изделия и конструкции. При химическом загрязнении воздушного бассейна застройки у людей снижается иммунитет, развивается аллергическая патология. Ряд химических веществ обладает как циррогенными, так и мутагенными действиями, вследствие чего у человека повышается общая заболеваемость организма.
Наиболее важной проблемой является обеспечение комфортной воздушной среды в помещениях зданий, в которых из-за сравнительно небольших объемов воздуха малые источники загрязнения создают высокие концентрации вредных веществ, которые могут воздействовать на человека в течение длительного времени. Академик Ю.Д. Губернский пишет: «нами установлено, что в воздухе гражданских зданий может одновременно присутствовать более 100 летучих химических веществ. Среди них наибольшую опасность представляют формальдегиды, ацетон, аммиак, этилацетон, окислы азота, окись углерода. Кроме того, в воздухе закрытых помещений содержатся и аэрозоли металлов: свинца, кадмия, ртути, меди, цинка, никеля, магния, хрома и др.» [61]. Виноват ли Госстрой, строители или сами жильцы в том, что в наше жилище вносятся в огромных количествах вредные вещества в результате применения строительных и отделочных «грязных» материалов?
Исследования академика Ю.Д. Губернского показали, что в помещениях, насыщенных полимерами, люди чаще болеют, у них наблюдаются аллергические и простудные заболевания, неврастения и гипертония. В строительстве широко применяются полимерные мате
103
риалы, на основе которых изготавливаются окна, двери, ванны, умывальники, различные покрытия стен и мебели. Среди полимеров особенно вредны хлороорганические полимеры, например, поливинилхлорид (продукт полимеризации мономера - хлористого винила). Хлористый винил изменяет состав крови и является наркотиком. К другому распространенному веществу, которое входит в состав полимерных материалов, относится формальдегид. Он чаще всего находится в воздухе жилых зданий, куда поступает из мебели, пеноизоляционных материалов, ковровых и текстильных изделий. Формальдегид раздражает слизистые оболочки глаз, верхних дыхательных путей, вызывает головную боль и тошноту. Сам человек также является источником выделения вредных веществ. В невентилируемых помещениях, где находятся люди, уже через 1-3 часа их пребывания воздушная среда отрицательно сказывается на их работоспособности.
Эффективный воздухообмен и вентиляция - основа предупреждения всевозможных заболеваний, повышения производительности труда и хорошего самочувствия человека. Если раньше качество воздушной среды оценивалось нормируемыми значениями температуры и влажности внутреннего воздуха, то теперь сюда необходимо добавить химический состав воздуха.
Наиболее малозатратной технологией обеспечения людей свежим воздухом является устройство в одно- и многоэтажных зданиях естественной вентиляции. В многоэтажных зданиях с естественной вентиляцией наружный воздух поступает в помещение через ограждающие конструкции зданий и удаляется с помощью вентиляционных шахт. В многоэтажных зданиях перемещение наружного и внутреннего воздуха по помещениям, воздуховодам, лестничным клеткам и по шахтам лифтов зависит от планировки квартиры, геометрии здания, его ориентации относительно розы ветров, наружного климата и от самих жильцов.
Решение задачи воздухообмена всего здания является многофакторной и трудноразрешимой задачей, осложненной тем, что на рынке строительных материалов появились так называемые «энергоэффективные окна и двери», а каждый жилец стремится самостоятельно с помощью кондиционеров и др. устройств решить проблему вентиляции в своей квартире. Воздухообмен зданий наиболее полно рассмотрен в работе И.Ф. Ливчака [110], в которой показано, что в многоэтажных зданиях поступление наружного воздуха (инфильтрация) в нижних этажах намного выше, чем в верхних. На наветренной стороне здания инфильтрация также выше, чем со стороны заветренной. Кроме того, на заветренной стороне в некоторых случаях она может отсутствовать. Большие сложности с вен
104
тиляцией наблюдаются на верхних этажах зданий, где она может полностью отсутствовать из-за бездействия вытяжных шахт. Работа системы вытяжной вентиляции в значительной степени зависит от скорости ветра и др. факторов и носит нестационарный характер.
Чтобы обеспечить гигиенические нормативные требования воздушной среды, необходимо тратить большую часть тепла, поступающего в здание. Вопрос о количестве воздуха, которое необходимо подавать в помещения, и сколько его в действительности поступает, является ключевым. При естественной вентиляции наружный воздух поступает в основном через окна и входные двери здания. Развернувшаяся кампания по экономии энергии при эксплуатации зданий требует применять окна и входные двери в квартиры практически малопроницаемыми. В России большинство окон выпускается с двумя или тремя уплотнительными притворами, обеспечивающими поступление свежего воздуха в квартиры при Др = 10 Па - 0,5-1кг/м2-ч.
Если по СНиП II -2.08.01-89* «Жилые здания» для жилой комнаты площадью 20м2 требуется более 60м3/ч свежего воздуха, то через окна с деревянными переплетами ГОСТ 24700-99 или с пластмассовыми - ГОСТ 30674 -99 его поступает в 10 раз меньше. В результате из-за плохой вентиляции в квартире повышается относительная влажность, на внутренних поверхностях окон появляется конденсат и воздух в помещениях зданий превращается в яд.
4.2. Ошибки строительных норм
Аргументы и доводы, содержащиеся в этой главке, ранее были опубликованы автором в f 77] Они вызваны необходимостью усовершенствовать и унифицировать расчет и нормирование воздухо-проницания как для малопроницаемых, так и для проницаемых материалов, изделий и ограждающих конструкций. Для решения этой проблемы вначале необходимо выявить и проанализировать ошибки, допущенные в нормативных документах, в методах расчета и в сертификационных испытаниях ограждающих конструкций, в первую очередь окон и входных дверей, через которые в основном в помещения поступает свежий воздух.
В СНиП “Строительная теплотехника” 1971 и 1973 гг. нормирование производилось по ограничению воздухопроницаемости. Так в СНиП II-A-70B “Строительная теплотехника” М., 1971 г. в п.4.5 записано, что “количество воздуха, проникающего через окна жилых и общественных зданий (Go, кг/м2-ч), следует принимать не более допустимых значений воздухопроницаемости (G"₽)” В бо
105
лее раннем издании СНиП П-В-62 нормирование производилось по нормируемой величине сопротивления воздухопроницанию R"p. Сопротивление воздухопроницанию окон в жилых и общественных зданиях высотой до 14 этажей в зависимости от средних температур наружного воздуха наиболее холодной пятидневки при зимней скорости ветра 5 м/с и менее должно быть более R"p:
Ru =	> R”p, м2ч (мм вод.ст.)/кг.
Go
Следует обратить внимание, что в нормах до 1973 г. ошибок в нормировании воздухопроницаемости нет. Они появились в более поздних изданиях норм, когда в расчеты ввели требуемое сопротивление воздухопроницанию (R"p ) окон, балконных дверей и
фонарей с размерностью, отличной от Ru =	, м2 ч Па/кг.
Go
В таблице 4.1 показано нормирование воздухопроницаемости окон и балконных дверей жилых и общественных зданий с 1962 г. до настоящего времени. Из нее видно, что в нормах 1973 г. еще присутствовал принцип единоначалия нормирования окон и стен. Требуемое сопротивление воздухопроницанию определялось по формуле:
R"p =£&р , м2-ч (мм вод.ст.)/кг,
где коэффициент £ —	, м2-ч/кг.
Для наружных стен £ = 2 =	, м2-ч/кг, а для окон £ зависит от
температуры наружного воздуха и при /„ =10 °C был равен
£ = _1_ = о 04, м2-ч/кг.
25
В этих нормах воздухопроницаемость рассчитывалась по формуле
и
причем выдерживался принцип нормирования для стен и окон G0<GHn Ru<R"p.
106
Таблица 4.1.
Нормирование сопротивления воздухопроницаемости окон и балконных дверей жилых и общественных зданий
107
В нормах 1979 г. и 1982 г. этот принцип для окон был формально соблю-
ден, так как R =	> Rmp = и G0<GH,	(4.1)
где размерность /?„ и R^v одинаковая, м2 ч-Па /кг.
Ошибка нормирования заключается в различном выборе единицы измерения сопротивления^оздухопроницанию. Для стен она — м2-ч Па/кг, для окон - м2-ч Па /кг
Если при Др = 50 Па воздух проходит через стык стены или окна, воздухопроницаемость которого составляет С«=1кг/м2, то сопротивление воздухопроницанию для стены будет
А	%
% =---= 50 м2чПа/кг, а для окна	=13м2чПа2/3/кг
Go	' G0
Это противоречит здравому смыслу, хотя при Др=1Па сопро
тивления воздухопроницанию окна и стены равны.
Нормы 1982 г. согласно п.57 обязывают принимать “Сопротивле-
ние воздухопроницанию световых проемов по приложению 10”. В приложении 10 сопротивление воздухопроницанию указано или при Др=1 Па или при Др=10 Па (Др=1 мм вод.ст). Поэтому сравнивать Ru и R"'1 только при 1 Па или 10 Па неправомерно, так как формула (4.1.) заранее предполагает, ято воздухопроницание Go будет изменяться пропорционально Др/3 . В этом случае для всех Др сопротивление воздухопроницанию будет постоянной величиной. Если показатель фильтрации для Ru будет другим, то пользоваться формулой (4.1.) нельзя, так как размерности Ru и R"'1’ будут различными.
Размерность и величина определяемая СНиП П-3-79** изданий 1986, 1995 и 1998 гг., изменилась и равна:

м2 ч /кг,
где Др/г= 1 ОПа — разность давления воздуха, при которой определяется сопротивление воздухопроницанию Ru.
Глобальная ошибка этих норм заключается в том, что сознательно из понятия сопротивления удален градиент движущей силы, который оказывает сопротивление. В нашем случае это градиент давления Др.
Представьте себе, если бы мы для окон ввели понятие «требуемое сопротивление теплопередаче» с единицей измерения м2/Вт, т.е.
1 ДГ |
— ---- , м2/Вт,
\тр
108
где Д/о=10°С — разность температур, при которой определяется сопротивление теплопередаче Rn. Без градиента давления или температуры сопротивление теряет смысл и все физические законы, открытые учёными, становятся недействительными.
В приложении 10 к различным изданиям СНиП “Строительная теплотехника” для окна с тройным остеклением в раздельно-спаренных переплетах и двумя уплотнительными притворами из пенополиуретана приведена численная величина сопротивления воздухопроницанию (табл.4.2).
Таблица 4.2.
Приложение 10* к СНиП “Строительная теплотехника” для окон с тройным остеклением в раздельно-спаренных переплетах
Год издания норм	Величина сопротивления воздухопроницанию, R,,	Размерность
1962	0,182	м^ч (мм вод.ст.укг
1979	0,44	2 ,	.М м=ч (мм вод.ст.) /кг
1982	2,0 0,44	м ч Па /кг м^ч (мм вод.сг.) /кг
1986	0,44	м2-ч Па/кг
1995	0,44	м ч Па /кг, приЛд=10Па
1998	Приложение 10* исключено	
Из таблицы видно, что одна и та же величина сопротивления воздухопроницанию 0,44 имеет различную размерность. Причем в издании норм 1986 г. размерности R"p и Ru не совпадают. Следовательно, для конструкции окна в раздельно-спаренных переплетах воздухопроницание при Др=Др(/=10Па должно быть одинаково. Однако, по нормам 1982г.,
7? _	0,44=-----, Со=1О,4кг/м2-ч,
" Go Go
по нормам 1995г.
_ 1 (Y3 _.. if
R =— —, 0,44=— —
(70Ы
60=2,Зкг/м2-ч.
Предположим, что при Др=50Па воздухопроницаемость окна составляет 10кг/м2-ч. Тогда по СНиП П-В.6-62
R = — = — =5м2-ч-(мм вод.ст.)/кг=50м2 ч-Па/кг, Go 10
109
по изданию норм 1982г
(bpY 50х , о 2 „ 2/3, - -—— —-------=1,3м2ч Па /кг,
10

а по нормам 1998 г -
1 ( 50
— —	=0,29 м2ч /кг.
юно;
Вывод: несоблюдение законов теории размерностей приводит к ошибкам при расчете и нормировании воздухопроницаемости.
В СНиП “Отопление, вентиляция и кондиционирование” [190] расход поступающего воздуха в помещение G, кг/ч, через неплотности наружных ограждений определяется по формуле (приложение 10)
G = 0,216^ /•Л/'-’/Л + £г,О.(дрДр J" +
+ 345б£ F3 Др0’5 + 0,5]Г / Др/Др0 ,	(4.2)
где F/, F2 — площади наружных ограждающих конструкций, м2, соответственно световых проемов и других ограждений;
F3 - площадь щелей, неплотностей и проемов в наружных ограждающих конструкциях;
Ru - сопротивление воздухопроницанию;
I - длина стыков стеновых панелей, м.
В формуле (4.2) не только ошибка СНиП “Строительная теплотехника”, разобранная выше, но и немало новых. Основными из них являются следующие:
-	в каждом из четырех членов формулы (4.2) расход воздуха в зависимости от Др изменяется по различным законам. В первом члене G зависит от Др пропорционально степени:
Др0 67 _ Др0'67 gq
Ru Ьр ° Др0”’
во втором - bp**'61, в третьем пропорционально Др0,5 и в четвертом пропорционально Др;
-	формула (4.2) записана без учета требований СНиП “Жилые здания” и других нормативных документов. Расход воздуха, рассчитанный по формуле (4.2), будет в 2-5 раз меньше необходимого для соблюдения санитарно-гигиенических норм и требований СНиП “Жилые здания”, а мощность отопительных приборов окажется недостаточной, чтобы обеспечить нормальную температуру внутреннего воздуха Z„=20°C при расчетной температуре наружного воздуха наиболее холодной пятидневки tH.
ПО
В московских строительных нормах МГСН 2.01-99 “Энергосбережение в зданиях” отражены не только ошибки предыдущих норм, но искажены метод и методика расчета воздухопроницаемости светопрозрачных ограждений.
В п.3.3.7 московских норм записано, что воздухопроницаемость ограждающих конструкций зданий G должна быть не более нормативных значений G,„ указанных в табл. 12* СНиП П-3-79*, т.е. при любых значениях Др разность давлений зависит от температур наружного и внутреннего воздуха, от расчетной скорости ветра и от этажности здания.
Однако согласно п.3.6.3 г “нормативная воздухопроницаемость светопрозрачных конструкций принимается по табл. 12* СНиП П-3-79* при Др=10Па.
Таким образом, нормативная воздухопроницаемость не зависит от этажности здания и климатического района строительства, что противоречит здравому смыслу.
Принимая в московских нормах Др=ДрЛ и Go при &р=&ро, мы получаем /?„> R"p или G*’° < G°’°
В последнем уравнении искажен физический смысл нормирования воздухопроницаемости светопрозрачных ограждений (ограничение проникновения в помещение воздуха больше заданной величины при любом Др, а не только при f\p~^po). Поэтому московские нормы стимулируют применение «дырявых окон».
Так, например, в табл.4.3 показаны результаты сертификационных испытаний оконного блока системы “GOLD 600” производства ООО “Техноком” (протокол сертификационных испытаний НИ-ИСФ №327 от 7 июля 1999 г).
Результаты испытаний показали, что при До=Д/лг= 1 ОПа воздухопроницаемость оконного блока равна G^’" =5,0кг/м ч и, следовательно, они соответствуют московским нормам, так как G^" = поскольку в табл. 12* СНиП П-3-79* (7„=5,Окг/м-ч. Однако российским нормам СНиП П-3-79* не соответствуют, потому что для 12-ти этажного здания при /,,=-26°С и v=5m/c Др=50Па и
R <R"'P; и н “
1 <50^
12,87 (10 J
~5U0j
; G(pGn-, 12>5кг/м ч.
Ill
Таблица 4.3.
Результаты испытаний воздухопроницаемости по ГОСТ 25891-83 на установке НИИСФ оконного блока производства
ООО “ТЕХНОКОМ”
Заполнение оконного блока	Перепад давлений Ар, Па	Расход воздуха Q, м3/ч	Воздухопроницаемость G=5,0, кг/м2 1ч.	Коэффициент воздухопроницаемости i=G/Ap", кг/м2ч
	50	5,98	12,87	1,44
Оконный блок в алю-	100	8,86	19,07	1,45
миниевых	150	10,98	23,63	1,43
переплетах	200	12,90	27,77	1,43
с двухка-	250	14,40	30,99	1,41
мерным стеклопаке-	300	15,65	33,69	1,38
том СПД 4-	350	17,14	36,89	1,39
6-4-6-4 мм	400	18,50	39,82	1,39
площадью 0,57 м2	450	19,49	41,95	1,37
	500	20,82	44,81	1,38
Среднее				1,41
Расчеты основных характеристик воздухопроницания оконного блока выполнены согласно требованиям ГОСТ 25891-83:
Показатель режима фильтрации п=0,56
Уравнение фильтрации воздуха через оконный блок G=l,41-Ap036. Воздухопроницаемость оконного блока при разности давлений на наружной и внутренней поверхностях Др=10Па составляет С=5,0кг/м2ч.
Вторая грубая ошибка МГСН 2.01-99 состоит в том, что при сравнении “требуемого сопротивления воздухопроницанию”
Rmp = —
м2-ч/кг
рекомендуется применять показатель фильтрации светопрозрачной конструкции, полученный в результате сертификационных испытаний.
Сравнивать эти две формулы можно только при t\p=kp0 или при и=2/3, хотя размерность в Ru и Р одинакова, но размер самой единицы измерения различен. Так, например, при и=0,5
Rm,,=
(\ 0,5 z	\0,17
Ар 1 [ Др |
Ы	J
2
, м -ч/кг,
1 ( Ар
, м2-ч/кг,
112
и сравнивать эти формулы нельзя (кроме Др=Дро), так как
В ГОСТ 25891-83 “Методы определения сопротивления воздухопроницанию ограждающих конструкций” воздухопроницаемость определяется по формуле:
Go = i0Apn, кг/м2-ч,
где io — коэффициент воздухопроницаемости конструкции в кг/м2чс>аПа.
Первая ошибка заключается в том, что левая и правая части уравнения имеют различную размерность. Вторая ошибка относится к рис.4, на котором изображена зависимость Go от Др и отрезок, отложенный по оси ординат, является воздухопроницаемостью 60=3,9кг/м2-ч, при Др=1даПа, а не коэффициентом воздухопроницаемости io при Др«= Idalia. Чтобы этот отрезок был коэффициентом воздухопроницаемости при Дро=1даПа, необходимо построить график зависимости коэффициента воздухопроницаемости i, кг/м2-чдаПа от Др, dalla. Определить сопротивление воздухопроницаемости ограждающих конструкций по формуле
1	2
R = —, м -чдаПа/кг
4
при различных значениях Др нельзя, поскольку последняя зависимость правомерна только для одной точки, когда Др=Дрд= ЮаПа. Таким образом, ГОСТ 25891-83 не дает ответа, каким методом можно определить сопротивление воздухопроницанию при любом значении Др
4.3.	Метод и методика расчета воздухопроницаемости [177]
4.3.1.	Метод расчета
В 18 веке трудами двух знаменитых ученых Леонарда Эйлера (1707-1783) и Даниила Бернулли (1700-1782) было положено начало научной гидродинамике и, в частности, аэродинамике. Ими даны общие уравнения движения газов и сформулирован закон сохранения массы, который был установлен в общем виде Михаилом Ломоносовым (1711-1765).
Задачу прохождения воздуха через материал или ограждающие конструкции зданий тогда только можно считать решенной, когда в
113
каждой точке пограничных слоев конструкции и в самой конструкции будут определены давления, скорости и другие действующие силы и характеристики. Основоположником такой современной аэродинамики является Н.Е. Жуковский, создатель Центрального аэрогидродинамического института (ЦАГИ), у которого глубина теоретических исследований сочеталась с практическими и лабораторными исследованиями.
Воздухопроницаемость и теплопередача через ограждающие конструкции здания тесно связаны между собой. К сожалению, аэродинамика, широко применяемая в авиации и других областях техники, не проникла глубоко в область строительства. В результате мы имеем несовершенные строительные нормы, методы и методики расчета, которые приводят к перерасходу топлива и энергии, к дискомфортным условиям в рабочей зоне помещения, к простудным заболеваниям.
Метод расчета передачи тепла от одной воздушной среды (горячей) к другой (холодной) через ограждающую конструкцию базируется на уравнении:
q =	=	(4.3)
где q - удельный тепловой поток, к - коэффициент теплопередачи, 4, tH - соответственно температура внутреннего и наружного воздуха.
Метод расчета передачи массы воздуха от одной воздушной среды к другой через ограждающую конструкцию, стыки, сыпучие материалы также базируется на аналогичной по написанию и содержанию формуле:
Go — il\p, кг/м2ч,	(4.4)
где Go - воздухопроницаемость (удельный расход воздуха),
i - коэффициент воздухопроницаемости, кг/м2-ч-Па;
Др - разность давлений воздуха на наружной и внутренней поверхностях материала, конструкции, Па.
Физическая сторона процессов теплопередачи и фильтрации воздуха через материалы, изделия и конструкции определяется сложными явлениями, которые тесно связаны между собой. Теория размерностей, теория подобия и теория пограничного слоя устанавливают взаимовлияние процессов теплопередачи и аэродинамики. Коэффициенты теплопередачи и воздухопроницания в формулах (4.3) и (4.4) являются только количественными, чисто расчетными характеристиками, необходимыми для простых инженерных расчетов.
114
В 1763г. М.В. Ломоносов разработал теорию естественного движения воздуха, обусловленного разностью удельных весов холодного и теплого воздуха. В изолированных помещениях зданий даже при наличии разности удельных весов воздух может оставаться неподвижным. Например, воздух будет неподвижен, если стены помещения теплоизолированы, а температура потолка выше температуры пола.
Движение воздуха в помещении возникает, если пол будет теплее потолка или одна из стен будет теплее (холоднее) потолка или пола, т.е. возникает пара гравитационных сил, которая приведет всю систему в движение. В помещениях зданий, в которых имеются отверстия в ограждающих конструкциях, естественная вентиляция возникает из-за разности давлений между внутренним и наружным воздухом, непосредственно примыкающим к поверхностям ограждений. Давление на внутренней поверхности ограждения может быть меньше, чем на наружной. В этом случае движение воздуха будет направлено внутрь помещения (инфильтрация). И наоборот, когда давление в помещении выше наружного, возникает эксфильтрация, т.е. движение воздуха через ограждение из помещения на улицу.
Разность давления воздуха на наружной и внутренней поверхностях ограждения складывается из двух величин: разности давления ph обусловленной действием гравитационных сил (тепловой напор), и разности давлений ри=ргР« (Pi - давление на наружной поверхности ограждения в результате превращения кинетической энергии ветра в потенциальную энергию при взаимодействии его со зданием, р„ - давление в помещении или на внутренней поверхности ограждения), обусловленной взаимодействием ветра с ограждающими конструкциями здания
Д/? = Др, +Ьри.
4.3.2.	Расчет Лр при скорости ветра и=0
На рис.4.1 показана схема вентиляции помещения при скорости ветра w=0. В этом случае р=р, и вентиляция помещения наружным воздухом осуществляется через притворы оконного блока. Нагревательный прибор установлен под окном, и возникающая над ним восходящая струя теплого воздуха нагревает холодный воздух, проникающий в помещение через нижнюю половину окна, и компенсирует теплопотери наружного ограждения (стена+окно).
Около холодной наружной поверхности ограждения образуется ниспадающая струя холодного воздуха, которая также взаимодействует с восходящей струей воздуха от нагревательного прибора.
115
Рис. 4.1. Схема вентиляции помещения при скорости ветра и—О, Если построить кривую изменения давления по высоте помещения, то можно увидеть, что из-за разности удельных весов у ограждения наружного и внутреннего воздуха внизу окна р будет иметь максимальную величину piw Холодный воздух, проникая в помещение, выдавливает теплый воздух наружу. На середине помещения разность давления Др=0 (нейтральная зона).
На любом расстоянии х от нейтральной зоны разность давления воздуха при тепловом напоре определяется по формуле:
Ар =4г„-г.)-	(4.5)
где /„ и -соответственно разность удельных весов на наружной и внутренней поверхностях ограждения, Н/м3.
В нейтральной зоне внутреннее давление помещения соответствует атмосферному даалению наружного воздуха.
Максимальная разность давлений Дд, при инфильтрации через ограждающие конструкции равна:
Лр^=М/.-Г.)-
При эксфильтрации
=(н-*Хг.-х).
расположение нейтральной зоны зависит от площадей нижнего и верхнего отверстий, через которые воздух поступает и уходит из помещения. Если площадь ннжнего отверстия меньше площади
116
верхнего, то нейтральная зона h> 0,5Н, если площадь нижнего отверстия будет больше верхнего, то нейтральная зона h<0,5H
Согласно СНиП П-3-79* «Строительная теплотехника» [192], нейтральная зона расположена на расстоянии й=0,55Н, м и
АР,"1=0.55Я(/,
Удельные веса наружного и внутреннего воздуха зависят от температур lH, t„ и определяются по формуле [192]:
3463 Z*' 273
Таким образом, из формулы (4.5) видно, что при отсутствии ветра максимальная (расчетная) величина разности давления возрастает с увеличением высоты помещения и разности температур между наружным и внутренним воздухом. Эта формула справедлива и при расчете многоэтажных зданий. В таком случае нейтральная зона перемешается вверх, а величина Н яаляется высотой здания.
В табл.4.4 при температуре внутреннего воздуха 4=20°С и высоте одного этажа 3 м приведены значения разницы давлений Ар"^. в зависимости от температуры наружного воздуха
Таблица 4 4
Значения Ар^ в зависимости от температуры наружного воздуха fM
»«,°с	0	-5	-10	-15	-20	-30	-50
У„,Н/м5	12,68	12,92	13,16	13,42	13,69	14,25	15,53
АР,™.. Па	1,4	(.«	2,2	2,6	3,1	4,0	6.1
Если высота здания Н, то максимальная разность давлений рассчитывается по формуле
Ар-=(я/з)лр;Х.	(4.6)
где Н-,=Зм высота этажа.
4.3.3.	Расчет Ар при разности температур ЦА„=О
При одинаковых температурах наружного и внутреннего воздуха разность давлений Ар зависит только от скорости ветра
Ар=Ар„.
117
В этом случае на величину др влияет направление и скорость ветра, геометрические размеры и форма здания, планировка города или поселка и др. факторы. На рис. 4.2. показана схема вентиляции помещения одноэтажного здания при воздействии на него ветра. Воздух с наветренной стороны здания через оконные притворы входит в помещение и через оконные притворы с заветренной стороны здания выхо-дит наружу. На наружной наветренной поверхности здания создается избыточное (по отношению к давлению в здании) давление, а на наружной заветренной стороне давление воздуха ниже давления воздуха в здании.
Избыточное давление дри для потенциального (безвихревого) стационарного потока идеальной (без учета вязкости) жидкости можно определить из уравнения Бернулли:
ри1
-2 + /*+Ра=Р,, риг
где -----скоростной (динамический) напор;
у z - геометрический напор;
рх - полный напор;
ра - атмосферное давление.
При отсутствии массовых сил уравнение Бернулли запишется в виде: л	Р1?
^и=Р-Ра=—2^
т.е. динамический напор (кинетическая энергия ветра) полностью переходит в потенциальную энергию давления.
Рис. 4.2. Схема вентиляции помещения одноэтажного здания при воздействии на него ветра
118
В действительности, кинетическая энергия ветра не полностью перейдет в потенциальную энергию давления. Часть ее будет потеряна в результате интенсивного перемешивания воздуха около здания (вихревого движения), вследствие чего произойдет необратимое превращение механической энергии в тепловую. Другая часть, при движении в пристенном пограничном слое около стенки, частично перейдет в потенциальную энергию давления.
Рассмотрим схему обтекания здания ветром. В плане здание имеет форму параллелепипеда, и наветренная сторона его взаимодействует с ветром под прямым углом (рис.4.3). При обтекании здания ветром выделим пять бесконечно малых струек воздуха. Струйка воздуха 1 взаимодействует непосредственно со зданием под прямым углом в точке 5) и ее кинетическая энергия полностью переходит в потенциальную энергию давления:
Др""* = £!L. л иглах
Струйка воздуха 2 разворачивается около стены здания, движется вдоль ее и взаимодействует с землей в точке S2. В результате справа от нее образуется вихревая застойная зона 3/, а слева застойная зона меньших размеров 5г- Струйка воздуха 3 также разворачивается около стенки здания и движется вверх, затем огибает его и взаимодействует с покрытием здания в точке S3. Справа от точки S3 образуется застойная зона З3. Струйка воздуха 4 огибает покрытие здания и взаимодействует с землей в точке S4 и между ней и заветренной стороной здания образуется вихревая зона 34. На струйку воздуха 5 здание не оказывает никакого влияния.
При обтекании здания ветром изменение локального давления на
Рис. 4.3 Схема обтекания здания ветром
119
его поверхностях зависит от аэродинамических коэффициентов к, которые представляют безразмерные величины, характеризующие долю от полностью заторможенного ветрового потока воздуха, т.е.
k = &Ри /&Ри тах •
На рис.4.4 показана схема обтекания здания с наветренной стороны. Найдем распределение давления между точкой полностью заторможенного потока S/ и точкой А. Из теории пограничного слоя [221] известно, что при натекании потока воздуха на поверхность, расположенную перпендикулярно к потоку, образуется пристенный пограничный слой. В этом пристенном пограничном слое в сечении I-I скорость v изменяется от нуля до максимальной величины vmax. В точке S/ скорость tw=0, а в точке А она может быть больше скорости и (ртш>и), и тогда в этом месте образуется разрежение
Запишем для сечения 1-1 уравнение Бернулли:
= Р„ - Ра = ~~ + Р,ит,	(4.7)
где рпот - потеря давления за счет трения воздуха о поверхность здания и воздуха о воздух в пограничном слое (превращение части кинетической энергии ветра в тепловую).
В первом приближении в интервале изменения x-Si до х-Н безразмерную скорость цпах =t>max/w можно выразить прямой
Тогда при х = S1 vmwc=0, а при х=Н umax = 1 (o=w). Подставив (4.8) в уравнение (4.7) и учитывая, чторпот=0, получим:
///////////////////////
Рис. 4.4. К расчету с наветренной стороны здания
120
z	\2
. =£WJ H-x 2
Разделив последнее уравнение на Др""хх, найдем:
( Н-тЛ* Ьрш'ф1Ьртф =	.
г и / г и щах	j_r qi
1
Следовательно Ьр™‘ф - к^р'"'^ = к ,
к =
где
H-S,
- безразмерный локальный аэродинамический
коэффициент, показывающий, какая часть кинетической энергии ветра перешла в потенциальную энергию давления.
В табл.4.5 приведены расчеты локальных аэродинамических коэффициентов и перепада давления /5р”‘ф при высоте здания 30м, скорости ветра н=5м/с, когда точка Si полностью заторможенного потока ветра расположена от земли на расстоянии 57=3-4 5м.
Таблица 4.5.
Локальные аэродинамические коэффициенты и перепады давления &р™ф
Высота здания, м	5/=Зм		S)= Юм		S/— 15м	
	к	Др,"*. Па	к	Др,”*.Па	к	Др,"*.Па
3	1	16,2	-	-	-	-
10	0,55	8,9	I	16,2	-	-
15	0,31	5,0	0,75	12,1	1	16,2
20	0,14	2,3	0,50	8,1	0,66	10,7
25	0,034	0,6	0,25	4,1	0,33	5,3
30	0	0	0	0	0	0
Из таблицы видно, что &р""ф при удалении от критической точки Si быстро падает и при х=Н становится равным нулю.
Средняя величина аэродинамического коэффициента в интервале изменения х от S/ до Н определяется по формуле:
121
н
2
dx.
Среднюю величину аэродинамического коэффициента к для всей наветренной поверхности здания из-за отсутствия достоверных лабораторных и натурных исследований определить невозможно.
Наши ориентировочные расчеты показывают, что средний аэродинамический коэффициент для всей поверхности здания находится в пределах кзд = 0,55 + 0,65. Средний аэродинамический коэффициент по данным [49] с наветренной стороны здания равен кзд = 0,8.
Для расчета средней величины разности давлений на наружной и внутренней поверхностях авторы монографии [49] предлагают формулу:
к +k, ри1
Ри ~ 2 ' 2 ’
где кх и к2- средние аэродинамические коэффициенты на наветренной и заветренной сторонах здания, которые равны для наветренной стороны кх = 0,8, для заветренной - к2 = -0,4.
В этом случае при температуре наружного воздуха 0°С .	0,8+ 0,4 ри1 ... 2
До =	-	= 0,04м .
"22
(4-9)
Формула (4.9) получена из условия рассмотрения вентиляции помещения при сквозном проветривании (рис.4.2), когда воздух входит в помещение с наветренной стороны, а выходит с заветренной. В этом случае средняя величина давлений (Py+P^ZZ больше атмосферного давления. Нами рассмотрен случай, когда атмосферное давление наружного воздуха и внутреннего равны между собой. Этот случай чаще всего встречается в практике строительства. Давления воздуха в помещении и на внутренних поверхностях ограждающих конструкций тоже равны между собой.
Если принять, что средний аэродинамический коэффициент на наветренной стороне здания равен кзд = 0,6, то тогда можно применить формулу СНиП П-3-79* «Строительная теплотехника»
= 0,03/У.	(4.10)
С заветренной стороны здания средний аэродинамический коэффициент можно принять равным ка - -0,4. Тогда будет наблюдаться эксфильтрация воздуха, так как давление наружного воздуха будет меньше внутреннего:
Др^=-0,02/Х.	(4.11)
122
4.3.4.	Расчет Ар при разности температур te-tH>0
и скорости ветра и>0
Такой случай наблюдается в одно-многоэтажных зданиях с естественной вентиляцией и вентиляционными шахтами. В таких помещениях количество входящего в помещение наружного воздуха равно количеству удаляемого отработанного воздуха. Подобное явление также может быть и при организации механической приточно-вытяжной вентиляции, когда расходы воздуха по притоку и вытяжке одинаковы.
Для определения общего давления, вызванного разностью температур наружного и внутреннего воздуха и скоростью ветра, пользуются формулой:
Др = Др,+Дри, которая для наветренной стороны здания с учетом формул (4.6) и (4.10) приобретает вид:
Ьр = 0,55Я(/„ -/в)+0,03/У,	(4-12)
При расчетах Д/> с заветренной стороны здания необходимо учитывать формулы (4.6) и (4.11):
Ьр = 0,55Я(/„ -/в)-0,02/Л2.	(4.13)
Зависимости (4.12) и (4.13) приведены для расчета Д/> помещения первого этажа. Для поэтажного расчета разницы давлений Д/? можно пользоваться формулами:
-	наветренная сторона здания
Др = 0,55(Я-хХ/,-г,)+0,03/У
-	заветренная сторона здания
Др = 0,55(Я - хХ/, - г.)- 0,02г.и1
Здесь х - расстояние от нулевой отметки до н-го этажа.
В действительности расчет разности давлений на наружной и внутренней поверхностях носит весьма приближенный (условный) характер. Это связано с тем, что, с одной стороны, температура наружного воздуха в течение отопительного периода изменяется в широких пределах (от 48 °C, до 4=50 °C), а, с другой стороны, стационарный лобовой обдув здания ветром также непостоянен и, следовательно, средние аэродинамические коэффициенты на каждой стороне здания непрерывно изменяются в зависимости от множества факторов и, в частности, изменения скоростей и направления ветра, формы и этажности здания, факторов застройки микрорайона, ландшафта застройки.
123
4.4.	Теоретические исследования воздухопроницаемости [164]
При естественной вентиляции воздушный режим здания зависит от воздухопроницаемости строительных материалов, конструкций и стыков. Строительные материалы и конструкции, как правило, капиллярно-пористые тела или имеют щели, через которые поступает наружный воздух в помещение. При полной герметизации помещения человеку грозит летальный исход. При недостаточном поступлении наружного воздуха в помещение он подвержен болезням и преждевременной смерти.
В России при строительстве жилых зданий, как правило, применяется естественная вентиляция, существенным недостатком которой является зависимость поступления свежего воздуха в квартиры от перепада давлений и ДрЛ
Количество свежего воздуха в помещении рассчитывается по формуле (4.4). В строительстве закон фильтрации (4.4) строго соблю
дается при расчетах и нормировании для малопроницаемых материалов, изделий и конструкций, когда процесс фильтрации воздуха происходит по ламинарному режиму, т.е. когда существует прямолинейная зависимость расходов воздуха от перепада давлений.
Общие закономерности, присущие различным процессам фильтрации воздуха через стыки, сыпучие материалы, ограждающие конструкции, в том числе и через светопрозрачные, можно вы-
явить исходя из теории аэродинамики.
На воздух, движущийся по неплотностям конструкции, действуют различные по своей природе силы. Это силы тяжести, давле-
ния, трения и инерции. Связь между силами тяжести, давления и
инерции устанавливает уравнение Бернулли:
/И2	/гл
р + — = ра +
2g	2g
(4.14)
где и, ио - скорости движения воздуха у наружной и внутренней поверхностей конструкции;
у - объемная масса;
g ускорение силы тяжести.
При прохождении воздуха через ограждающую конструкцию и истечении его в помещение скорость ио становится равной и<&, и уравнение (4.14) приобретет вид:
уи2
&Р = ---'	(4-15)
2g
Скорость движения воздуха можно выразить через расход
124
u—GofFoj
где Go - удельный расход воздуха, отнесенный к площади Fo. Уравнение (4.15) можно записать в форме:
t\p=constG^.	(4.16)
Уравнение Бернулли применимо для идеальной жидкости. Для реальной жидкости в это уравнение необходимо внести поправку на сопротивление, оказываемое силами трения [143]:
^p=const^Gl,
где — коэффициент потерь.
Коэффициент потерь может быть представлен как сумма коэффициентов потерь на трение воздуха о стенки ограждающих конструкций £тр и трение друг о друга воздушных вихревых потоков, образующихся в местах отрывов пограничного слоя от стенок переплета
^,пр+^.т..
Для ламинарного движения коэффициент трения, согласно [221], равен
_ const _ const ^тр~ Re ~ Go ’ для турбулентного -
_ const
^т>' ~ г; X ' '-’о
Таким образом, не учитывая местные сопротивления между давлением и расходом воздуха, можно установить закономерности:
при ламинарном движении воздуха
Go~consttSp,	(4.17)
при турбулентном — G(f=const(tsp)*n.
Если длина каналов переплета мала, ограждение имеет поворотные колена и на входе острые кромки, то потери давления будут зависеть только от местных сопротивлений. В этом случае £„,р=0, ^M=const,
G(j=const(tsp)x'2 .	(4.18)
Следовательно, уравнение Бернулли, с учетом поправок на сопротивление трения и местные сопротивления, будет иметь вид:
Go = сои5/[(Лр)^ + (Лд)^ ]= сои5/(А/>)^ [1 + (Ар)^4 ].	(4.19)
125
При Др=10 Па значение (Др)1/14 составит 1,18, при 100 Па -(Ар)114=1,8, т.е. в интервале изменения Др = 10Н00 Па максимальное отклонение (Др//14 от среднего значения, составляющего 1.3, не превышает 15%. Поэтому величиной 14-(Др//14 в уравнении (4.19) можно пренебречь и рассчитать воздухопроницаемость по формуле (4.18).
В формулу (4.18) входят величины, численные значения которых зависят от принятых масштабов, т.е. от системы единиц измерения СИ, и являются размерными или именованными величинами.
Уравнение (4.18) можно привести к безразмерному виду. Предположим, что известна при фиксированном значении Др* воздухопроницаемость Go:
Gq = const[&p* Y1 	(4-20)
Разделив (4.18) на (4.20), получим уравнение в безразмерном виде:
В левую и правую части уравнения (4.21) входят величины, численные значения которых не зависят от принятой системы единиц измерения, они называются безразмерными или отвлеченными величинами.
Отметим, что наиболее полезные результаты получаются путем комбинирования теории размерности с общефизическими предположениями.
При турбулентном движении жидкости методы подобия являются основными рабочими теоретическими методами, так как при турбулентности мы не имеем замкнутую систему уравнений и еще не можем сводить задачи механики к задачам математическим. Поэтому в нашем случае главную роль играют экспериментальные методы исследования, устанавливающие простейшие опытные факты.
Выбрав в качестве фиксированного значения Др 10 Па и воздухопроницаемость 60, мы можем построить в безразмерном виде универсальный график зависимости Сг0 от Др/Др. * для всех видов окон (рис.4.5). Анализ результатов показывает, что экспериментальные данные хорошо согласуются с кривой, где показатель режима фильтрации и=0,6, и удовлетворительно - при и=0,5.
Сравнивая формулы (4.4), (4.17) и (4.21), приходим к выводу, что воздухопроницаемость через ограждающие конструкции можно рассчитывать по формулам:
126
Рис. 4.5. Зависимость Gi/G0 от £хр =Др/Др*
• -двойное остекление, двойной уплотнительный притвор;
х - тройное остекление; двойной уплотнительный притвор;
о - четырехслойное остекление, двойной уплотнительный притвор;
V- четырехслойное остекление, тройной уплотнительный притвор; Ф- оконный блок в спаренных переплетах (ГОСТ 11214-86).
Л 1
G„ = / Др = G* —— , кг/(м2ч) (ламинарный режим), 1Др*
Др
Gn=i^p = Gl
, кг/(м2ч) (турбулентный режим),
(4.22)
(4-23)
где (,=/*, кг/(м2ч-Па) - коэффициент воздухопроницаемости представляет постоянную величину, определяемую опытным путем
для ламинарного режима;
кг/(м2-ч-Па)
- переменная величина, определяемая опытным путем для турбулентного режима;
i=G'Jbp*, кг/(м2ч-Па) - постоянный коэффициент, равный отношению воздухопроницаемости при фиксированном перепаде давления.
Сопротивление воздухопроницанию при всех режимах фильтт рации определяется по формуле:
% = — =	,(м2-ч-Па)/кг.	(4.24)
(•(>»>
Если за фиксированную величину перепада давлений принять Др*=1 Па,
127
тогда формула для расчета коэффициента воздухопроницаемости при турбулентном режиме фильтрации воздуха упрощается (/ = G* ):
<,=~^,кг/(м2-ч-Па).
Д//2
Однако перепад давления в Ша нас не устраивает, так как, с одной стороны, это очень маленькая величина (в строительстве перепады давления на один, два порядка выше), а с другой - увеличивается ошибка определения Go и нам необходимо переходить с очень удобного показателя фильтрации п = 0,5 на неудобный показатель п = 0,6.
На рис.4.6 показана зависимость перепада давления Др от этажности здания Н в Москве. Из расчета видно, что при строительстве одно-тридцатиэтажных зданий перепад давления Др изменяется от 10 до 100 Па. Поэтому, чтобы ошибка в расчетах и опытах была
Рис. 4.6. Зависимость перепада давлений Ар от этажности здания т при tH=-28 и скорости ветра у=5м/с.
минимальна и составляла менее 10%, необходимо выбрать фиксированную величину (реперную точку) Др*=30 Па. Тогда формула (4.23) приобретет вид:
,(
G0=ikp = G0 — ,
где Go - воздухопроницаемость при Др*=30Па
/„=0,18-^-..	(4.25)
ДрЛ
Если мы выбираем фиксированную величину Др*=10Па, то максимальная ошибка в расчетах Go составит 15%.
Приведенное сопротивление воздухопроницанию наружного ограждения (стена+окно) можно определить по следующей формуле:
где FCK, F - соответственно площади поверхности светопрозрачной (окна, фонари) и непрозрачной (стены, покрытия) частей наружного ограждения, м2;
128
Rnce, Rump ' соответственно сопротивления воздухопроницанию светопропускающей и непрозрачной частей наружного ограждения, м2-ч-Па/ кг.
Сопротивление воздухопроницанию светопрозрачной и непрозрачной частей наружного ограждения при турбулентном режиме фильтрации воздуха с учетом формул (4.24), (4.25) определяется по формулам:
1 Дп^
при Др*=30 Па R,} = - = 5,6,
1
ДтЛ
при Д/>*=10 Па	R,,	} = 3,16 —г-,
Go
при Ьр*= 1 Па	R„ }	.
Ч>
Если непрозрачная часть наружного ограждения состоит из нескольких слоев, а фильтрация воздуха в них происходит либо по ламинарному режиму, либо турбулентному, то сопротивление воздухопроницанию рассчитывается по формуле

(4.26)
<4)1^
где Дрь Ддг, Ддз — условные перепады давления, определяемые по формуле:
(4-27)
Приведенная величина воздухопроницаемости наружного ограждения (стена+окно) определяется из соотношения:
(4.28)
Таким образом, разработанный метод и методика расчета воздухопроницаемости ограждающих конструкций дают возможность переработать СНиПы и ГОСТы и привести их в соответствие с теорией размерностей, теорией подобия и физическими процессами, происходящими при фильтрации воздуха.
5 - 870
129
4.5.	Экспериментальные исследования воздухопроницаемости непрозрачных материалов и конструкций
Воздухопроницаемость строительных материалов, конструкций и стыков условно можно разделить на три группы: непроницаемые, малопроницаемые и проницаемые. К непроницаемым материалам можно отнести рубероид, стекло, металл. Малопроницаемыми материалами и конструкциями следует считать изделия, воздух в которых перемещается по ламинарному режиму. В таких материалах и конструкциях воздухопроницаемость при Др=10 Па составляет менее Go<0,5 кг/(м2ч). К ним можно отнести кирпич и кирпичную кладку, цементную штукатурку. К проницаемым материалам и конструкциям относятся окна, двери, известняк-ракушечник, древесноволокнистые плиты, кладки из легкобетонных камней, т.е. материалы и конструкции, воздухопроницаемость которых при Др=10 Па более 6„>0,5кг/(м2ч). Следует отметить, что в современных кон-струкциях окон, имеющих поворотно-откидные системы и двойной или тройной уплотнительный притвор, их воздухопроницаемость зависит от регулировки системы притвора. Поэтому G,, может составлять больше или меньше 0,5кг/(м2ч).
Несмотря на то, что в литературе по теме имеются серьезные работы наших ученых [30, 96, 182], но воздухопроницаемость многих строительных материалов и конструкций (кроме окон) плохо изучена. Это связано, с одной стороны, с появлением новых материалов и конструкций, а с другой - с использованием недостаточно корректных методик исследования и экспериментальных установок. Так, при больших расходах воздуха, проходящего через крупнопористые материалы, следует ожидать появление турбулентного режима. При этом расход воздуха должен изменяться пропорционально Др", но во всех нормативных документах он пропорционален разности давлений в первой степени.
С переходом на применение легкобетонных и теплоизоляционных материалов, воздухопроницаемость которых велика, эта проблема приобрела особое значение. При реконструкции зданий из этих материалов надстраиваются дополнительные этажи, которые часто продуваются, выхолаживаются при скорости ветра, равной или выше нормативного значения. Сейчас разработаны и широко применяются новые строительные материалы. Однако при сертификационных испытаниях определяются различные их характеристики, кроме показателя, связанного с воздухопроницаемостью.
Сегодня проектировщик не в состоянии выполнить требования норм (СНиП П-3-79 «Строительная теплотехника», табл. 12*) по ог
130
раничению воздухопроницаемости наружных стен, перекрытий и покрытий гражданских и производственных зданий.
Причина заключается в том, что в Приложении 9* «Сопротивление воздухопроницанию материалов и конструкций» величина /?и*,м2 ч Па/кг для различных материалов и конструкций представлена при перепаде Др*=1 Па и фиксированных толщинах. Кроме того, строительные нормы требуют рассчитывать по ламинарному режиму все малопроницаемые (ламинарный режим) и проницаемые (турбулентный режим движения воздуха) материалы и конструкции стен. Недостатком Приложения 9* является тот факт, что при различных толщинах материала или конструкций их сопротивления воздухопроницанию должны быть разными, а не постоянными.
Например, для толщин 50-100 мм пенополистирола согласно Приложению 9*, Ru=19 м2чПа/кг. В то же время, если условно толщину 100 мм разделить на две по 50 мм, тогда Ru для <5=100 мм будет равно:
Ru = ЯИ1 + /?и2 = 79 + 79 = 158 м2чПа/кг.
С учетом выявленных недостатков нами предложены табл. 4.6 и 4.7, в которых переработаны результаты экспериментальных данных, приведенных в приложении 9 СНиП П-3-79 «Строительная теплотехника» издания 2000 г.
В табл.4.6 представлены экспериментальные результаты для ламинарного течения воздуха через материалы, изделия и конструкции. Зная толщину материала и конструкции <5 и сопротивление воздухопроницанию R*u при Д/?*=1Па (Приложение 9* [192]), можно для рассматриваемого материала или конструкции сначала определить постоянный коэффициент j=8!R*u, затем коэффициент воздухопроницаемости г- j/8 = 1/R*u . Воздухопроницаемость (удельный расход воздуха, проходящего через материал или конструкцию) определяется по формуле:
Go=i/ip, кг/(м2 ч).
В табл.4.6 воздухопроницаемость материалов и конструкций при ламинарном режиме (6й<0,5кг/м2ч при Д/т= 10 Па) дана для двух перепадов давления Др=10Па и Д=100 Па.
В табл.4.7 выделены материалы и ограждающие конструкции с высокой воздухопроницаемостью (С„>О,5кг/м2ч при Д/?=10 Па, турбулентный режим). Воздухопроницаемость определялась по формуле (4.23).
131
5*
Сопротивление воздухопроницанию Rm постоянный коэффициент у, коэффициент воздухопроницаемости i и воздухопроницаемость G„.
Материалы и конструкции	Толщина слоя, мм	Сопротивление воздухопроницанию 7?„*,м2чПа/кг	Коэффициент /м-чПа/кг	Коэффициент воздухопроницаемости, /,М'Ч Па/кг	Воздухопроницаемость G„ при Др,Па	
					10	100
1 .Бетон сплошной (без швов)	100	19620	5,1 10 -б	5,1 10’5	0,0005	0,005
2,То же	50	9810	5,1 10 -б	1,0 ш4	0,001	0,01
3.Фанера клееная (без швов)	3	2940	10’6	3,4 10-4	0,003	0,03
4.То же	10	10000	10’6	10 ’5	0,0001	0,001
5.Листы асбестоцементные с заделкой швов	6	196	3,1 10-5	5,1 10’3	0,05	0,51
б.Толь	1,5	490	3,1 10’6	2,0 10 ’3	0,02	0,2
7.Пенобетон автоклавный (без швов)	100	1960	5,1 10 '5	5,1 10 4	0,005	0,05
8.Пенобетон неавтоклавный	100	196	5,1 10	5,1 10 3	0,05	0,51
9.Керамзитобетон плотностью 1100-1 ЗООкг/м3	250	390	6,1 10 4	2,6 10’3	0,03	0,26
Продолжение таблицы 4.6
Сопротивление воздухопроницанию Rm постоянный коэффициент/, коэффициент воздухопроницаемости i и воздухопроницаемость GB.
Материалы и конструкции	Толщина слоя, мм	Сопротивление воздухопроницанию Т?„*,м2чПа/кг	Коэффициент /м-чПа/кг	Коэффициент воздухопроницаемости, /,м-ч Па/кг	Воздухопроницаемость Go при Др,Па	
					10	100
Ю.То же	450	590	7,6 10	1,7 10’3	0,02	0,17
11.То же, 1000 кг/м3	250	53	4,7 10'3	1,9 10’2	0,19	1,9
12.То же, 1000 кг/м3	400	80	5,0 10 ’3	1,3 10 ’2	0,13	1,3
13 .Пенополистирол	50	79	5,0 10 ’3	1,3 10 ’2	0,13	1,3
14.Шлакобетон сплошной (без швов)	100	14	7,1 10'3	7,1 10’2	0,71	7,1
15.То же	400	56	7,1 10 ’3	1,8 10’2	0,18	1,8
16.Штукатурка цементнопесчаным раствором по каменной или кирпичной кладке	15	373	4,0 10 ’5	2,7 10’3	0,027	0,27
17. Кирпичная кладка из сплошного кирпича на цементно-песчаном растворе	250	18	1,4 10’2	5,6 10'2	0,56	5,6
18. То же	510	-	1,4 10~2	5,6 10’2	0,27	2,7
I
И'
j:p
;|J,i
Таблица 4.7 Сопротивление воздухопроницанию и воздухопроницаемость прн различных значениях Др	Воздухопроницаемость, кг/м2ч при АР, Па	100	1,52	5,28	ОО т-Н	2,43	1,58	12,7	1,58	2,24	15,8	2,43	1,86	0,60
		С мп	1,07	еп	1,2	1,72	1,12	8,96	1,12	«/у	11,2	1,72	1,32	0,42
		о 1	0,48		1,67	0,56	0,77	0,5	4,0	0,5	0,71 I	vn	О	0,59	Os о
	Сопротивление воздухопроницанию Ru*, м2ч Па/кг		С1		оо г-Н	н	О (N	2,5	О еч			н	т—<	со
	Толщина слоя 8, мм 	1		100	500	250	400	•	МП	о	1	°°L	О	250	400	250
	Материалы и конструкции		1.Газосиликат сплошной (без швов)	2.Известняк ракушечник	3.Кирпичная кладка из сплошного кирпича на цементнопесчаном растворе	4.Кладка из легкобетонных камней на цементнопесчаном растворе	5.Обои бумажные обычные	6.Обшивка из фибролата или из древесно-волокнистых мягких плит с заделкой швов	7.Обшивка из гипсовой сухой штукатурки с заделкой швов	| 8.Шлакобетон сплошной (без швов)	| 9.Плиты минераловатные жесткие	1 Ю.Керамзитобетон плотностью 900кг/м3 |	П.То же	СП S о о о •—и о * о Н •—м
134
Анализ результатов расчета, приведенных в табл.4.6 и 4.7, показывает, что при перепаде давления А/? *=10 Па значения величин воздухопроницаемости Go независимо от режима движения одинаковы. Однако при значениях &р>Ар* количество прошедшего через ограждения воздуха сильно зависит от режима движения. Так, если для стены из шлакобетона считать воздухопроницаемость по ламинарному режиму, получим при Др=100 Па Go=7,1 кг/(м2ч) (табл.4.6). Если считать G,, по турбулентному режиму движения воздуха в стене, то получим 6„=2,24кг/(м2ч), т.е. разница составляет 217%. Анализ также показывает, что необходимо провести ревизию данных, приведенных в Приложении 9* [192], так как с 1960 года исследования воздухопроницаемости непрозрачных материалов практически не производились. Испытания материалов и конструкций следует проводить на более совершенных экспериментальных установках и в свете новых представлений о физических процессах и явлениях, происходящих при прохождении воздуха через нагретые и охлажденные ограждения.
4.6.	Воздухопроницаемость окон
При естественном воздухообмене зданий свежий наружный воздух в помещения в основном поступает через окна. Экспериментальному изучению воздухопроницаемости через притворы окон посвящено множество отечественных работ. Воздухопроницаемость окон зависит от конструкции притвора, количества уплотненных притворов, материала (прокладок) и фурнитуры, т.е. от качества изготовления и степени уплотнения притвора. Установлено, что воздухопроницаемость окон практически не зависит от количества слоев остекления.
Применяемая фурнитура в окнах должна обеспечивать равномерный прижим створки к коробке, гарантируя плотное примыкание уплотнителей к коробке и створке. Для этого используют прижимные устройства, располагаемые с шагом не более 600 мм. Уплотнители (профильные прокладки), применяемые для герметизации окон, выполняются как погонажные изделия из хорошо деформирующихся материалов, например, резины, эластичных полимерных материалов, пенополиуретана и т.п. Они в климатических условиях России должны сохранять деформативную способность при эксплуатации в интервале температур от -50 до 60°С. Кроме того, коэффициент теплопроводности уплотнителя должен быть не более 0,4 Вт/(м°С). Долговечность уплотнителя должна быть не менее 10 лет.
135
Анализ применяемых в строительстве окон следует разделить на два периода: до и после 1986г. До 1986г. в нашей стране для жилых зданий выпускались окна с двух- и трехслойным остеклением по ГОСТ 11214-86, ГОСТ 16289-86, ГОСТ 24700-81 и ГОСТ 24699-81. Согласно первым двум ГОСТам, остекление окон производилось листовым стеклом, в последнем - применялись стеклопакеты. Уплотнение притворов осуществлялось при помощи пенополиуретановых прокладок.
После 1986 г. появились новые стандарты на окна с более совершенными и надежными уплотнительными притворами. Такие окна практически пропускали через себя незначительное количество воздуха (менее 1кг/м2ч при Др*=10 Па). К новым стандартам можно отнести ГОСТ 24700-99 «Блоки оконные деревянные со стеклопакетами», ГОСТ 30674-99 «Блоки оконные из поливинилхлоридных профилей», ГОСТ 24699-02 «Блоки оконные деревянные со стеклами и стеклопакетами», ГОСТ 250987-2002 «Блоки оконные деревоалюминиевые» и ГОСТ 11214-2003 «Блоки оконные с листовыми стеклами».
В лаборатории теплофизики и строительной климатологии под руководством автора настоящей монографии с 1978 г. проводились и проводятся на двух экспериментальных установках испытания окон на воздухопроницаемость. На методы определения воздухопроницаемости окон автором сначала был разработан Стандарт РААСН "Метод определения воздухопроницаемости окон"1998 г., а затем совместно с Госстроем России и ГОСТ 26602.2-99 "Блоки оконные и дверные. Методы определения воздухе- водопроницаемости!'
Сущность метода определения воздухопроницаемости состоит в создании заданных стационарных перепадов давления, измерения объемных расходов воздуха, проникающего через образец, с последующим вычислением показателей воздухопроницаемости.
Анализ воздухопроницаемости окон, изготовленных до 1986г. В ГОСТ 26602.2-99 не включена методика автора по расчету воздухопроницаемости и сопротивления воздухопроницания окон и дверей. В ней, согласно п.3.4.6, «обязательными характеристиками испытываемого образца являются:
—	массовая воздухопроницаемость при перепаде давления 10 Па;
-	массовая воздухопроницаемость при перепаде давления 100 Па;
-	показатель режима фильтрации.»
Методика расчета воздухопроницаемости и сопротивления воздухопроницанию окон и дверей изложена в стандарте РААСН.
136
Воздухопроницаемость определяется по формуле:
G0=im^p,	(4.29)
где im = О,326о/Лр1/2 кг/м2чПа - коэффициент воздухопроницаемости при турбулентном режиме фильтрации воздуха
Сопротивление воздухопроницанию определяется по формуле: /Г =- = 3,16^-.	(4.30)
lm	Go
Таким образом, при испытаниях достаточно определить при А/? *=10 Па воздухопроницаемость Go , а остальные характеристики с достаточной точностью определяются по формулам (4.29) и (4.30).
В табл.4.8 приведены результаты лабораторных испытаний на воздухопроницаемость оконного блока (ГОСТ 11214-78) в спаренных переплетах с двойным остеклением с одним рядом прокладок из пенополиуретана.
Таблица 4.8
Результаты лабораторных испытаний на воздухопроницаемость оконного блока в спаренных переплетах, выполненных по ГОСТ 11214-78 марки ОС 15-15
Заполнение светового проема	Площадь окна,	Разность давлений, Па	Объемный расход возд^ ха, м	Возду-хопро-ницае-МОСТЕ, кг/м2ч	Сопротивление воздухопроницанию, м чПа/кг	
					испытания	расчет по (4-30)
Деревянный оконный блок в спаренных переплетах с двойным остеклением	2,15	10	7,3	3,4	2,9	2,9
		30	14	6,5	4,6	5,1
		50	19,4	9,4	6,3	6,6
		100	30,1	14,1	7,1	9,3
В 1984 г. согласно Государственной программе 0.55.16.051 «Повысить теплозащитные качества ограждающих конструкций и внедрить энергоэкономичные системы освещения, отопления и воздухообмена зданий с целью сокращения расхода тепловой и электрической энергии» под руководством автора выполнена работа 06.04.05.42 «Провести экспериментальные исследования воздухопроницаемости светопрозрачных конструкций жилых, общественных и промышленных зданий и разработать рекомендации по повышению герметичности окон и фонарей». Работу, кроме НИИ строительной физики, выполняли ЦНИИЭП жилища (исп. Семенова Е.И.), МНИИТЭП (исп. Копылов К.П.), ЦНИИ промзданий (исп.
137
Александров Ю.П.) и Красноярский ПромстройНИИПроект (исп. Кузема Г.П.).
В рамках этой темы были проведены широкие лабораторные и натурные исследования. В табл.4.9 приведены лабораторные исследования типовых конструкций окон жилых и общественных зданий.
Из табл.4.9 видно, что все конструкции окон с пенополиуретановыми прокладками имеют высокую воздухопроницаемость. Разброс экспериментальных данных свидетельствует о том, что воздухопроницаемость окон в значительной мере зависит от качества изготовления конструкции.
Таблица 4.9.
Результаты лабораторных испытаний воздухопроницаемости оконных блоков жилых и общественных зданий
Заполнение светового проема	Количество уплотненных притворов	Воздухопроницаемость, кг/м2 ч	Сопротивление воздухопроницанию, м2чПа/кг
1 .Двойное остекление в спаренных переплетах. ГОСТ 11214-78	1	3,21-3,8	2,6-3,1
2. Двойное остекление в раздельных переплетах. ГОСТ 11214- 78	1	3,1	3,2
3.Тройное остекление в раздельноспаренных переплетах. ГОСТ 16289-70	2	2,3	4,4
4.Двойное остекление (стеклопакеты) в одинарных переплетах. ГОСТ 24700-81	1	2,7-3,3	3,0-3,7
5.Тройное остекление (стекло + стеклопакет) в раздельных переплетах. ГОСТ 24699-81	2	1,5	6,7
Приведенные ЦНИИЭП жилища [182] и ЦНИИЭП инженерного оборудования испытания окон в натурных условиях в домах массовой застройки выявили очень высокую воздухопроницаемость. Показатели воздухопроницаемости окон жилых и общественных зданий на порядок выше результатов, полученных в лабораторных условиях, и составляют G„ =15-60 кг/м2ч.
138
Натурные испытания показали, что фильтрация наружного воздуха происходит в основном через притворы створных элементов окон. Небольшое количество воздуха проникает в квартиры через неплотности между стеклом и деревянным штапеком. В сдаваемых в эксплуатацию зданиях, как правило, отсутствуют уплотнительные прокладки. В связи с введением новых требований к теплозащите Р 94] и конструкциям резко повысилась герметичность окон. В качестве примера в табл.4.10 приведены результаты сертификационного испытания деревоалюминиевого оконного блока раздельной конструкции с тройным остеклением (стекло+стекло-пакет), изготовленного ОАО «ДОК-1» по ГОСТ 25097-2002 (Протокол сертификационных испытаний №77 от 15 апреля 2004 г).
Таблгща 4.10.
Результаты лабораторных испытаний на воздухопроницаемость оконного блока ОАО «ДОК-1»
Заполнение светового проема	Площадь окна, м2	Разность давле ний, Па	Объемный расход воздуха, м3/ч	Возду-хопро-ницае-мость, кг/м2ч	Сопротивление воздухопроницанию, м2чПа/кг	
					Испытание	Расчет по (4.30)
Деревоалю-миниевый оконный блок раздельной конструкции с тройным остеклением (ГОСТ 25097-2002)	1,0	10	0,73	0,88	11,4	11,4
		30	1,44	1,75	17,2	19,6
		50	2,15	2,46	20,3	23,4
		100	3,10	3,50	35	35,9
Уменьшение воздухопроницаемости в 4 раза достигнуто благодаря применению эластичных профильных прокладок из озономорозостойкой резины и использованию новой фурнитуры, которые гарантируют плотное примыкание створки к коробке оконного блока.
4.7.	Воздухообмен при естественной вентиляции помещений зданий
В жилых и в ряде общественных зданий замена загрязненного воздуха чистым, соответствующим санитарным нормам, осуществляется при помощи естественной вентиляции. Из условий энергосбережения она должна быть организована так, чтобы в любое время года через наружные ограждающие конструкции поступало необходимое по
139
нормам количество воздуха. Однако при естественной вентиляции невозможно добиться организованного воздухообмена.
Современное здание представляет единую аэродинамическую систему, в которой предусмотрены отверстия для впуска свежего воздуха в помещения и отверстия для удаления отработанного воздуха из помещений. Свежий наружный воздух в помещения квартиры, как правило, поступает через окна, а удаляется через вентиляционные шахты из мест наиболее загрязненных (кухонь и санитарных помещений). В индивидуальных зданиях или зданиях малой этажности для удаления воздуха используются самостоятельные раздельные вентиляционные каналы. В зданиях повышенной этажности это осуществить невозможно.
При организации вентиляции помещений с естественным побуждением движения воздуха необходимо рассчитать количество требуемого по нормам чистого наружного воздуха, поступающего в каждую жилую комнату, кухню и санитарные помещения в течение года. Эту задачу с большим трудом, с оговорками, определенными условиями и допущениями можно решить теоретически, но практически выполнить невозможно. Причиной является большое количество параметров, которые имеют непредсказуемый нестационарный характер. К ним, в первую очередь, следует отнести наружный климат (ветер, температуру воздуха и др. параметры). Во вторую - планировку квартиры, квартала, города, воздухопроницаемость ограждающих конструкций, высоту зданий. Кроме того, нельзя предсказать, как рассчитывать из-за передвижения людей перетекание воздуха через входные двери и двери квартир, перемещение воздуха по лестничным клеткам и шахтам лифтов, а также через неплотности, возникшие при сооружении коммуникаций. Вследствие небольших перепадов Др в верхних этажах здания и с его заветренной стороны наблюдается недостаточная инфильтрация, а часто и эксфильтрация воздуха.
Поэтому при расчете естественной вентиляции необходимо исходить из условия обеспечения минимального количества наружного воздуха. Так как без свежего воздуха человек не может прожить, то, живя в многоквартирном доме, он всегда должен помнить, что «спасение утопающих — дело рук самих утопающих». Это особенно должны помнить жители верхних этажей многоэтажных зданий.
Согласно п.6.1 СНиП 2.08.01-89* [191], «в жилых зданиях следует предусматривать отопление и вытяжную вентиляцию с естественным побуждением через вентиляционные каналы, оборудованные решетками». Расчетные параметры воздухообмена помещений квартиры приведены в табл.4.11.
В недалеком прошлом в СНиП 2.08.01-71* «Жилые здания» расчет-
140
Таблица 4.11
Помещение	Объем воздухообмена, м3/ч (вытяжка)
Жилая комната квартиры	Зм3/ч на 1м2 площади комнаты
Кухня	Не менее 60
Ванная индивидуальная	25
Уборная индивидуальная	25
ная величина воздухообмена кухни составляла 90м3/ч, т.е. на 50% больше существующих норм. Значительное уменьшение воздухообмена можно объяснить стремлением разработчиков норм к экономии энергии. Но нельзя забывать слова ведущих гигиенистов [61]: «качество воздушной среды, самочувствие и работоспособность исследуемых свидетельствуют о том, что для создания достаточно благоприятных условий воздушной среды в помещениях зданий необходимо подавать на одного человека не менее 60м3 воздуха в час. Минимальное необходимое количество составляет 20м3/ч. Оптимальный уровень воздухоподачи равен 200м3 в час на человека».
Нормы, приведенные в табл.4.11, минимальны, они устарели и не гарантируют обеспечения надлежащего качества воздушной среды, так как из поля зрения нормирования выпали такие важные факторы, как чистота воздуха, его ионный состав и др. Вопросы воздухообмена обязательно должны быть в поле зрения государства, поскольку связаны с безопасностью и здоровьем нации. В первую очередь, необходимо ужесточить эколого-гигиенический контроль с обязательным составлением соответствующего паспорта здания.
Практическое обеспечение воздухообмена согласно требованиям строительных норм - весьма трудная задача. Воздух в помещение поступает через ограждающие конструкции и, главным образом, через стены и окна. Увлечение экономией энергаи при эксплуатации здания без строгого ее учета при строительстве, а также массовое строительство недолговечных ограждающих конструкций зданий с повсеместным использованием недолговечных теплоизоляционных материалов и стеклопакетов дали обратный эффект - повышенный расход первичных энергоресурсов (нефти, газа и угля).
Из массового строительства практически исчезли дешевые деревянные окна с двойным остеклением в спаренных или раздельных переплетах (ГОСТ 11214-86), воздухопроницаемость которых при Ар =10 Па составляет Go = 3,6 кг/(м2ч), а долговечность не менее 40 лет. Их заменили дорогие окна в одинарных пластмассовых или деревянных переплетах со стеклопакетами, срок службы которых 10±5 лет. Особенность таких окон состоит в том, что они имеют весьма малую воздухопроницаемость Go = 0,4 - 0,9 кг/(м2ч), кото
141
рая в некоторых случаях становится сопоставимой с воздухопроницаемостью стен.
Покажем, что проникновение воздуха через кирпичную стену толщиной в два кирпича <5=0,51м, утепленную снаружи жесткой минераловатной плитой, толщиной <5=0,05м и внутри оштукатуренной известковым раствором <5=0,015 м, сопоставимо с воздухо-подачей через окно площадью F=2m2 с деревоалюминиевым переплетом и тройным остеклением.
Сопротивление воздухопроницанию стены согласно табл.4.6 и 4.7 составит:
W + ^ + ^" = 2 + 37 +145 = 184 м2чПа/кг.
Воздухопроницаемость стены, расположенной на первом этаже 12-тиэтажного здания при скорости ветра и=5м/с и температуре t„= -30°С (А/?=48Па), равна:
Go =	= — = 0,26 кг/(м2ч).
° R 184	'	'
инеп/>
Если в жилой комнате квартиры площадью 16 м2 площадь стены составляет 8 м2, то количество воздуха, проходящего через стену, составит
Gf=0,26-8 = 2,2 кг/ч.
Воздухопроницаемость окна при Др=48 Па и площади F=2 м2 согласно табл.4.10 будет G(f=2,46-2=4,9кг/ч.
Из приведенных расчетов следует, что даже на первом этаже здания поступление наружного воздуха в помещение в количестве 7,1 кг/ч явно ниже расчетных величин 3x16=48 м3/ч (табл.4.10). На более высоких этажах здания Ар значительно ниже разности давлений, чем на первом этаже. Поэтому на других этажах здания поступление свежего воздуха в квартиры будет еще меньше. Этот парадокс, когда при применении очень герметичных современных окон и стен в квартиры не поступает необходимого количества воздуха, правительство Москвы рекомендует решить при помощи устройств «регулируемой вентиляции с естественным притоком через специальные приточные устройства-клапаны, обеспечивающие нормативный воздухообмен».
До 1989 г. существовало противоречие между нормативным воздухообменом и «дырявыми» окнами, через которые в натурных условиях в квартиры поступало большое количество воздуха (15-60 м3/м2ч), вследствие чего бесполезно тратилось тепло. Это несоответствие в настоящее время улажено с помощью затратных технологий, т.е. сначала мы изготавливаем очень дорогие герметичные окна, а затем производим разгерметизацию помещения с помощью изготовления вентиляционных устройств, дополнительно тратя энергию и ресурсы.
142
Раздел второй
ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТЬ
Поступление энергии на создание конструкций

Глава 5
ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТЬ
НАРУЖНОГО ОГРАЖДЕНИЯ
(СТЕНА+ОКНО)
ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ЗДАНИЯ
5.1.	Общие положения
Решение задачи экономии топливно-энергетических ресурсов тесным образом связано с вопросом применения эффективных конструкций окон и стен, так как теплопотери через них достигают значительных размеров: в жилищно-гражданском строительстве они доходят до 50% от общих теплопотерь, а в отдельных общественных зданиях - до 80%.
Большие площади остекления ведут к повышенным эксплуатационным расходам, снижению долговечности зданий, к трудностям при создании теплового и воздушного микроклимата помещений. В практике проектирования и строительства имеют место случаи ошибочных, неверных решений. Они приводят к преждевременному разрушению светопрозрачных конструкций, большим теплопо-терям и дискомфортным условиям в рабочей зоне помещения. Большой вред народному хозяйству принесло увлечение зданиями из стекла и бетона.
Если учесть, что в стране около 45% всего добываемого топлива идет на теплоснабжение, вентиляцию и горячее водоснабжение гражданских и производственных зданий, а удельные капитальные вложения, направленные на его экономию, значительно меньше удельных вложений, необходимых для прироста добычи топлива, то особо важное значение приобретают вопросы повышения уровня теплозащиты наружных ограждений и методы их расчетов.
Значительным вкладом в решение этой проблемы явилась разработка новых методов расчета, основанных на минимизации энергетических и материальных затрат при одновременном обеспечении светового, теплового и воздушного режимов в помещении.
Существенное сокращение расхода топлива можно получить за счет правильного выбора площади световых проемов и размещения их в наружных ограждающих конструкциях, повышения теплозащиты окон и фонарей при сохранении их нормативной освещенности. Эффективность применения светопрозрачных ограждений и величина экономии энергетических и капитальных затрат зависит
144
от решения многопараметрической задачи, связанной с климатическим районом строительства, размерами рабочей зоны, требованиями, предъявляемыми к ограждающим конструкциям, вариантами проектирования ограждений, защитой их внутренних поверхностей от выпадения конденсата, образования наледей и теплофизическими и светотехническими свойствами конструкций, их экономическими показателями.
Основным назначением наружного ограждения (стена+окно) является разумное использование солнечного света для естественного освещения помещений и защиты помещения от вредных и неблагоприятных атмосферных воздействий для создания в нем необходимого теплового, светового и воздушного микроклимата. Тепловой, световой и воздушной режим в помещениях создается под воздействием внешних климатических факторов и внутренних источников тепла, света, скорости движения воздуха. Кроме того, заданный микроклимат помещения может быть создан при разумном уровне теплозащиты стен, при различном количестве и площадях остекления, при различных высотах и конструкциях окон, при естественном и совмещенном освещении, при установке под окнами нагревательных приборов и без них, при обдуве внутренних поверхностей струями воздуха - это далеко не полный перечень вопросов, которые необходимо решить, проектируя стены и светопрозрачные конструкции. При решении такого комплекса задач проектирования, анализа и синтеза наиболее эффективных конструкций целесообразно применять математическое моделирование. Именно оно позволяет использовать отдельные частные варианты и найти общее оптимальное решение.
Отсутствие научно обоснованных теплотехнических методов расчета светопрозрачных и непрозрачных ограждений привело к использованию неэффективных конструкций окон, стен, а также окон с многослойным остеклением, проектированию зданий с большими площадями остекления, отсутствию в рабочей зоне помещения комфортных условий, перерасходу тепловой, электрической энергии и материальных затрат.
5.2.	Критерий энергетической эффективности окон
Наиболее слабым звеном в теплозащите наружного ограждения (стена+окно) являются окна. Повышение их уровня теплозащиты без снижения светотехнических свойств является важной народнохозяйственной задачей.
145
В зимнее время года заданный световой режим помещения может быть обеспечен при применении различных конструкций окон, сопротивление теплопередаче которых изменяется в широких пределах. Расход энергии при эксплуатации окон зависит от района строительства и от свето- и теплотехнических свойств конструкции.
Для оценки энергетической эффективности окон при эксплуатации здания необходимо, в первую очередь, разработать такой критерий, который позволил бы соединить вместе две науки - светотехнику и теплотехнику — и определить, какие окна при одинаковых светотехнических свойствах эффективнее эталона, т.е. окна с заранее заданными светотеплотехническими свойствами J63,174]
Это возможно сделать с помощью теории подобия, которая основывается на сходственных величинах, имеющих одинаковый физический смысл и одинаковую размерность. Выбирая из сходственных величин одну из них в качестве эталона (масштаба), можно найти между ними в безразмерном виде функциональную зависимость.
Запишем уравнение теплопередачи для эталона оконного блока:
Е = F’ z ,Вт-ч
Э	гуэ ОК Э “
Л)
и рассматриваемого варианта оконного блока:
Е = FOK-z .
Сопоставим теплопотери этих окон при одинаковых сроках их службы (z3=z), разделив второе уравнение на первое:
F R3 F
= °* ок .	(5.1)
еэ rok-f:k
Уравнение (5.1) получено в безразмерном виде. Точно так же проведем светотехнический анализ, записав уравнение определения необходимой площади светопроемов для обеспечения нормируемого значения КЕО (коэффициента естественной освещенности) для эталона:
F £ЛМо.^э 2	(52)
э KXVi "
и для любого другого оконного блока:
F ^ЛМо/г.м2.	(5.3)
ок \Ы)тогх "
146
Разделив (5.3) на (5.2), получим при одинаковых значениях еи, К, кз<>, По и ri выражения в безразмерном виде:
FOK _ Г0 '
FL ~r0-FnJ'
При обеспечении естественным светом сравниваемых помещений с одинаковой площадью пола (F„= F?) , получим:
FL r0 '
Е R3 -т3 Подставив (5.4) в (5.1), имеем — = ———-Е 3	R.K  Л>
Введем понятие коэффициента энергетической эффективности оконного блока к>ф=Е/Еэ, показывающего, насколько теплопотери рассматриваемого оконного блока меньше или больше эталонного:
к Кзф~ Р т <>К ‘ го
С помощью формулы (5.5) производилось и производится сравнение конструкций окон и стеклопакетов с различными светотеплотехническими свойствами.
При определении к"^, общий коэффициент светопропускания оконных блоков определялся по упрощенной формуле
(5-4)
(5.5)
Т0-Т1-Т2,
где Ti - коэффициент светопропускания светопрозрачной части окон, равный для двух стекол 0,81, для трех - 0,72;
т2 - коэффициент, учитывающий потери света в переплетах (спаренные переплеты г/=0,75; раздельно-спаренный - 0,5; одинарный - 0,8).
В качестве эталонного окна был выбран оконный блок с двойными спаренными переплетами, т0 которого равно г’=0,81 0,75=0,61, а приведенное сопротивление теплопередаче принято 7?^ =0,4м2оС/Вт (при отношении площади остекления к площади оконного блока 0,7).
В этом случае формула (5.5) приобретает вид:
/сок Z 0,244 т Р"1’ 10<,к
В табл.5.1 приведены значения коэффициента энергетической эффективности оконных блоков, применяемых в настоящее время в гражданском строительстве. Анализ результатов расчета показывает,
(5-6)
147
что при одинаковых светотехнических свойствах оконные блоки по уровню теплозащиты можно разделить на три группы (табл..5.1):
I - окна, коэффициент энергетической эффективности которых отличается от эталона не более чем на 3% (к“ф =1+0,03);
II - окна, к°ф которых на 10% и более выше эталона >1,1);
III - энергоэффективные окна, кэф которых значительно ниже эталона ( к"ф <0,9).
Таблица 5.1.
Критерий энергетической эффективности оконных блоков
Конструкция окна	Общий коэффициент свето-пропус-кания, То	Приведенное сопротивление теплопередаче Rnp м2оС/Вт	Коэффициент энергетической эффективности	Группа
С двойным остеклением в спаренных переплетах ГОСТ 11214-86	0,61	0,4	1	1
С двойным остеклением в раздельных переплетах ГОСТ 11214-86	0,54	0,44	1,04	I
С тройным остеклением (стекло+стеклопакет) в раздельном переплете	0,47	0,54	0,97	I
С тройным остеклением в раздельно-спаренных переплетах ГОСТ 16289-86	0,36	0,55	1,23	II
В одинарном переплете с однокамерным стеклопакетом	0,65	0,38	0,99	I
В одинарном переплете с однокамерным стеклопакетом с низкоэмиссионным покрытием (степень черноты е = 0,1)	0,54	0,64	0,82	III
В одинарном переплете с двухкамерным стеклопакетом	0,58	0,51	0,821	III
С тройным остеклением (стекло+стеклопакет) в спаренном переплете	0,55	0,53	0,84	III
148
5.3.	Критерий энергетической эффективности наружного ограждения
Коэффициент энергетической эффективности к°ф учитывает в явном виде светотехнические (г„) и теплозащитные (R"p) свойства окон, но не учитывает теплозащитные свойства стены ( R”p ).
Для многофакторного анализа светотеплозащитных свойств наружного ограждения (окно+стена) целесообразно ввести КРИТЕРИЙ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ НАРУЖНОГО ОГРАЖДЕНИЯ к% |153]
Он представляет собой отвлеченную безразмерную величину, которая связывает светотеплозащитные свойства окна с теплозащитными свойствами стены.
Критерий энергетической оценки наружного ограждения показывает, насколько при одинаковом обеспечении естественным светом помещения теплопотери рассматриваемого ограждения меньше (больше) эталона, т.е.:
(о	Rnp3
когр	= Чогр	=	огр	(5,7)
ЭФ	I	ппр- ’	v
^Чогр	J	*\>гр
где Яогр ’ Чогр ' соответственно среднее удельные тепловые потоки наружного ограждения и ограждения-эталона, Вт-ч/м2 за год, месяц, пятидневку, день и час;
R"pp ’ ^огР3 " соответственно приведенное сопротивление теплопередаче ограждения и ограждения-эталона.
Эталонное наружное ограждение (окно-стена) является единицей измерения светотеплозащитных свойств для любых ограждающих конструкций. Сравнивая с ним другие ограждения, состоящие из разных конструкций окон и стен, мы получаем безраз-мерные отвлеченные величины критерия Кэф , из которых можно выбрать его наименьшее значение. Но для этого необходимо знать светотеплозащитные свойства эталона. Оконный деревянный блок в спаренном переплете с двойным остеклением (ГОСТ 11214-86) выбран в качестве эталона не случайно. Он обладает многими преимуществами перед другими конструкциями, и автор считает, что именно его будут применять на всей Европейской территории России. Из анализа конструкций окон (табл.5.1) следует, что окна третьей группы по светотеплозащитным свойствам превосходят эталонное окно. Для этой группы оконных блоков разработаем метод и методику расчета к°ф .
149
Метод расчета заключается в том, что исследовать надо не всю оболочку здания, а только ту её часть, в которой изменяются светотеплозащитные свойства ограждения. Для третьей группы характерно, что общий коэффициент светопропускания эталонного окна всегда будет больше рассматриваемого (сопоставимого) оконного блока (гьэ>ть), а его теплозащитные свойства наоборот, меньше (7?^. <7?”f ). Согласно светотехническим расчетам по СНиП “Естественное и искусственное освещение”, площадь рассматриваемого оконного блока всегда больше эталона ( FK < F’K ).
Поэтому из наружного ограждения целесообразно выделить фрагмент площадью FOK , м2 для того, чтобы методику расчета свести к определению приведенного сопротивления теплопередаче эталонного окна и стены (наружного ограждения), а затем по формуле (5.7) определить к'^.
Методика расчета. На рис.5.1 показаны два оконных блока -эталонный (а) и рассматриваемый (б), установленные в проемы стены, уровень теплозащиты которой равен 7?’я =1м2оС/Вт. Оба оконных блока высотой 1м и различной площадью пропускают одинаковое количество световой энергии, обеспечивая в расчетной точке помещения требуемое значение коэффициента естественной освещенности (КЕО). Ширина рассматриваемого оконного блока равна 1м, его площадь FOK =1м2, ширина эталонного окна (1-х) м и 7;’ =1(1-х)м2. Площадь фрагмента стены, в которой установлен эталон, составляет F’m =1х, м2. Площадь F равна площади фрагмента наружного ограждения FnK =F° =1м.
Согласно [163]	.
Рис. 5.1. Оконные блоки с равнозначными светотехническими свойствами
150
При fo =1м2 f* = и f;„ = 1 - , M2. ro
Приведенное сопротивление теплопередаче ограждения рассчитывается по формуле:
F +F рпр	ок ст
^огр р р ’ ок । J ст R"1' R"1' ок. ст.
В нашем случае при F^ + F^ = 1 м2 и
RJ =--------------.	(5.8)
,,гр F 3 F 3	v
ок । л ст
Так как г’ = 0,61, то F’ =	=1,64- т„, м2
0,61
и F^m =1 1—— i=(l-l,64rw), м2, и, учитывая, что R’m =1м2оС/Вт и 0,61)
R^ =0,4м2оС/Вт, получаем
=1/(1+ 2,46-т0),м2оС/Вт.
0,61
ст
(5.9)
Критерий энергетической эффективности наружного ограждения при Fo*’ =1м2 и Т?2=1м2оС/Вт равен к%р =	.
В табл.5.2 приведено сопоставление результатов расчета R^ и £*"'7’ с эталонным наружным ограждением. С эталоном сравнивались три конструкции энергоэффективных оконных блоков:
-	в одинарных переплетах с двухкамерным стеклопакетом
4М1-10-4М1-10-4М1, мм, заполненным воздухом;
-	в спаренных переплетах с тройным остеклением (стек-ло+стеклопакет 4М1-10-4М1, мм);
-	в одинарных переплетах с однокамерным стеклопакетом с низкоэмиссионным покрытием, степень черноты которого £=0,1;
-	в одинарных переплетах с однокамерным стеклопакетом с низкоэмиссионным покрытием и заполнением аргоном.
Анализ результатов расчета показывает, что наиболее эффективным окном при его установке в наружное ограждение для стены, уровень теплозащиты которой равен =1м2оС/Вт, является оконный блок в одинарном переплете с однокамерным стеклопакетом с низкоэмиссионным покрытием и заполнением аргоном. Коэффициенты к'‘'р других оконных блоков практически одинаковы.
151
Таблица 5.2.
Критерий энергетической эффеюивности оконных блоков при Rcm =1м3оС/В1
Конструкция окна	Общий коэффициент светопропускания, т„	Приведенное сопротивление теплопередаче м2°С/Вт	Приведенное сопротивление теплопередаче эталона, м^С/Вт	Критерий энергоэффективности наружного ограждения, >'огр Ктф
В спаренных переплетах с двойным остеклением. Эталон	0,61	0,400	0,400	1,00
В одинарном переплете с двухкамерным стеклопакетом	0,58	0,51	0,410	0,80
В спаренных переплетах с тройным остеклением (стекло +стеклопакет)	0,55	0,53	0,425	0,8
В одинарном переплете с однокамерным стеклопакетом с низкоэмиссионным покрытием	0,54	0,55	0,430	0,78
В одинарном переплете с однокамерным стеклопакетом с низкоэмиссионным покрытием и заполнением аргоном	0,54	0,64	0,430	0,67
Коэффициент энергетической эффективности наружного ограждения устанавливает связь между светотеплотехническими свойствами окна и стены только при уровне теплозащиты стены 7?*и =1м2оС/Вт. Поэтому он является опорной точкой или безразмерной единицей измерения.
Определим критерий энергетической эффективности наружного ограждения для любого уровня теплозащиты стены. Согласно (5.8) при т3о =0,61 и J =0,4м2°С/Вг приведенное сопротивление теплопередаче эталонного ограждения равно:
(1-1,64г0)/С.+4,1г0-
152
Последнее уравнение при R"% -1 м2оС/Вт превращается в формулу (5.9).
В табл. 5.3 даны результаты расчета критерия энергетической эффективности и приведенного сопротивления теплопередаче наружного ограждения при различных значениях уровня теплозащиты стены.
Анализируя результаты расчета, видим, что при R^ >Зм2оС/Вт критерий энергетической эффективности наружного ограждения практически не зависит от уровня теплозащиты стены и его значения совпадают с коэффициентом энергетической эффективности оконного блока.
Согласно теории размерностей и подобия, критерий энергетической эффективности ограждения можно представить в безразмерном виде:
(\ HI /	\ Z	\ W
тэ 1 f R,ip 3 V Rnp I —	—	= Сг-№ ,	(5.10)
Г0 ) Ч Л» Л ^,П J
где комплекс величин т»э=0,61,	7?'*” =0,4м2оС/Вт и
Р-ап =1м2°С/Вт является единицей измерения, с которой сравниваются оконные блоки с любыми светотеплотехническими свойствами и стены с разным уровнем теплозащиты.
Сопоставляя расчеты (табл.5.3) с формулой (5.5), видим, что при	>3, и=0, m=l, Ci=l
Кэф. *эф.
иприО,6<С/Сэ^З
1огр К*пр.
*эф. V *эф. ?
где постоянный коэффициент С определяется по табл.5.4.
Таблица 5.4
Постоянный коэффициент С
Отношение R^/R^,3			
0,6	1	2	2,5
0,97	1	1,02	1,03
Таким образом, зная То и R^ оконных блоков и приведенное сопротивление теплопередаче стены R"^ , можно быстро и точно оценить энергетическую эффективность наружного ограждения, не прибегая к громоздким свето- и теплотехническим расчетам окон и стен.
153
Критерий энергетической эффективности (числитель) и приведенное сопротивление теплопередаче (знаменатель) наружного ограждения
О о Г4		S	0,824	0,420	0,835 0 449	0,819	0,450	0,706	о X) ’’t o'
ЯГ.мЧТЕ стп. ’ 10,0		5	0,824	0,420	С' en ’d оо О' с	0,817	0,449	0,702	0,449
дате стены, 5,0		0,4	0,822	0,419	0,831 П44П	0,813	0,447	0,698	0,447
0‘£ xbuoimai am		5	0,819	оо V—< о"	0,825 П4Ч7	0,807	0,444	0,694	o'
g t	°- g	CN 8		0,4	0,816	0,416	0,821 П4ЧЧ	0,800	0,440	0,688	о о”
8 I о 1	-		0,4	0,800	0,410	0,800 П495	0,780	0,430	0,671	0,430
] 0,6		О	00 г- О o'		0,780 0414	o'	0,416	0,650	0,416
Приведенное сопротивление теплопередаче, Rnp OK. ’ м2°С/Вт	0,4		0,51		0,53	К с	> >	0,64	
11-h? о 8s §	0,61		0,58		0,55	0,54		0,54	
Конструкция окна	В спаренных переплетах с двойным остеклением. Эталон		В одинарных переплетах с двухкамерным стеклопакетом		В спаренных переплетах с тройным остеклением (стекло-1- стеклопакет')	X	 	/ В одинарных переплетах с однокамерным стекло-	пакетом с низкоэмиссионным покрытием	В одинарных переплетах с однокамерным стекло-	иакегом с низкиэмисии-онным покрытием и заполнением аргоном
154
5.4.	Методика расчета теплопотерь наружного ограждения при эксплуатации зданий с учетом светотеплотехничкских свойств окон и уровня теплозащиты стен
Основным назначением окон является обеспечение помещения естественным светом. Жилые и общественные здания с постоянным пребыванием людей должны иметь естественное освещение и отвечать требованиям строительных норм [188]. Уровень теплозащиты стен и окон определяется требованиями норм [194]. На территории России минимальный уровень теплозащиты стен изменяется от 2,1 до 5,6м2оС/Вт, а окон от 0,3 (двухслойное остекление) до 0,8м2оС/Вт (пятислойное остекление). Минимальный уровень теплозащиты стен и окон выбирается только на основе ограничения удельных потерь тепла наружного ограждения за отопительный период.
В настоящее время основополагающие главы СНиП [188,194] при определении проектировщиком площади окон вступают друг с другом в противоречие. СНиП 23-02-2003 "Тепловая защита зданий", исходя из экономии топлива, требует ограничить площадь световых проемов до 18% от наружного ограждения и значительно повысить уровень теплозащиты окон, т.е. снизить освещенность помещения. Еще раз напомним, что этого делать нельзя, потому что естественный свет является ключевым биологическим фактором, от которого зависит здоровье и производительность труда человека. Естественный свет регулирует обмен веществ в организме человека, он влияет на его иммунологическое состояние. От освещенности помещения зависит также психоэмоциональное состояние человека. Без света у детей развивается рахит, а у взрослых - авитаминоз. Ультрафиолетовые электромагнитные лучи солнечного спектра убивают в помещении болезнетворную микрофлору.
При длительном пребывании человека в помещении с недостаточным освещением он теряет зрение и у него появляются все перечисленные выше симптомы светового голодания, которые приводят к инвалидности и преждевременной смерти. Нельзя эксплуатировать частный эффект экономии топлива путем уменьшения площади световых проемов, увеличения количества слоев остекления, а также прочих мероприятий, снижающих освещенность помещения ниже норм. Поэтому п.5.11 должен быть исключен из СНиП 23-02-2003 "Тепловая защита зданий", и проектирование наружного ограждения (стена+окно) необходимо вести из условий обеспечения помещения светом [188] и теплом [194].
Целью работы является разработка простого, удобного и надежного способа расчета уровня теплозащиты наружного огражде
155
ния (стена+окно), с помощью которого можно выбрать энергоэффективную конструкцию, обеспечивающую экономию энергии при эксплуатации здания, не нарушая СНиП 23-05-95 "Естественное и искусственное освещение?
Метод расчета заключается в том, что сравниваются два или несколько вариантов наружного ограждения, обеспечивающие в расчетной точке помещения нормируемое значение КЕО с эталонным наружным ограждением, светотеплозащитные свойства которого постоянны. Причем наружное ограждение делится на две части: одна часть (стена эталона) имеет постоянный уровень теплозащиты. Другая (стена+окно) - переменный.
Методика расчета. На рис.5.2 показано наружное ограждение площадью Рогр_, состоящее из окна площадью FOK и стены, площадью Fст FO2p -FOK.
На рис.5.2(б) показано ограждение - эталон, площадью F^p=Fmp. Оно состоит из окна-эталона (ГОСТ 11214-86, спаренный переплет с двойным остеклением) и стены, состоящей из двух частей F3 + F*3, причем площадь рассматриваемого окна F -F3 + F"J
Исходные параметры для проектирования. Расчетные параметры наружного воздуха принимаются соглас но СНиП “Строительная климатология?’
tH - средняя температура наиболее холодной пятидневки обеспеченностью 0,92;
tomnep. - средняя температура наружного воздуха за отопительный период;
Рис.5.2. а) наружное ограждение, площадью Fosp =Fcm+FOK; б) наружное ограждение-эталон, площадью F^ =Рогр
156
ZOm.nep. ~ продолжительность отопительного периода.
Расчетные температуры внутреннего воздуха te принимается согласно СНиП 2.06.01-89* “Жилые здания” или СНиП 2.08.02-89 “Общественные здания” или по ГОСТ 30494-96 “Здания жилые и общественные. Параметры микроклимата в помещениях”.
Градусо-сутки, ГСОП, °С-сут./год, отопительного периода рассчитываются согласно СНиП П-3-79* “Строительная теплотехника” по формуле:
ГСОП=(/Я от. пер.	.пер..
Приведенное сопротивление теплопередаче стен R^ согласовывается по СНиП П-3-79* “Строительная теплотехника” путем расчетов на ЭВМ или на основании сертификационных испытаний.
Приведенное сопротивление теплопередаче окон R% принимается на основании сертификационных испытаний в климатической камере или расчетом на ЭВМ по ГОСТ 26602.01-99 “Блоки оконные и дверные. Методы определения сопротивления теплопередаче”.
Общий коэффициент светопропускания окон т» определяется на основании сертификационных испытаний по ГОСТ 26602.4-99 “Блоки оконные и дверные. Метод определения общего коэффициента пропускания света” или расчетом.
При эксплуатации здания уровень теплозащиты наружного ограждения характеризуется удельными теплопотерями за отопительный период (за год) и удельными максимальными теплопотерями, необходимыми для расчета установочной мощности отопительных приборов (за час).
Удельные теплопотери наружного ограждения (стена+окно) за отопительный период рассчитывают по формуле:
л  Чок	+ ЧстВст   „ Цк | л Вст
4„.V - — р>	Чогр jp' Чет
1 огр	1 огр	л огр
(5.П)
Так как метод расчета предусматривает при сравнении вариантов разделение наружного ограждения на две части, то в нашем случае формулу (5.11) удобно записать в виде:
Чшр=АЧ<ж+вЧст1	<5-12)
где А =	: В = —— =	---— - постоянные величины.
F F F л огр	огр	л огр
Для эталонного наружного ограждения формула (5.11) приобретает вид:
С =	= Aq^+Bq,m ,	(513)
Во.-р
157
п*э
'огр
Rnp
ОК
где qBV - удельные теплопотери окна-эталона и части стены, площадью F*m, которые определяется из формулы:
'э _ Уок
*огр к.огр >
Кэф
где к°ф - критерий энергетической эффективности наружного ограждения.
Критерий энергетической эффективности наружного ограждения согласно определению равен:
1огр _
зф q3
*огр
где R?B3p - приведенное сопротивление теплопередаче окна-эталона площадью и стены-эталона площадью F*3.
R"p - приведенное сопротивление теплопередаче оконного блока.
В окончательной форме формулы (5.12) и (5.13) можно представить в виде:
(5.14)
эф
ЯогР^^-ЯоК+В-Яст',
ЯогР
Экономию (перерасход) тепловой энергии можно определить по формуле:
&1огр = Чогр - Яогр = Aqo\ 1 - ~~ + B(qcm - ^,), Вт/м2,
1-огр
кэф У
Учитывая, что удельные теплопотери за отопительный период определяются по формуле
</0,024 -ГСОП1 R”p, кВт-ч/м2тод,
то с учетом выражения (5.14) экономию энергии Aqosp можно получить
До =0,024 ГСОП- А
ЛоФ *	рПр
ок
1 1
п«Р ппрэ
*\т у
кВт-ч/м2-год.
. Ro.)
Принимая в качестве эталона оконный блок, выполненный по ГОСТ 11214-86, приведенное сопротивление теплопередаче которого равно 7?^ =0,4 м2оС/Вт, а общий коэффициент светопропускания т„0,61 и уровни теплозащиты стен сравниваемых вариантов RZ = Rcm м2оС/Вт, получим:
158
Да &,024 ГСОП- F°K • 1
’Яогр ’	р рпр
, кВт-ч/м2-год, (5.15)
гае R^p
1 (1-1,64-т0) RZ + 4,1-т0
, м2оС/Вт.
Таким образом, зная общий коэффициент светопропускания окон и теплозащитные свойства наружного ограждения, можно быстро и точно по формуле (5.15) определить наиболее оптимальную конструкцию наружного ограждения, которая при эксплуатации здания будет иметь минимальные энергетические расходы.
Глава 6
ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТЬ
ПРИ СТРОИТЕЛЬСТВЕ
И ЭКСПЛУАТАЦИИ ЗДАНИЙ
6.1.	Историческая справка (экономика и политика)
За последние 200 лет наблюдалась неравномерность экономического развития России и других стран. Бурное развитие капитализма в Европе сопровождалось кризисами. Глубокий и затяжной в 60-х годах XIX в. экономический кризис в Англии показал неуправляемость рыночной экономики. Идеологи марксизма К.Маркс и Ф.Энгельс обосновали неуправляемость и неправомерность рыночной стихии в капиталистических странах и предлагали перейти на социалистический путь развития государства, где собственностью должны распоряжаться не частные люди, а общество рабочих и крестьян.
Классическая теория занятости, основанная Дж. Миллем [249] и А. Маршаллом [248], утверждала саморегулируемость и устойчивость капиталистической экономики, в которой любые серьезные отклонения в производстве компенсировались механизмами свободной конкуренции в соответствии со спросом и предложением и исключали кризисные ситуации в экономике.
Однако мировой кризис 1920-1930-х годов продемонстрировал несостоятельность этой теории. Дж. Кейнс [244] дал объяснение причинам возникновения кризиса при рыночной экономике и показал пути их преодоления. По его теории, механизм саморегулирования и саморазвития рыночной экономики плохо работал в условиях нестабильных частных инвестиций. Для преодоления кризисных ситуаций необходимо государственное регулирование расходов и спроса.
Теория Й. Шумпетера [256] объясняет взлеты и падения производства промышленной революцией, когда сначала наблюдается широкое внедрение достижений науки и техники, а затем падение в результате старения производства и снижения спроса. Падение спроса на продукцию ведет к снижению инвестиций и прибыли, требует от науки и техники новых достижений с тем, чтобы начался новый подъем экономики.
Развитие экономической науки в СССР шло совершенно в другом направлении. В. И. Ленин [108] усовершенствовал теорию К. Маркса и Ф. Энгельса. Он показал, что в условиях социалистической собственности обеспечивается безкризисное развитие экономики на основе централизованного управления и оптимального
160
распределения ресурсов по отраслям народного хозяйства. Жизнь показала результативность этой теории: Советский Союз превратился из "лапотной" страны в ядерную сверхдержаву.
Наиболее значительным вкладом последних лет в области экономики нам представляются работы Глазьева С.Ю. и др. [57,58], в которых рассматривается теория укладов, предложеннная авторами для оценки и сравнения технологического уровня развития СССР и развитых капиталистических стран. Рост экономики государств проявляется в увеличении валового национального продукта (ВНП) в сопоставимых ценах. С течением времени ВНП и его характеристики (производительность труда, нормы прибыли, оптовые цены и др.) отклоняются в ту или иную сторону от средней величины, и развитие экономики носит волновой циклический характер: циклы среднедолгосрочные или долгосрочные (к долгосрочным относится цикл Кондратьева [92] с периодом колебания 50-70 лет). В мире только экономика США имела долгосрочный цикл развития, так как она практически развивалась без войн и потрясений (без существенного падения национального богатства).
Зарождение технологического уклада происходит, когда появляются новые потребности государства, например, перевооружение страны, которые предъявляют повышенные, качественно новые требования к трудовым ресурсам. Затем происходит замещение военного спросом гражданским на качественно новые товары. Новый технологический уклад требует новой системы управления и перераспределения ресурсов. Фаза нового уклада сопровождается снижением издержек и повышением эффективности. С насыщением общественных потребностей снижаются прибыль и инвестиции, в результате чего уменьшается рост экономики. Исчерпание потребностей общества, ориентированного на данный технологический уклад, ведет к ломке социальных и политических институтов. Наступает кризис, который требует нового технологического уклада.
В строительстве в первой фазе быстрого развития нового технологического уклада шел активный процесс инвестирования в новые отрасли. Доля строительства новых зданий и сооружений повышалась, так как старые постройки не удовлетворяли требованиям новых технологий. Вместе с этим повышается доля капиталовложений в жилищное строительство. После прохождения пика объемов строительства повышается удельный вес реконструируемых зданий и снижается доля вложений в непроизводственную сферу. При наступлении кризиса доля национального дохода снижается до нескольких процентов.
Оценка влияния теории укладов на экономическое развитие и энергопотребление стран дана в работе Е.А. Медведевой [124].
6 - 870
161
Она отнесла к достоинствам теории укладов:
—	признание неравномерности развития и её взаимосвязи с изменением эффективности экономики;
—	объяснение изменения эффективности экономики - неравномерностью формирования ВНП и накопления капитала;
-	признание смены этапов в развитии экономики и определение основных характеристик каждого из них;
-	признание взаимосвязанности и взаимообусловленности различных аспектов экономического развития на том или ином этапе;
-	признание системообразующей роли энергии в формировании структуры производства и потребления на каждом этапе развития экономики.
В России изменились политический строй и экономическая ситуация, которая потребовала пересмотра экономических законов в управлении страной и в строительном комплексе, в частности.
У Правительства РФ сейчас осталось немного рычагов для эффективного управления экономикой, да и те в скором времени будут отданы в частные руки, так как оно считает, что причиной всех бед является "недопустимо высокое вмешательство государства в экономическую деятельность" [81]. Прогнозы Правительства по построению в России для людей безбедного и безопасного будущего не основаны на объективных экономических теориях и могут привести к противоположному результату. Россия из сверхдержавы за последние 10 лет шагнула в разряд развивающихся стран и теперь имеет рыночный тип управления страной. Сейчас индикатором экономических преобразований служат цены на товары и услуги, которые стремятся к мировым, в то время как оплата труда большинства людей отстает чуть ли не на порядок от зарплаты в развитых странах.
Еще в 1990 г. известный экономист Ю.В. Яременко дал точный прогноз развития Российской экономики: "Жизнь в соответствии с законами рыночной экономики означала бы для нас немедленное попадание под давление условий мирового рынка, резкое увеличение экспорта сырья и энергоресурсов, лавинообразный сброс выпуска продукции обрабатывающих отраслей, то есть кризис» [227].
6.2.	Методы оценки эффективности теплозащиты зданий
Практика повышения эффективности общественного производства немыслима без экономического обоснования. Разнообразие технических задач в строительстве и выявление их эффективности должны приниматься на единой методологической основе. В настоящее время во всем мире нет единого метода расчета экономи
162
ческой эффективности инвестиций. Определение эффективности инвестиций основывается на сравнении по различным методикам различных показателей:
—	общей экономической эффективности капитальных вложений;
-	периода окупаемости капитальных затрат;
-	приведенных затрат;
-	ЧДД - чистого дисконтированного дохода;
-	ВНД - внутренней нормы доходности;
-	ИД - индекса доходности;
-	прибыли и рентабельности.
Общественный интерес государства оценивается максимальным ростом благосостояния народа, зависящим от повышения производительности общественного труда, который связан с эффектом от его повышения по сравнению с затратами на получение этого эффекта. И сегодня при рассмотрении уровня теплозащиты зданий общественный интерес государства оценивается по методике, одобренной Госпланом СССР, Госстроем СССР и Президиумом АН СССР [84].
Основой для разработки метода расчета эффективности капитальных вложений [84] послужили методологические положения техникоэкономических расчетов в энергетике [136]. В свою очередь работа [136] включала исходные принципы и расчеты В.И. Ленина при разработке в 1920 г. плана ГОЭЛРО [108], в которой он, давая оценку эффективности электрификации, показал соизмеримость дополнительных капитальных затрат и экономии на годовых издержках.
Все методики расчета по указанным выше показателям при выборе альтернативного варианта строительства часто вносят неопределенность и дезориентируют инвестора. Проблема осложняется еще и тем, что при капиталистической системе хозяйствования, где экономика строится на спросе и предложении, нет реалистичной стоимостной оценки — как труда, так и его результата.
Эгоизм одного человека, группы людей, города, района и общий интерес государства часто входят в противоречие друг с другом. Частный интерес отдельного лица или группы людей (предприятия) обеспечивается максимальным увеличением дохода. И здесь в качестве критерия эффективности выступает загадочная величина - прибыль. Так, например, городу выгодно, чтобы инвестор строил дорогое жилье с высоким уровнем теплозащиты, так как при его эксплуатации город будет экономить тепло. Инвестору также выгодно строить дорогие дома с высокой теплозащитой, потому что он имеет большую прибыль с 1м2 ограждения (зачем изготавливать десять дешевых окон, когда можно сделать одно дорогое). В результате страдает общество и население.
6’
163
Общая экономическая эффективность в строительстве определяется отношением эффекта к капитальным вложениям на создание (увеличение) основных производственных фондов и определяется по формуле [84]:
Эк.п.ч.=АЕ/КО1
где Эк.п.ч- коэффициент общей (абсолютной) экономической эффективности капитальных вложений;
AD - прирост чистой продукции;
Ки- капитальные вложения в основные производственные фонды.
Несмотря на то, что последняя формула очень проста, но вычисление коэффициента общей экономической эффективности связано со множеством факторов, с различными допущениями и предположениями. Поэтому результаты, полученные по этой методике, вызовут у инвестора сомнения (см. приложение 1 (СН 423-71) [84]).
Наибольший здравый смысл имеют расчеты сравнительной экономической эффективности. Они производятся сопоставлением двух вариантов хозяйственных или технических решений и осуществляются при выборе наименьших приведенных затрат, которые представляют собой сумму текущих издержек и единовременных затрат, приведенных к годовой размерности в соответствии с установленным нормативным коэффициентом эффективности.
Таким образом, целью технико-экономических расчетов является выбор наиболее экономичного варианта решения для удовлетворения той или иной народнохозяйственной потребности. Годовые приведенные затраты, выраженные в рублях, находятся из выражения:
П=Е„ К+С, руб/год,	(6.1)
где К - единовременные затраты (капитальные вложения);
Е„ - нормативный коэффициент эффективности капитальных вложений;
С - текущие издержки (эксплуатационные расходы).
Формула (6.1) получена из сопоставления двух вариантов технических решений с использованием методики срока окупаемости капитальных вложений с будущими издержками производства (с себестоимостью продукции). В этом случае, стоимостные, а не натуральные показатели являются решающими при оценке вариантов.
Методика определения срока окупаемости состоит в сопоставлении разницы капитальных вложений по двум вариантам технических решений с экономией по себестоимости продукции. Выражение для определения срока окупаемости капитальных вложений имеет вид:
Т^Кз-КМСгСг),	(6.2)
164
где Kt и С] - соответственно капитальные вложения и себестоимость продукции (годовые издержки производства) первого варианта;
К2 и С2 - то же, для второго варианта.
Расчеты по формуле (6.2) дают возможность из двух технических решений выбрать наиболее эффективное, срок окупаемости которого меньше. Если волевым путем устанавливать нормативный срок окупаемости капитальных вложений Тн, тогда можно сравнить с ним не только два варианта, а множество. В этом случае формула (6.2) приобретает вид:
С7Тя+К7><С2Тя+А-2.	(6.3)
Тогда наиболее эффективным решением будет считаться вариант, имеющий наименьшее значение суммы П=СТН+К, т.е. удовлетворяющий условию:
С+1/Тн(К)=минимум.	(6.4)
Величина, обратная нормативному сроку окупаемости, называется нормативным коэффициентом эффективности капитальных вложений
Ен=1/Тн...
Используя Ен или Тн, можно проводить по формулам (6.1), (6.3), (6.4) анализ различных сопоставимых друг с другом технических решений, сравнивая их с аналогом:
-	если Т=ТН, то сопоставляемые варианты равноценны;
-	если Т<ТН, то наиболее эффективным является вариант с меньшим сроком окупаемости капитальных вложений;
-	если Т>ТИ, то техническое решение неэффективно.
Величина нормативного срока окупаемости должна приниматься для всей страны ЕДИНОЙ и на длительный срок. Однако сегодня эту величину каждый регион России принимает по-своему. Например, в Москве Е„=10 годам или £„=0,1. В истории России нормативный срок окупаемости в начале 30-х годов составлял 25 лет, затем он снизился до 12,5 лет и постепенно достиг 8 лет. При расчете эффективности должны соблюдаться условия сопоставимости технических решений. Условиями сопоставимости вариантов являются:
-	одинаковая роль каждого из сравниваемых вариантов в удовлетворении потребностей народного хозяйства (взаимозаменяемость сравниваемых вариантов);
-	полный учет элементов затрат по всем сравниваемым вариантам;
-	строгое соблюдение единства методов стоимостной оценки всех элементов затрат по всем сравниваемым вариантам;
-	равная степень надежности бесперебойной работы объекта.
Эффективность капитальных затрат, определяемая по формулам (6.1), (6.2) и (6.4), рассчитывается из условия, что капитальные
165
вложения осуществляются в 1 год, а ежегодные издержки производства (себестоимость) являются постоянными величинами. Если в течение всего срока окупаемости капитальные вложения по сравниваемым вариантам осуществляются в разные сроки, а текущие затраты изменяются во времени, то сравнение следует производить по нормативному коэффициенту эффективности капитальных вложений Е„, исходя из формулы сложных процентов:
Пт =^КП^ЕИ)Т-П +^СП(\+ЕИГ ,	(6.5)
„=1	П=1
где Пт - приведенные затраты через Т лет;
Т - рассматриваемый период времени, лет;
Кт(Ст) - соответственно суммарные будущие затраты или доходы в год.
Экономический анализ, использующий методику приведенных текущих и следующих событий, называется «дисконтированием», в этом случае ставка дисконта Ен>0. Способ дисконтирования следует применять в наши дни, когда существует значительная инфляция (более 5% в год) и коммерческие банки, которые производят отчуждение денег (труда) у производителей продукции и услуг (у рабочих и крестьян), используя ставки дисконта, устанавливаемые по закону. Суть метода дисконтирования состоит в воспроизведении условий в текущем и будущем потреблении продукции с учетом ценности денег во времени.
В развернутом виде составляющие формулы (6.5) можно представить так:
Пт =^Кп(С^+ЕнГ =К^\\+ЕкГ +^2(C2X1+Ej-2 +...
+ /UQ..X1+EJ +/СГ(СГ),
где Ki(Cj), K2(C2),...Kt.i(Ct-i), ЕТ(СТ) - соответственно капитальные вложения (эксплуатационные затраты) соответственно года строительства (эксплуатации) объекта;
Г - период строительства или эксплуатации объекта.
Если бы деньги служили для эквивалентного обмена товарами, то тогда бы не было инфляции, не было бы коммерческих банков и ценность денег в любом году была бы одинаковой, т.е. ценность денег не изменялась бы во времени. При дисконтировании деньги сейчас имеют большую ценность, чем деньги, полученные позднее.
В табл.6.1 показаны будущие выплаты при инвестировании в производство 1 доллара или 1рубля из расчета 5; 10 и 20% годовых.
166
Таблица 6.1.
Будущие выплаты при инвестировании в производство 1 доллара или 1 рубля из расчета 5; 10 и 20% годовых
Время выплат	Коэффициент приведения (7+ЕДгпри величине дисконта Ен			Выплачиваемая сумма, долл, (руб.)		
	0,05	0,1	0,2	0,05	0,1	0,2
Сейчас	1,05°	1,1°	1,2°	1,0	1,0	1,0
Через год	1,05*	1,1*	1,2*	1,05	1,10	1,21
Через два года	1,052	1,12	1,22	1,10	1Д1	1,44
Через три года	1,053	1,13	1,23	1,16	1,33	1,73
Через пять лет	1,055	1,15	1,25	1,28	1,61	2,49
Через десять лет	1,0510	1,110	1,210	1,63	2,56	6,19
Через двадцать лет	1,О520	1,120	1,220	2,65	6,66	38,3
Из таблицы видно, что потребителю все равно - истратить 1 доллар (рубль) сейчас или одолжить его инвестору, который через 10 лет выплатит ему 2,56 доллара или рубля при величине дисконта Ен=0,1,
При инвестировании необходимо учитывать инфляцию, средний уровень которой всегда меньше процента дисконта. Реальная процентная ставка Е* с учетом инфляции равна:
Е*И=(Е^/(1+Е^,
где Еи - средний уровень инфляции за год.
Серьезная неточность всех технико-экономических расчетов требует при принятии оптимального решения привлекать к анализу и синтезу дополнительные критерии. Одним из таких критериев является интегральный показатель, определяющий достоинство технического решения - чистый дисконтированный доход (ЧДД). ЧДД равен разности между ценностью потока будущих доходов и затрат, связанных с эксплуатацией и техническим обслуживанием на всем протяжении срока службы объекта:
Если чистый дисконтированный доход имеет положительное значение, то его можно рекомендовать для инвестирования.
167
6.3.	Технико-экономические расчеты при определении эффективности теплозащиты ограждающих конструкций зданий
В строительной отрасли используется не менее 55% добываемых ежегодно и идущих на внутренние нужды первичных энергоресурсов. Только на отопление и вентиляцию гражданских и производственных зданий расходуется 45% вырабатываемой тепловой энергии (450 млн.тут). На сегодняшнем этапе развития России техникоэкономические расчеты эффективности теплозащиты зданий практически потеряли всякий смысл. Утрата государством контроля над денежными потоками, передача заводов и колхозов в частные руки (любой бизнесмен склонен к воровству, а иначе он при наших законах разорится), высокая инфляция, кредитные ставки и многое, многое другое - всё это ведет к разорению страны. Академик и директор Института народнохозяйственного прогнозирования РАН Ю.В. Яременко писал "...сколько бы ни вталкивали сейчас нашу экономику в рынок, она будет только трещать и ломаться, но в рынок в том виде, в каком она есть, не войдет" [228].
Снижение расходов энергии при строительстве и эксплуатации зданий связано с проектно-технологическими мероприятиями по определению оптимального или рационального уровня теплозащиты наружных ограждающих конструкций: стен, покрытия, окон и пола. Технико-экономические расчеты при определении эффективности теплоизоляции ограждающих конструкций зданий производятся в денежном выражении.
Выбор рационального решения при сравнении двух вариантов ограждающих конструкций производится по нормативному сроку окупаемости капитальных затрат Т„. При сравнении многих вариантов выбор оптимального решения определяется по минимуму приведенных затрат. Оптимальные решения можно получить только для однородных однослойных конструкций, например, стен из кирпича или керамзитобетона, а также при анализе многослойной конструкции, исследуя ее теплоизоляционный слой.
Уравнение приведенных затрат (6.1) можно преобразовать к виду [21,36]:
П=К+ С -Тн =Кк+ ёут -Cym+Qm -Ст-Т„,
где Кк - стоимость конструкции ограждения без теплоизоляционного слоя;
дут, сут - соответственно толщина и стоимость утеплителя; с„, - стоимость тепловой энергии;
168
Qm- количество теряемого тепла, которое определяется по формуле:
Qt= D
R„+8ym!^ym
где D=(te-tOm.neP) - градусо-сутки отопительного периода.
Тогда приведенные затраты составят:
П = К + СТ =К + ё cm + Dc™T* .	(6.6)
« к уот joti D с и	v 7
+ °ym лут
Продифференцировав (6.6) по и приравняв первую производную к нулю, получим:
dn =с - Dc-T- =0
Откуда находим оптимальную величину сопротивления теплопередаче:
СОПОТ	1 „ гр
R™m =Rk+ ут = I”" , м2оС/Вт. (6.7) ^ут \| ^ут^ут
Недостатком полученного решения является то, что при использовании формулы (6.7) минимум приведенных затрат не совпадает с минимумом срока окупаемости, так как по определению, срок окупаемости принятого решения всегда должен быть меньше нормативного срока окупаемости, назначенного волевым порядком Т<ТИ.
Пример определения R^"m приведен в [21]
Требуется определить оптимальное сопротивление теплопередаче для трехслойной стеновой панели.
Район строительства - Москва. Продолжительность и температура отопительного периода Zomnep=212 сут, tvmnep=3,7 °C. Конструкция панели: наружный фактурный слой из бетона ё =0,02 5 м; слой утеплителя — пенобетон: р=600 кг/м3, Аут=0,174 Вт/(м2оС), внутренний отделочный слой из того же бетона, что и наружный ё =0,015 м.
Температура внутреннего воздуха в помещении te=l8 °C. Стоимость теплоизоляции из ячеистого бетона Сут=21,5 руб/м3, стоимость тепловой энергии ст=0,48-10'9руб/Дж (цены 1982г.).
Срок окупаемости капитальных затрат Тн=8,3 года.
Решение. Определяем градусо-сутки отопительного периода
D = (/. -= (18 + 3,7)-212 = 4600 “С.сут.
169
По формуле (6.7) находим оптимальную величину приведенного сопротивления теплопередаче:
ронм 14600 • 3600 • 24• 0,48  10'9 • 8,3 _. .. 2o_/R
р = ------------------------------=0,65 м С/Вт.
V	0,174-21,5
Согласно СНиП П-3-79 "Строительная теплотехника", требуемые значения сопротивления теплопередаче трехслойной панели составляют R^p =0,94м2оС/Вт.
Сравнивая требуемое значение сопротивления теплопередаче R"v, полученное из условия обеспечения санитарно-гигиенических требований, с оптимальной величиной, видим, что R^'m < R{"'" и на внутренней поверхности стены возможно выпадение конденсата. В настоящее время, хотя цены на топливо и материалы изменились, но отношение с1П/Су„, осталось примерно таким же, как прежде. В то же время по СНиП П-3-97* "Строительная теплотехника" издания 1998 г. требуемое значение составляет 7^"'’=3,16м2оС/Вт. Таким образом, разрыв между R^""‘ и R^p еще больше увеличился и, следовательно, мы получаем не экономию ресурсов, а значительный перерасход.
Технико-экономические расчеты по СНиП "Строительная теплотехника"
За последние 40 лет методические принципы определения оптимального сопротивления теплопередаче строительных конструкций в различных редакциях строительных норм изменялись. Так, технико-экономические расчеты наружных конструкций зданий берут свое начало со СНиП П-А. 1 -62 "Строительная теплотехника" (издание 1962 г.), где было указано, что величину сопротивления теплопередаче наружных ограждающих конструкций зданий, определяемую на основе R£'p, следует уточнять экономическим расчетом. В то же время методики технико-экономических расчетов для ограждающих конструкций зданий не было, хотя существовала общесоюзная типовая методика определения капитальных вложений и новой техники [84].
Только в 1973 г. в СНиП П А.1-71 "Строительная теплотехника" впервые в нормативном порядке был установлен метод определения экономически целесообразного сопротивления теплопередаче RqK . Он предусматривал определение сопротивления теплопередаче стен, покрытий, пола, исходя из экономических условий, по следующей формуле:
170
г = '.БК + БЭТИ
'У утп огр.
где Бк - удельные капитальные вложения в устройство системы теплоснабжения;
Бэ - годовые эксплуатационные затраты на отопление;
Когр - стоимость 1м3 однослойной ограждающей конструкции или теплозащитного слоя многослойной конструкции.
По этим нормам разрешалось для стен из кирпича не проводить экономических расчетов. Экономически целесообразным считался уровень теплозащиты здания, у которого приведенные затраты на изготовление и эксплуатацию оболочки здания (без пола) были минимальными
Пст 'Fcfn+Пок 'Бок+Ппок/Бпок минимум.
Приведенные затраты для стен и покрытий здания определялись по формуле:
П , ,=Л -k -R™ + Бк+Б^,руб./м*.
стп(тюк) утп огр. О	ту эк	’ г J
Для окон приведенные затраты рассчитывались по формуле:
/7 I 77 Т
Пок = (1 + 0,05ТХ + *	, руб./м2,
где кок - сметная стоимость 1м2 оконного блока в руб.;
R°K - сопротивление теплопередаче.
В следующей редакции СНиП 113-79 " Строительная теплотехника" технико-экономические расчеты были изменены. Экономически целесообразное термическое сопротивление теплоизоляционного слоя (утеплителя) R3Km предварительно определялось из выражения:
рэк утп
(6-8)
п Dmc I утп	mm
Л -с  Е f утп утп н где пут - коэффициент, учитывающий отношение термического сопротивления утеплителя к сопротивлению теплопередаче, равный 0,85;
т - коэффициент, учитывающий дополнительные потери тепла на инфильтрацию наружного воздуха, равный 1,05;
1т - коэффициент, учитывающий изменение стоимости тепловой энергии на перспективу.
171
Экономически целесообразное сопротивление теплопередаче R’“ определялось из условия наименьших приведенных затрат при сравнении вариантов ограждающих конструкций:
П = К +
Р-т'ст-1,„ R0E„
где К - единовременные затраты.
В этой редакции норм было сделано исключение для стен из кирпича и природного камня, для которых Ro допускалось принимать на 5% меньше требуемой величины сопротивления теплопередаче R"'p , определенной по санитарно-гигиеническим условиям.
В очередной редакции СНиП П-3-79* “Строительная теплотехника" издания 1986 г. требования к уровню теплозащиты ограждения конструкций, изложенные в п.2.1*, существенно изменились: "Сопротивление теплопередаче ограждающих конструкций R”f должно быть не менее требуемого сопротивления теплопередаче R”'1’ и экономически целесообразного сопротивления теплопередаче 7?“ ,определяемого по п.2.15*”. В пункте 2.15* было записано, что экономически целесообразное сопротивление теплопередаче 1Д, м2 °С/Вт ограждающей конструкции следует принимать равным сопротивлению теплопередаче Ro того же варианта ограждающей конструкции, при котором обеспечивается наименьшая величина приведенных затрат:
n rr 11,3-10’4£>с	2
П = К + —----------руб/м
Ro
Итак в этих нормах способ определения экономически целесообразного сопротивления теплопередаче был значительно упрощен. Прежде в нормах 1979 г., величина R" определялась в два этапа. На первом этапе находили экономически целесообразное термическое сопротивление теплоизоляции однослойной или многослойной конструкции RK , и только потом определяли приведенные затраты и приведенное сопротивление теплопередаче Rv.
Приведем примеры расчета определения минимальных значений приведенных затрат и сопротивления теплопередаче по СНиП П-3-79** издания 1986 г. для различных конструкций стен, выполненные авторитетными экономистами [199, 85]. Два первых примера приведены в справочном пособии к СНиП П-3-79** "Строительная теплотехника" [199].
Пример 1. Определить толщину наружной стены жилого здания из керамзитобетонных панелей. Пункт строительства гХабаровск D=5760 °С-сут. Стоимость тепловой энергии ст =0,48-ПТ9руб/Дж,
172
требуемое сопротивление теплопередаче стены R™1' =0,97 м2оС/Вт, что соответствует её толщине 6=0,41 м.
В таблице 6.2 приведены расчеты 7?0 и 77 для трех толщин стены.
Таблица 6.2
Приведенные затраты наружной стены из керамзитобетонных панелей
Толщина конструкции, м	R* , м^С/Вт	К, руб/м2	П, руб/м2
0,4	1,032	51,09	82,75
0,5	1,264	55,72	81,45
0,55	1,379	58,07	81,72
На основании расчетов принято решение, что минимальные приведенные затраты у стены из керамзитобетона толщиной <£=0,5 м, сопротивление теплопередаче которой В^ = 1,27 м2оС/Вт.
Таким образом,
Ro = R™ = 1,27 м2оС/Вт> R^ = 0,97 м2оС/Вт.
Пример 2. Имеются два типа трехслойных стеновых панелей жилого здания серии 90 с наружным и внутренним слоями из керамзитобетона и средним слоем из пенополистирольного пенопласта. Толщины указанных панелей и их средних утепляющих слоев равны соответсвенно 35 и 10 см; 35 и 15 см; 40 и 12 см. Требуемое сопротивление теплопередаче стены R™1’ =1,12 ,м2оС/Вт.
Определить, какой из двух типов панелей экономически целесообразно применять в наружных стенах жилого дома в г. Кемерово.
Результаты расчета приведенных затрат двух типов трехслойных панелей представлены в таблице 6.3.
Таблица 6.3.
Приведенные затраты трехслойных панелей
Толщина, м		м2°С/Вт	К, руб/м2	77, руб/м2
конструкции	среднего утепляющего слоя			
35	10	1,207	41,416	59,52
35	15	1,207	42,358	59,48
40	12	1,264	43,414	60,70
Результаты расчетов показали, что экономически наиболее целесообразным решением является панель толщиной 35 мм, у которой толщина теплоизоляции составляет 15 см. Из двух сравниваемых вариантов стен трехслойная стеновая панель имеет наимень
173
шие значения приведенных затрат 77,^=59,48 руб/м2 . Приведенные оптимальные значения наружной стены из керамзитобетона намного выше /7М1т=81,45 руб/м2.
Наиболее интересные технико-экономические результаты выполнены в [85]. В табл.6.4 определены экономически целесообразные толщины различных стеновых конструкций для трех городов России: Дмитрова,. Красноярска и Тынды.
Анализ таблицы 6.4 показывает, что, как и в первых двух вариантах расчета, наиболее эффективным решением является трехслойная железобетонная панель с толщиной 250 мм, имеющая минераловатный утеплитель 150 мм, приведенные затраты которой составляют /7)1/,=34,96 руб/м2. Другие технические решения являются неэффективными, так как их оптимальные (наименьшие) значения приведенных затрат намного выше трехслойной панели с утеплителем из минеральной ваты или из пенополистирола.
Из анализа следует, что смысл экономических расчетов - найти минимум приведенных затрат (оптимальное значение) для каждого технического решения и из всех рассмотренных вариантов выбрать единственный вариант-минимум из оптимальных значений.
После распада СССР изменился политический строй, и эффективность капиталовложений при расчете наружных ограждений стала оцениваться не по минимуму приведенных затрат, а по "зарубежному опыту", согласно которому чем выше уровень теплозащиты оболочки здания, тем большую экономию энергии при эксплуатации здания мы имеем. Этот бесспорный, но ЧАСТНЫЙ эффект экономии топлива при эксплуатации зданий взят на вооружение Госстроем РФ, он нашел отражение в нормативных документах, например в [192] и в региональных нормах [123]. Так, если при нулевом варианте для Москвы минимальный уровень теплозащиты 7?7’ =1 м2°С/Вт, то при первом этапе норм 1994 г. он должен быть более 7?7’>2,2 м2°С/Вт, при втором (издание 1998 г.) - 7?7’>3,2 м2оС/Вт. В дальнейшем, чтобы не отстать от Запада, по замыслу основного разработчика СНиП П-3-79* "Строительная теплотехника" предполагается замена минимального уровня теплозащиты ограждающих конструкций на более высокие величины.
В научной литературе по вопросу оценки технико-экономической эффективности уровня теплозащиты зданий имеется огромное количество работ, которые невозможно и бессмысленно здесь называть и анализировать. Все они базируются на упомянутых выше методиках и носят приближенный характер. При выборе и расчете эффективности наружных ограждений зданий по этим методикам следует сделать некоторые критические замечания:
174
Таблица 6.4
Определение экономически целесообразных толщин стеновых конструкций для жилищного строительства
Примечание. Выделенные цифры являются экономически целесообразными. В скобках приведены толщины утеплителя. Показатели даны для 1м2 стеновой конструкции.
175
-	существующие строительные нормы [194] разрешают принимать любой уровень теплозащиты, лишь бы он был БОЛЬШЕ требуемого значения R'"1’ . Однако в этот разрешенный диапазон приведенных значений сопротивления теплопередаче от R^' = R"1’ до А'/ плюс бесконечность практически редко вписывается его оптимальное значение/^", определяемое по формуле (6.1);
-	при расчете эффективности светопрозрачных ограждений, как правило, принимаются во внимание только их теплозащитные свойства, что приводит к повсеместному нарушению СНиП 23-05-95 "Естественное и искусственное освещение";
-	в расчетах экономической эффективности соблюдается сопоставимость сравнительных вариантов по нормативному коэффициенту эффективности капитальных вложений за короткий срок времени (8-15 лет). В действительности одни здания служат 30-50 лет, другие 100 и выше. Отсутствие сравнительных вариантов по их долговечности приводит к существенным ошибкам в расчетах;
-	в формулу (6.8) нельзя вводить коэффициент Zm, учитывающий повышение тепловой энергии на перспективу, так как одновременно с повышением тарифов на тепловую энергию увеличиваются затраты на производство строительных материалов, конструкций, монтажные и транспортные расходы;
-	при теоретическом расчете приведенных затрат одно- и многослойных ограждающих конструкций невозможно найти минимум приведенных затрат, так как функция приведенных затрат П от сопротивления теплопередаче R"'’ не является непрерывной. Сейчас находят минимум приведенных затрат только для термического сопротивления однослойной конструкции или слоя теплоизоляции, пренебрегая термическими сопротивлениями пограничных слоев воздуха у наружной поверхности Rn и внутренней Л , а в многослойной конструкции анализируют только ее теплоизоляционный слой;
-	существующие методы расчета эффективности наружных ограждений являются субъективными, так как оценка энергосберегающих мероприятий ведется в денежном выражении. При действующей системе ценообразования (спрос-предложение) цены не отражают народнохозяйственную стоимость товара и использование их в технико-экономических расчетах приводит к значительным погрешностям, искажающим результаты сопоставления технических решений. Решение проблемы усугубляется при применении метода дисконтирования, в котором участвуют коммерческие банки, биржи и на которое влияет инфляционные процессы в стране.
176
6.4.	Тарифы, экономика, эффективность
Основной задачей проводимых реформ является повышение эффективности производства, которое должно быть, согласно Конституции РФ, общественным (единственным субъектом власти, согласно ст.З Российской Федерации, является её многонациональный народ) [102]. От эффективности производства зависят темпы роста ВВП и повышение уровня благосостояния народа. Сегодня, когда производственные фонды изношены, а квалифицированные кадры покинули производство, для восстановления разрушенного хозяйства требуются капиталовложения, и значительная часть национального дохода должна быть отвлечена для производственного накопления. Повышение эффективности производства в стране и, в частности, в строительстве главным образом связано с тарифами на энергоносители.
Тарифы на энергоносители зависят от себестоимости производства тепловой и электрической энергии . Себестоимость тепловой и электрической энергии не должна из года в год повышаться, как это заявляют естественные монополии, а должна снижаться за счет сокращения живого и общественного труда. Для предприятий, выпускающих тепловую и электрическую энергию, основным показателем является себестоимость 1 кВт ч энергии. Этот показатель наиболее полно отражает работу производителей энергии с учетом их отношения к внедрению и освоению новой техники, повышению использования оборудования, снижению удельных расходов топлива и росту производительности труда.
Себестоимость 1 кВт-ч электрической энергии примерно в три раза выше тепловой. Это обусловлено разницей технологического процесса (в котельных установках производится преобразование химической энергии топлива в тепловую, а на тепловых электростанциях сначала топливо преобразуется в тепловую энергию, затем тепловая энергия преобразуется в механическую и только потом в электрическую). Последний технологический процесс, кроме котельных, требует дорогого и сложного турбинного и электротехнического оборудования.
"Российская Федерация - социальное государство, политика которого направлена на создание условий, обеспечивающих достойную жизнь и свободное развитие человека" (статья 7). Две основополагающие статьи Конституции РФ, ст 3 и 7, требуют строительства государства с высокоразвитой, высокоэффективной экономикой. Выполнение этой задачи обеспечивается, в частности, наличием в россии 70% мировых запасов сырья и энергии.Такое государство возможно построить на основе предъявления высоких требований к системе построения тарифов на энергоносители, которые должны способство
177
вать широкому и массовому внедрению технико-эффективных технологических процессов с тем, чтобы на производство товаров и услуг тратилось минимальное количество энергии и труда.
Эффективность всего государства и, в частности, строительства оценивается по электроэнергетике. В 1930 г. был создан "Энергоцентр" и составлен ПЕРВЫЙ сборник тарифов на электроэнергию, утвержденный центром, в нем были установлены единые принципы тарификации энергии по районным энергоуправлениям. В дальнейшем проводились реформы (1940, 1948, 1952, 1955гг.) тарифов на электро-теплоэнергию, связанные с общим пересмотром оптовых цен в народном хозяйстве страны. Реформы касались промышленности, но тарифы для бытовых потребителей не подвергались изменению. В 1967 г. в СССР была проведена перестройка системы цен, в результате которой цены на средства производства были значительно повышены. В связи с индустриализацией в стране сложилась двухуровневая тарифная сетка: низкие тарифы - для тяжелой (льготные тарифы были установлены для группы энергоемких предприятий), более высокие - для легкой промышленности.
В табл.6.5 показаны средние тарифы и себестоимость электроэнергии.
Таблица 6.5
Средние тарифы и себестоимость электроэнергии
Годы	Тарифы на электроэнергию коп./кВт ч		Себестоимость электро-энергии, коп./кВт ч	Рентабельность по отношению к себестоимости, %
	в среднем	в т.ч. для промышленности		
1913	16,5	-	—	—
1930	6,25	-	-	—
1940	1,043	0,849	0,793	31
1950	1,659	1,325	1,256	32
1955	1,35	1,053	0,939	44
1966	1,36	1,060	0,940	41
1968	1,55	1,290	1,150	35
Из табл.6.5 видно, что, начиная с 1913 г., тарифы на электроэнергию снижались. Исключения составляют военные годы (1940-1945 гг.) и 1968 г. Повышение тарифов на 22% в 1968 г. по сравнению с 1960 г. произошло из-за проведения в 1967 г. реформы цен, так как цены на энергоносители оказались заниженными, а цены на средства производства, наоборот, завышенными. Реформа цен 1967 г. была проведена правительством СССР, которое считало, что главной задачей сис
178
темы тарифов является правильное СОЧЕТАНИЕ ЭКОНОМИЧЕСКИХ ИНТРЕСОВ ПРОИЗВОДИТЕЛЕЙ И ПОТРЕБИТЕЛЕЙ ЭНЕРГИИ. За последние 20 лет этот фундаментальный закон был нарушен. Результат такой политики оказался плачевным - разрушена экономика страны (часть производственных фондов уничтожена, другая крайне изношена, особенно это касается ЖКХ). Произошло это потому, что производители энергоносителей завысили тарифы на энергоносители, увеличив прибыль и рентабельность в разы.
Правительство России забыло, что цены на энергоносители необходимо регулировать. Цены должны отражать общественно необходимые затраты труда, и каждое самостоятельно работающее предприятие должно быть рентабельным. Эффективность производства товаров за период с 1930 г. по 1970 г. была достигнута благодаря сочетанию интересов производителей энергии и ее потребителей. Так, например, с 1954 г. по 1966 г. удельные расходы топлива на производство 1 кВт-ч снизились на 24%, и себестоимость электроэнергии также снизилась на 24% при рентабельности 30-40%. Рентабельность потребителей энергии также была положительной и не превышала 100% (исключение составляло производство водки и некоторых других товаров). Поэтому при расчете тарифов на тепло и электроэнергию ключевым вопросом является определение общего уровня рентабельности. Одинаковые тарифы для потребителей означают различный уровень рентабельности энергосистем производителей. При наличии единой энергетической системы установление дифференцированных тарифов на электроэнергию по зонам, районам и категориям потребителей, исходя из хозяйственной самостоятельности отдельной энергосистемы, не рационально и экономически не обосновано. Это приводит к «энергетическим ценовым войнам», в результате которых будут погибать и банкротиться как отдельные энергосистемы, так и отдельные предприятия. Это закончится распадом России на отдельные части. Человек, получающий электроэнергию из единой энергосистемы на всей территории России, должен платить единую цену.
Единая энергетическая система - это единый организм, и его, как и человека, нельзя разделить на части и передавать в частные руки. Иначе будет «энергетическая война» и гибель государства.
В России тарифы на электрическую и тепловую энергию должны быть ниже, чем в других странах. В любой стране мира в каждом товаре при одинаковых технологических процессах заложено определенное количество энергии, и оптовая цена товара должна быть одинакова. Однако Россия самая холодная страна мира, у нас для производства товаров требуется строить дороги, здания и тратить больше
179
тепла и энергии на их эксплуатацию. Эти дополнительные расходы входят в себестоимость продукции. Производство тепловой и электрической энергии не может находиться в частных руках. Собственник не заинтересован в эффективном инвестировании средств в экономику, он склонен к воровству, паразитическому образу жизни и стремится спрятать прибыль за рубежом. Он будет стремиться необоснованно повышать тарифы. А это ведет к разрушению не только эффективных технологий, но и всего государства. Так, по расчетам А.И. Кузовкина, «для того, чтобы разрушить всю промышленность, достаточно поднять тариф в 2,5 раза в постоянных ценах. Тогда будет нерентабельна вся промышленность».1
Необоснованное повышение тарифов на тепловую и электрическую энергию ведет к разрушению наиболее эффективных и перспективных технологий. Высокие тарифы ТЭЦ заставляют потребителей отказаться от покупки энергии по высоким ценам. В результате ТЭЦ начинают работать в неэффективном режиме, тратя на 10-20% больше топлива и, таким образом, себестоимость энергии увеличивается, а рентабельность падает. В свою очередь, потребитель начинает создавать собственные источники энергии и на получение 1 кВт ч энергии расходует на 20-30% больше топлива. В результате такой технологии из недр земли нерационально забирается больше ресурсов, и здесь национальные интересы государства расходятся с интересами отдельных предприятий и холдингов.
Только государство может поддержать убыточные, нерентабельные, но жизненно необходимые энергосистемы, без которых не смогут выжить люди. Частник не в состоянии этого сделать. Первичная энергия (нефть, уголь, газ и уран) создана природой и НЕ МОЖЕТ БЫТЬ ТОВАРОМ. Она, согласно Конституции России, принадлежит народу, а не отдельным людям.
6.5.	Энергетическая модель и эффективность при строительстве и эксплуатации здания [175]
Правительство утвердило "Энергетическую стратегию России" [224], основной целью которой является "...максимально эффективное использование природных топливно-энергетических ресурсов ипотенциала энергетического сектора для роста экономики и повышения качества жизни населения страны". Так как основным потребителем в стране энергии (тепловой и электрической) является
’Кузовкин А.И. Соотношение цен на различные виды топлива. Открытый семинар Института народнохозяйственного прогнозирования РАН «Экономические проблемы энергетического комплекса», М., 2002.
180
строительный комплекс, то этот документ указывает путь для формирования мер и механизмов государственной энергетической политики.
Применительно к строительству главными задачами и приоритетами энергетической политики и стратегии являются:
-	полное и надежное обеспечение населения и экономики страны энергоресурсами по доступным ценам;
-	использование энергоресурсов только за счет рационального их потребления;
-	снижение удельных энергозатрат за счет применения энергосберегающих технологий и оборудования при производстве строительных материалов, конструкций, зданий и сооружений;
-	снижение удельных энергозатрат при эксплуатации зданий и сооружений;
-	минимизация техногенного воздействия на окружающую среду при строительстве и эксплуатации зданий;
-	повышение эффективности строительного комплекса и рост производительности труда.
Для выполнения поставленных Правительством задач необходимо иметь единицу измерения, с помощью которой можно было бы вести оценку потребляемой энергии первичных энергоресурсов при производстве товаров и услуг, чтобы при одинаковых потребительских качествах выбрать вариант технического решения с минимальным потреблением энергии. Это является первым условием при разработке комплексного метода расчета инвестиций. Сейчас для эквивалентного обмена товарами и оценки технических решений служит денежная единица. На современном этапе развитии человеческого общества деньги служат исключительно для обмана людей (для эксплуатации человека человеком), а не для эквивалентного обмена товарами. Можно привести тысячи примеров в подтверждение этого утверждения. Достаточно сказать, что цена тонны нефти на бирже в разные годы может колебаться в разы. Неужели количество энергии, заключенное в 1 т нефти, меняется также в разы? По законам природы, автомобиль, заправленный 1 тонной солярки, может пройти 2500 километров (расход топлива 40 кг на 100 км). По законам людей, придумавших деньги, он в один год может пройти 2500 км, а когда горючее подешевеет вдвое - 5000 км. И так во всем. Американец А. Холл пишет, что... "большим техническим пороком системы рыночных цен является неустойчивость денежной единицы. Физик не потерпел бы измерительной линейки, сделанной из резины" [212]. Другой американец, лауреат Нобелевской премии за 1999 г. в области экономики Р.Манделл, утверждает, что... «объем информации, содержащейся в денежных знаках, равен нулю».
181
Если до 1970-х гг. золото на всей планете было арбитром обмена товарами, то теперь произошло падение системы "золотого стандарта" по причине глобализации американского капитала. Отмена «золотого стандарта» двинула вперед американский монетаризм, и бумажный доллар стал псевдотоваром. В России долларовая масса составляет примерно 68% национальной денежной массы, и все расчеты производятся как в долларовом, так и в рублевом исчислении.
Из сказанного следует, что в настоящее время денежные знаки в полной мере не могут служить критерием для расчета техникоэкономических инвестиций в строительстве.
Чтобы найти объективную единицу измерения для оценки эффективности потреблния первичных энергоресурсов, нужно обратить взоры на наше Мироздание (вечное и бесконечное), созданное по принципу кругооборота энергии в пространстве и во времени (первый закон термодинамики: энергия не исчезает и не возникает вновь). Тогда эффективность технических решений следует оценивать в энергетических единицах (джоулях), которые не зависят ни от правительства, ни от печатного станка, ни от инфляции. Джоуль или ватт-час во всех странах джоуль, с помощью которого можно измерять работу и её эффективность при производстве товаров и услуг. Такая энергетическая единица является СИСТЕМООБРАЗУЮЩЕЙ из всего спектра единиц измерения физических величин, подлежащих применению в строительстве.
На рис.6.1 показана схема кругооборота энергии в пространстве Мироздания. Сплошное пространство Мироздания заполнено
Рис. 6.1. Схема кругооборота энергии в природе: Космос-Солнце-Земля—Здание-Космос
182
"субъектами вселенной" между которыми постоянно происходит обмен энергией. Рассмотрим цепочку обмена энергией "Космос-Солнце-Земля-Здание-Космос'.' На Землю энергия в основном поступает от Солнца в виде электромагнитных лучей. Все субъекты Вселенной (даже мысль) имеют массу. Масса и энергия, согласно закону Эйнштейна, взаимозаменяемы.
Е=т(?, Дж
Солнце постоянно отдает энергию, и масса его уменьшается, Земля благодаря фотосинтезу растений ловит небольшую часть этой энергии, и её масса увеличивается. В то же время на Земле все теплофизические процессы протекают по второму закону термодинамики, согласно которому энергия при совершении работы рассеивается (уходит в космос).
В течение прошедших десятков миллионов лет, благодаря растительному миру, электромагнитные лучи Солнца были превращены в невозобновляемые источники энергии: нефть, газ, уголь, уран (в консервы). Кроме того, на Земле имеются возобновляемые источники энергии в виде растений, водостока, ветра и облучения тел электромагнитными лучами солнца. Невозобновляемые источники энергии являются источниками жизни и богатства нынешних и будущих поколений людей, и их нужно беречь и экономно расходовать.
На строительство, отопление, вентиляцию и утилизацию здания необходимо взять энергию из недр земли, превратить её (в котельной или ТЭЦ) в тепло или электричество, а затем использовать эту энергию при эксплуатации здания. Таким образом, выстраивается цепочка: недра земли-котельная-теплотрасса-здание-космос.
При использовании энергетической единицы измерения оценка эффективности всех технологических процессов и явлений (работы) должна производиться на основе составления балансовых уравнений энергии. Так, например, при изъятии из недр земли энергии для отопления здания можно составить балансовое уравнение:
Еист=Едоб^Е кот+Етр+Езд+Еут, Дж-(Вт-ч),	(6.9)
где Е ист - количество энергии, взятое из недр земли (источник энергии);
Едоб - количество энергии, истраченное на добычу, переработку и доставку первичных энергоресурсов на тепловую станцию или котельную;
Екот - количество полученной тепловой энергии;
Етр - теплопотери при транспортировке от котельной до здания;
183
Е3д - количество энергии, истраченной на строительство и отопление здания;
Еут - количество энергии, истраченной на демонтаж и утилизацию здания.
Эффективным будет тот вариант технологического процесса, в котором здание забирает из недр земли минимальное количество энергоресурсов. Вычленим из уравнения (6.9) Е3ь и выполним энергоэкономический анализ элементов наружных ограждающих конструкций и оболочки здания в целом, исходя из того, что:
-	при реконструкции и новом строительстве зданий необходимо исходить из рационального использования невозобновляемых источников энергии на основе обеспечения комфортных условий в помещении при минимальных энергетических затратах за срок их службы;
-	совершенно недопустимо при решении проблемы оптимизации потребления первичных энергоресурсов принимать во внимание только расход энергии при эксплуатации здания без учета энергетических затрат, необходимых для производства строительных материалов, изделий, конструкций и возведения здания в целом.
Метод. Комплексный метод расчета энергетических затрат тепла при строительстве здания и его эксплуатации основан на использовании теории размерностей, теории подобия и теории переноса энергии. Он включает создание в безразмерном виде целевой функции для целого класса явлений и нахождение минимума энергетических затрат при строительстве и эксплуатации здания.
Методика. Методика расчета энергетических затрат тепла при строительстве и эксплуатации здания состоит в нахождении количества энергии, взятой из недр земли для строительства здания, его демонтажа и утилизации. Это количество энергии равномерно распределяется за срок эксплуатации здания. Кроме того, рассчитывается количество энергии, затраченное при эксплуатации здания в течение срока его службы, и так же по времени равномерно распределяется. Используя теорию размерностей и подобия, находим целевую функцию для целого класса явлений. После нахождения эталонного элемента ограждения представляем целевую функцию в безразмерном виде и для каждого элемента наружного ограждения рассчитываем минимум энергозатрат оболочки здания.
Ниже приводится методика расчета минимума затрат для оболочки здания и ее анализ[175].
Общие энергетические затраты Еобщ на создание оболочки здания и его эксплуатацию равны:
Е, = Ест +ЕОК +Епок + Епм, Втч,	(6.10)
общ сум сум сум сум ’	’	'	/
184
где Ес"м, Е°*м, Е™, Е™^ - соответственно суммарные энергетические затраты стен, окон, покрытия и полы.
Оболочка здания (стены, окна, покрытия, пола) за время своего существования сначала забирает энергию недр земли на создание ог-раадающих конструкций, затем на их ремонт и в конце срока существования - на демонтаж и утилизацию. Это количество энергии Ек.
В процессе эксплуатации здание потребляет энергию из недр земли Еэ на поддержание необходимого по нормам температурновлажностного режима (рис.6.2).
Суммарные энергетические затраты Есум. любого элемента здания (стены, окна, покрытия и пола) составят:
ЕсуЛ1=Ек+Еэ, Вт ч
Разделив Есум на площадь наружных ограждающих конструкций FH, м2 и время эксплуатации здания z, ч, найдем удельные потери энергии с 1м2 в 1ч.:
qcyM=qK+q3, Вт/м2.	(6.11)
Если в качестве первого условия энергоэкономического анализа и определения уровня теплозащиты ограждающих конструкций была выбрана энергетическая единица измерения, то вторым условием является правильное нахождение эталона, с которым можно сравнить
Рис. 6.2. Схема расхода невозобновляемых источников энергии на отопление здания и на создание наружных ограждающих конструкций
185
f
другие конструкции и определить единственное (оптимальное) решение (минимальный удельный тепловой поток и оптимальный уровень теплозащиты элемента ограждения R^m ).
В качестве такой единицы измерения может служить эталонный элемент наружной ограждающей конструкции (рис.6.3), объем которой равен 1 м-1 м- 8'к м, м3, а коэффициент теплопередачи составляет к*=1Вт/м2°С и, следовательно, сопротивление теплопередаче 7?’=1м^°С/Вт.
Такой эталонный элемент представляет комплексную единицу измерения, связывающую энергию, пространство и время. Применение его в расчете позволяет значительно упростить решение задачи. В этом случае количество тепловой энергии за 1 час прямо пропорционально перепаду температур между внутренним и наружным воздухом. С помощью этого эталона можно использовать теорию подобия и размерностей и найти аналитическое решение для целого класса подобных ограждающих конструкций.
Удельный тепловой поток этой эталонной ограждающей конструкции составит:
= ('« - 'Ж = К • (/, - /„) = 1 • (/„ - Вт/м2, (6.12) а любой другой конструкции:
9, = ('. - 'Ж" = К  - г,,), Вт/м2 ,	(6.13)
где 1,„ t„ - соответственно температуры наружного и внутреннего воздуха;
R!’ - приведенное сопротивление теплопередаче ограждающей конструкции.
Рис. 6.3. Эталонный элемент наружного ограждения.
186
Разделив уравнение (6.13) на уравнение (6.12), получим уравнение в безразмерном виде:
= % = \ =l./?oP =к3- q3=q3 Ro =q3 k3.	(6.14)
q3 W К
Точно так же поступаем с величиной QK энергии, идущей на создание ограждающей конструкции. Будем называть ее энергоемкостью конструкции. Энергоемкость эталона £)*, Вт-ч/м2, представляет собой энергию (работу), затраченную на создание 1м2 эталонного элемента оболочки здания, сопротивление теплопередаче которого ЛдТ м2оС/Вт.
Разделив энергоемкость эталона , Вт-ч/м2 на время эксплуатации здания z, получим удельную энергоемкость эталона, которую можно сопоставить с удельной энергией, затраченной при эксплуатации здания q3, Вт/м2:
q'K = Q*K z, Вт/м2.	(6.15)
Учитывая, что энергоемкость qK любой ограждающей конструкции изменяется относительно эталонного элемента прямо пропорционально 8, м3, и R^p , м2оС/Вт, можно записать:
ПЧр
д: = д= ° ,qK=QK Ro.	(6.16)
qK д Ro
Подставив (6.14), (6.15) и (6.16) в уравнение (6.11), получим в безразмерном виде уравнение, с помощью которого можно определить суммарные энергетические затраты:
к сум = к3 + кК = к3 + Sa  к3,	(6.17)
или ксуМ = 1 R’o + Sa  R’o ,	(6.18)
где Sa = q* q* = к'к к* = Q'K  7?‘ [z(/„ - /„)] - безразмерный критерий. Критерий Sa связывает энергоемкость Q’ и теплозащиту R^ эталонного элемента ограждающей конструкции с долговечностью z и климатическим районом строительства (/«-/„).
„	энергоемкость—теплозащита	г
Sa= Г	„	-	- = безразмерное число
долговечность — район строительства
Критерий Sa показывает, насколько энергоемкость эталона больше или меньше его теплопотерь.
Суммарные годовые энергетические затраты любого элемента оболочки здания (стена, окно, потолок, пол) рассчитываются по формуле:
Qcy^ = 0,024 ’ ксуМ. D кВт-ч/год,	(6.19)
187
где кпм = к} -к, = 1 • кг, Вт/м2оС;
D - градусо-сутки отопительного периода, °Ссут.
При определенном сочетании энергоемкости элемента здания и
его теплопотерь можно получить минимальное значение Для этого необходимо целевую функцию (6.18)
продифференцировать по R^ и приравнять её к нулю:

d dRop
~ + SaRo"\ = O, Ro )
тогда получим минимальное значение приведенного сопротивления теплопередаче:
7?oin = 1/Scfi или <in = Sa%,	(6.20)
После подстановки (6.20) в (6.17) и (6.18) суммарный коэффициент гти будет равен
к™ =2-к?" =2-50%.	(6.21)
На рис.6.4 уравнение (6.18) показано в графическом виде. Все три величины , Ro’ и Sa - безразмерные, и каждый параметр влияет друг на друга.
Рис.6.4 представляет собой энергетическую карту всех существующих и проектируемых ограждающих конструкций. По приведенному сопротивлению теплопередаче и критерию Sa можно судить об энергоэффективности конструкции. При Sa=0 энергоемкость конструкции Q" =0, т.е. ограждение отсутствует, следовательно, вести расчеты по формулам (6.7) или (6.8), когда
= бессмысленно. Однако во всем мире именно такие расчеты и проводят, пренебрегая энергоемкостью оболочки здания и
Рис. 6.4. Зависимость кп«. от Roпри различных значениях критерия Sa
188
эксплуатируя частный эффект экономии энергии, получаемый путем увеличения уровня теплозащиты оболочки здания.
Принцип расчета по СНиП П-3-79* "Строительная теплотехника" заключается в том, что уровень теплозащиты любого элемента оболочки здания должен быть больше требуемой величины, т.е.
R^ > R^p , м2оС/Вт или к3 <к"р , Вт/м2оС.
Таким образом, строительные нормы не принимают во внимание энергоемкость конструкции, не учитывают, что для каждого конструктивного решения существует R^m , при котором из недр земли забирается минимальное количество энергии, не учитывают также срок службы здания в целом и отдельных его элементов в частности. Игнорирование указанных факторов приводит к перерасходу строительных материалов, к снижению производительности труда и количества вводимых в эксплуатацию гражданских и производственных зданий. Так, например, если уровень теплозащиты оболочки здания будет в 10 раз больше или меньше R£m , то мы построим в 5 раз меньше домов, чем при R"p = R^'" .
На рис.6.5 в безразмерных логарифмических координатах построен график зависимости tf™,”, А',""", ^Г'" от критерия Sa (формулы (6.20) и (6.21)). Рис.6.5 представляет собой энергетическую карту для проектирования ограждающей конструкции, которая бы забирала из недр земли минимальное количество энергии. Как видно из рисунка, для такой конструкции необходимо, чтобы критерий Sa имел минимальное значение. При значении критерия &г=1 все остальные параметры также равны единице:
^.min _ ^_,min _	|
_	» min	i \ J miri .	_.
Рис. 6.5. График зависимости ксум. (кривая!), кэ (кривая 2),
R о1П (кривая 3) от критерия Sa
189
т.е. удельные потоки тепла, идущие из недр земли на создание конструкции и обогрев помещения, одинаковы. Поэтому проектировщик должен стремиться разработать такую конструкцию, которая бы имела Sa<i и Ао'" >1. Для любого климатического района строительства критерий Sa можно представить в виде:
Sa=Q'K  ^/(24-D-z),	(6.22)
где z = zlzomiKp - безразмерная величина, численно равная сроку службы ограждения;
Zom.neP. - время отопительного периода одного года, ч.
При строительстве здания в каком-то климатическом районе (D=const) критерий Sa зависит только от энергоемкости эталона и его срока службы. В табл.6.6 для климатических условий г.Москвы (Л=5000°С-сут) приведены значения критерия Sa в зависимости от энергоемкости эталонного элемента Q'K и его срока службы z лет.
Таблица 6.6.
Значение критерия Sa от энергоемкости QK эталона и срока его службы Z
Энергоемкость Q'K, кВтч/м2	Срок службы ограждения, Z , лет.				
	10	25	50	100	200
100	0,083	0,033	0,016	0,008	0,004
500	0,42	0.17	0,084	0,042	0,021
1000	0,83	0,33	0,16	0,083	0,042
2000	1,7	0,68	0,34	0,17	0,08
5000	4,17	1,67	0,84	0,42	0,21
10000	8,3	3,30	1,60	0,83	0,42
20000	17	6,80	3,40	1,70	0,80
Анализ таблицы показывает, что чем выше энергоемкость конструкции, тем выше значение Sa и тем больше энергии забирается из недр земли.
Энергоемкость эталона можно определить, составив уравнение баланса энергетических затрат, или определить приближенно на основе сметной стоимости элемента эталонного ограждения с* руб./м2:
б* = с" 1ст > кВт-ч/м2
где ст - стоимость тепловой энергии, руб./кВт ч.
Таким образом, чтобы экономить первичную энергию, забираемую из недр земли, необходимо одновременно учитывать расход тепла при эксплуатации здания и расход энергии при его создании, решив уравнение теплового баланса с использованием теории размерностей, подобия и теплообмена.
190
Раздел третий
ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕ
Глава 7
ЭКОНОМИЯ ЭНЕРГИИ
ПРИ СТРОИТЕЛЬСТВЕ
И ЭКСПЛУАТАЦИИ ЗДАНИЙ
7.1.	Паралогизм, парадоксы и энергосбережение.
Паралогизм, или нарушение законов правильного мышления, в строительной области ведет к перерасходу энергии при эксплуатации зданий, увеличивает их энергоемкость и энергоемкость ВВП в целом по стране. Паралогизм порождает парадоксы (действия, факты, процессы и явления, противоречащие здравому смыслу), которые постепенно формируют предпосылки широкомасштабного кризиса, ведущего к параличу экономики.
Главными причинами непродуктивной экономики строительства является повышение технологических (энергетических) издержек производства из-за резкого увеличения энергоемкости (материалоемкости) строительства и сокращения срока службы зданий. При этом надо учитывать, что строительная отрасль относится к жизненно важному сектору экономики, даже если она и убыточна.
Развитие строительной отрасли предполагает выработку правильной и эффективной социально-экономической политики на основе научно-технического прогресса и энергоэкономического анализа, оценку всех факторов, влияющих на экономию тепла и энергии. Это возможно осуществить, если будет обеспечена государственная политика, направленная на ресурсосбережение при строительстве и эксплуатации зданий и сооружений.
Правильная социально-экономическая политика в области строительства должна учитывать интересы всего народа, интересы предприятий и отдельно взятого работника.
Энергоэффективность ограждающих конструкций зданий означает минимальное потребление энергии из недр земли при строительстве и эксплуатации зданий и обеспечении комфортных условий в помещениях зданий. Строительная отрасль является главным потребителем тепла и энергии.
Сконцентрируем внимание читателя на энергозатратах оболочки здания и проведем политический и энергоэкономический анализ основных факторов, влияющих на энергосбережение оболочки здания, вскрыв некоторые парадоксы, имеющие место в строительстве.
Парадокс первый — политический.
192
Являясь самой холодной страной мира (на 70% территории России - вечная мерзлота), Россия расходует на строительство, реконструкцию и эксплуатацию гражданских и производственных зданий не менее 55% всего добываемого жидкого, твердого и газообразного топлива, идущего на внутренние нужды.
Парадокс проблемы заключается в том, что самой крупный потребитель энергии, строительство выпало из поля зрения правительства и у "семи нянек - дитя (население) без глазу".
«Няньки» — это 13 государственных организаций и министерств, занимающихся теплоснабжением страны. Среди них -Минэнерго РФ, Госстрой РФ, МЧС, Минэкономразвития России, Минпромнаука, Федеральная энергетическая комиссия. Кроме того, есть еще администрации федеральных округов, местные органы власти, региональные энергетические комиссии, РАО "ЕЭС России", АО-Энерго, частные предприниматели, Академия архитектуры и строительных наук.
В стране нет единого органа, который отвечал бы за расход энергии, идущей на строительство и эксплуатацию зданий, а также грамотно составлял бы энергетические балансы тепла и энергии, потребляемых отраслью.
В СССР первым заместителем Председателя Совета Министров всегда был строитель. Отсутствие единого координирующего органа является одной из главных причин кризисного состояния строительной отрасли. Это первый и самый главный паралогизм, ведущий к параличу строительной отрасли.
Парадокс второй. Он касается энергоресурсов и их потребления. В России потребление первичных энергоресурсов в строительстве постоянно растет, а реально имеющиеся ресурсы постепенно уменьшаются. Наш Президент сказал, что "за последние восемь лет в целом по стране запасы уменьшились более чем на 9,5%, а в Западной Сибири - более чем на 16%. Приросты запасов не компенсируют даже текущую добычу энергоресурсов. По существу, идет проедание ранее разведанных запасов" [146].
Целевой программой "Энергоэффективная экономика", утвержденной Правительством 17.11.2001г., №796, предусматривается "...обеспечение разумных энергетических потребностей населения в различных видах энергоресурсов". В то же время 20% населения страны не имеет газа, а на экспорт идет почти половина добываемых энергоресурсов. Кроме того, по словам Президента [146], "в связи с тем, что не хватает электроэнергии, теплоснабжения, приходится сворачивать производство и сокращать рабочие места". Единственный выход из этой ситуации: "в интересах государства, в интересах долго-
7-870
193
срочных, стратегических целей необходимо увеличивать поставку энергоносителей на внутренний рынок. Естественно, это возможно только при соблюдении определенных условий: сокращения неплатежей, роста производства в перерабатывающих отраслях" [146].
По нашему мнению, сокращение поставок на Запад нефти и газа это благо для России, потому что перемещение энергоносителя на большие расстояния экономически невыгодно. Так, если мы в Иркутске загрузим бензовоз 3 т дизельного топлива и повезем его на продажу в Париже расходуя в дороге это топливо, то до Парижа мы не доедем, так как при расходе бензовозом 40кг топлива на 100 км оно кончится на 3000/0,4=7500 км пути. Кроме того, на возвращение бензовоза на прежнее место еще потребуется дополнительно 3 т дизельного топлива. Это является примером расточительного неэффективного использования трудовых, материальных и энергетических ресурсов. То же самое происходит и при транспортировке нефти и газа по трубам. Однако этот процесс оценивается в денежных знаках.
Деньги при рыночной экономике не служат для эквивалентного обмена товарами и услугами. Еще раз напомню изречение Р. Манделла: "объем информации, содержащейся в денежных знаках, равен нулю". Эту идею подтверждает также Моисеев С. [128]. Хотя, по данным [43], реальный экспортный доход нефтяных компаний в 2001 г. составил 72,3 долл, за 1 т проданной нефти. Но он, по нашей версии, получается за счет других отраслей экономики и, в частности, за счет электроэнергетики. В.В. Путин обратил внимание на то, что "...нужно СРОЧНО менять подход к структуре топливно-энергетического баланса. В основе нового взгляда на проблему должна лежать оптимизация соотношения цен на отдельные взаимозаменяемые энергоресурсы - уголь, газ, мазут" [146].
Мысль Президента хорошо раскрыта в статье [111], в которой на основе анализа ценовых диспропорций показана непродуктивность и несбалансированность российской экономики по установлению равновесной системы цен. Отсутствие равновесной системы цен ведет к "ценовой войне" отраслей экономики, в результате которой происходит "проедание" основного капитала и наступает кризис. Главной причиной "проедания" основного капитала при экспорте нефти и газа являются транспортные расходы. Транспортные затраты с учетом платы за транзит через другие государства, выраженные в энергетических единицах измерения, на определенном расстоянии от места добычи превышают расходы на добычу энергоносителя. Решение проблемы в интересах государства и строительной отрасли, как главного потребителя энергии лежит в увеличении поставок энергии на внутренний рынок и резком сокращении экспорта нефти и газа.
194
Парадокс третий. Одним из важных вопросов энергосбережения является правильный выбор объемно-планировочных решений. По этому поводу имеется множество статей и монографий, в которых проводится подробный анализ влияния объемнопланировочных решений на потери тепла через оболочку здания. Однако во всех городах строятся дома-башни, хотя совершенно очевидно, что их с точки зрения экономии энергии и ресурсов можно отнести к энергодефективным зданиям. Если, например, три дома-башни соединить вместе, то теплопотери через стены среднего здания будут в два раза ниже.
Ко второй грубой ошибке проектирования при разработке объемно-планировочных решений следует отнести строительство "домов-нагревательных приборов!' Развитая наружная поверхность нагревательного прибора, например, чугунного радиатора, выполняется с целью максимальной отдачи тепла вовнутрь помещения. Проектируемые "дома-нагревательные приборы" с лоджиями, балконами, эркерами, различными выступами и т.п. элементами так же, как и нагревательный прибор, способствуют максимальной отдаче энергии, отапливая улицу. Особенно этот фактор проявляется в климатических условиях России, где наблюдается сочетание низких температур с большими значениями скорости ветра. На отопление таких зданий расходуется в несколько раз больше тепла.
Решение лежит на поверхности: значительно сократить строительство "домов-башен" и "домов-нагревательных приборов"
Парадокс четвертый относится к сроку службы здания. Чтобы экономить энергию и одновременно увеличить производительность труда, нужно строить здания длительного пользования. Начиная с 60-годов, наша страна перешла на индустриальное массовое строительство панельных зданий с коротким сроком службы (не более 30-70 лет эксплуатации). Например, в Москве ежегодно возводится 70-80% панельных зданий от общего объема строительства 3 млн.кв.м. Если посмотреть вокруг, то увидим, что в Европе в одном доме, построенном в средние века, прожили десятки поколений. А у нас человек, родившийся в панельном доме, на старости лет должен покупать новую квартиру или становиться бомжем. Через 20-30 лет многие наши города, в т.ч. и Москва, будут превращаться в "мертвые города" из-за того, что при строительстве таких зданий возрастает относительная доля возмещения и, следовательно, уменьшается доля национального дохода со всеми вытекающими негативными последствиями расточительного использования трудовых и материальных ресурсов России.
8’
195
Еще в 2000 г. мэр Москвы Лужков Ю.М. р0] поднял проблему сноса старых зданий. Он сказал, что "если принять средний срок службы равным 50 годам, то для компенсации сноса в год требуется еще около 3,8 млн.кв.м. Итого 7,8 млн.кв.м. Сегодня проблема не проявляется так радикально, но, если не принять срочных мер, она будет нарастать, поэтому я сказал, что она подобна раковой опухоли и может убить весь организм'.' Действительно, "срочных мер" ни раньше, ни сейчас не принимается, поэтому мы спокойно будем ожидать "раковой опухоли" которая "может убить весь организм" и превратить наш город в "мертвые зоны" а людей, проживающих в них, в бомжей. Решение проблемы - надо строить дома и сооружения с длительным сроком службы, такие, как пирамида Хеопса, которая без капитального ремонта простояла без малого 5000 лет. И тогда энергоемкость и производительность труда, относимые к сроку службы здания, будут минимальными величинами.
Парадокс пятый. Свет и энергосбережение. Противоречие здравому смыслу заключается в том, что для обеспечения помещения естественным светом на всей Европейской территории России необходимо двухслойное остекление, а с точки зрения экономии энергии требуется многослойное. Применение трех и более слоев остекления, а также стекол с низкоэмиссионными покрытиями значительно снижает светотехнические свойства окон, требует увеличения их площадей и, следовательно, энергозатрат. Однако проектировщики, применяя окна с низкими светотехническими свойствами, не увеличивают в типовых сериях домов площади окон и повсеместно нарушают СНиП "Естественное и искусственное освещение" а полученную экономию энергии представляют как высочайшее достижение новых технологий и разработок.
Еще раз напомним, что энергосбережение означает минимальное потребление энергии из недр земли при максимальной производительности труда в строительстве и обеспечении комфортных условий в помещениях зданий. Сначала обеспечьте помещение естественным светом и теплом, а потом экономьте энергию.
Естественный свет является ключевым биологическим фактором, от которого зависит здоровье и производительность труда человека. Естественный свет регулирует обмен веществ в организме человека, он влияет на его иммунологическое состояние. От освещенности помещения зависит также психоэмоциональное состояние человека. Без света у детей развивается рахит, а у взрослых -авитаминоз. Ультрафиолетовые лучи солнечного спектра убивают в помещении болезнетворную микрофлору. При длительном пре
196
бывании человека в помещении с недостаточным освещением он теряет зрение.
Поэтому нельзя эксплуатировать частный эффект экономии топлива путем уменьшения площади световых проемов, увеличения количества слоев остекления, а также прочих мероприятий, снижающих освещенность помещения ниже санитарных норм.
Парадокс шестой. Воздух и энергосбережение. Человек без воздуха не может прожить и 5 минут. В России для снабжения людей свежим воздухом повсеместно применяется приточно-вытяжная естественная вентиляция, которая относится к малозатратным технологиям. В жилые помещения свежий наружный воздух, благодаря инфильтрации, постоянно проникает в основном через притворы оконных блоков. Парадокс проблемы между воздухообменом и энергосбережением заключается в том, что для обеспечения гигиенически нормативных требований необходимо тратить большую часть подводимого к зданию тепла (45-55%), в то же время реальное количество воздуха, проходящего через притворы окон, не обеспечивает воздухообмена в жилых зданиях — 3 м3 на 1 м2.В результате мы получаем экономию энергии за счет нарушения санитарных норм и не обеспечиваем безопасность людей, проживающих в доме. При проветривании помещений при помощи фрамуг, форточек резко увеличиваются энергозатраты и к тому же опять нарушаются санитарно-гигиенические нормы (понижается температура внутреннего воздуха ниже нормируемой величины и увеличивается скорость воздуха в рабочей зоне, возникают сквозняки).
Для того, чтобы решить проблему с применением «энергоэффективных окон», прибегают к устройству вентиляционных или вентиляционных шумозащитных клапанов, которые требуют больших дополнительных затрат энергии на их изготовление. Возникает ВОПРОС: почему люди сначала почти до предела герметизируют окна, а затем в них же вставляют дополнительные устройства для разгерметизации, тратя дополнительно энергию сначала на герметизацию, а затем разгерметизацию изделий?
Парадокс седьмой. Энергия и эффективность. Он связан с одной стороны, с затратами энергии, идущей на строительство оболочки здания, а с другой стороны - с расходом энергии при его эксплуатации.
Парадокс этой взаимосвязи заключается в том, что с увеличением уровня теплозащиты ограждения уменьшается расход энергии. В то же время увеличивается энергоемкость конструкции, т.е. увеличивается расход энергии на её создание и монтаж. Госстроем России проводится политика одновременно по двум направлениям
197
— по "снижению материале- и энергоемкости зданий и сооружений, и, как результат, - снижению использования невозобновляемых природных ресурсов" [14], и поэтапно из года в год идет повышение уровня теплозащиты зданий [122,194].
И первое и второе направления эксплуатируют частные, локальные эффекты экономии энергии, которые на самом деле взаимно исключают друг друга. Так, снижая энергоемкость зданий, мы увеличиваем расход энергии на их отопление, а снижая расход на отопление, мы повышаем энергетические затраты на их создание.
7.2.	Расчет экономии тепла при эксплуатации окон
Подводимая к зданию тепловая энергия тратится на отопление (на компенсацию теплопотерь оболочкой здания), вентиляцию и горячее водоснабжение.
Наибольшая доля затрат тепла (35-45%) приходится на нагрев вентиляционного воздуха. На горячее водоснабжение тратится 15-30%, примерно 15-20% приходится на теплопотери через окна (на обеспечение помещений естественным светом) и столько же тепла (15-20%) уходит через стены, покрытия и полы. Если учесть, что при естественном воздухообмене вентилируемый наружный воздух в основном проходит через окна, то доля расхода тепла на естественное освещение и естественный воздухообмен составляет 60-70% от всего подводимого к зданию тепла. Теплопотери через стены, покрытия и полы составляют 30-40%.
Рассмотрим возможности экономии тепла через окна при эксплуатации здания.
В главе 5 разработаны критерий энергетической эффективности и методика расчета теплопотерь наружного ограждения зданий с учетом свето- и теплотехнических свойств окон и уровня теплозащиты стен. С помощью критерия энергетической эффективности к'^ можно выбрать оконный блок, который при одинаковых светотехнических свойствах обладает более высоким по сравнению с эталоном уровнем теплозащиты (КПД окна). Во всех наших расчетах в качестве эталонного окна выбран оконный блок с двойным остеклением в спаренных переплетах (ГОСТ 14214-86), общий коэффициент светопропускания которого то=О,61, а приведенное сопротивление теплопередаче Д) =0,4м2°С/Вт. В этом случае равен:
. _ 0,244 ,Ф
198
где г0 и R'J' - соответственно общий коэффициент светопропускания и приведенное сопротивление теплопередаче оконного блока.
Метод расчета теплопотерь наружного ограждения (стена-окно)
заключается в том, что сравниваются два или несколько вариантов наружного ограждения, обеспечивающие в расчетной точке помещения нормируемое значение КЕО, с эталонным наружным ограждением, светотеплозащитные свойства которого постоянны. Причем наружное ограждение делится на две части: одна часть (стена эталона) имеет постоянный уровень теплозащиты, другая (сте-на+окно) - переменный [174,175].
Экономию или перерасход тепловой энергии можно определить по формуле:
д?о.7, - 9и.-₽ -	~ 0.24 • D—— —-
кВт-ч/(м2 год),
с =
1-1,64-т0 л , ,
---------4- 4,1 • то
RZ ст
, м2сС/Вт.
В табл.7.1 для различных конструкций окон и при различном уровне теплозащиты стены приведены удельные годовые теплопотери наружного ограждения q и рассчитана экономия энергии Адоф. Расчеты проведены для климатических условий г.Москвы, £>=5000°С сут. Исходные данные для определения площади и размеров светового проема класса школ при применении окон в спаренных переплетах (эталон) были взяты из «Пособия по расчету и проектированию естественного, искусственного и совмещенного освещения» (к СниП П-4-79).
Анализ результатов расчета показал, что общие теплопотери ограждения стена-окно с увеличением уровня теплозащиты стены уменьшаются. При постоянном уровне теплозащиты стены они по сравнению с аналогом также уменьшаются.
Наименьшей величины q =90кВт ч/м2 год они достигают при применении окна в одинарном переплете с однокамерным стеклопакетом и заполнением аргоном и стены, уровень теплозащиты которой равен R"'’n =5м2оС/Вт. Наибольшей экономии тепловой энергии =38кВт ч/м2 в год мы также достигнем при такой конструкции окна и стены.
Таким образом, все оконные блоки (табл.7.1) при эксплуатации здания дают годовую экономию тепла по сравнению с окном эталоном от 19 до 38кВт ч/м2 и являются энергоэффективными.
199
Таблица 7.1
Экономия тепловой энергии при эксплуатации окон различной конструкции в зданиях школ
Конструкция окна	Площадь, м2			Удельные теплопотери наружного ограждения Ъгр’ кВтч/(м2год)*			Экономия тепловой энергии ^огр > кВтч/(м2год)		
	ННЭ10	окна FOK	стены F°cm	1	3	5	1	3	5
Спаренные переплеты с двойным остеклением (эталон)	5,53	3,15	0	185	134	124	0	0	0
Одинарные переплеты с двухкамерным стеклопакетом	5,37	3,31	0,16	163	115	105	23	19	19
Спаренные переплеты с тройным остеклением (стек-ло+стеклопакет)	5,19	3,49	0,34	163	115	105	23	19	19
Одинарные переплеты с однокамерным стеклопакетом с низкоэмиссионным покрытием	5,12	3,56	0,41	160	113	103	25	21	21
Одинарные переплеты с однокамерным стеклопакетом с низкоэмиссионным покрытием и заполнением аргоном	5,12	3,56	0,41	147	100	90	38	34	33
*1,3, 5 - приведенное сопротивление теплопередаче стены, м2оС/Вт
200
7.3.	Минимизация энергозатрат
при расчете оболочки здания [176]
Изложенный в главе 5 метод расчета энергетической эффективности наружных ограждающих конструкций дает возможность разработать методику, позволяющую получить более объективную технико-экономическую оценку проектных решений в строительстве на основе повышения уровня теплозащиты и снижения энергоемкости ограждающих конструкций, увеличения срока эксплуатации как отдельных элементов материалов и конструкций, так и здания в целом.
Методика расчета минимальных энергозатрат при создании и эксплуатации здания заключается в поэлементном анализе различных конструкций стен, окон, покрытий и полов с целью нахождения оптимальных конструкций, которые потребляют из недр земли минимальное количество энергии. После суммирования по площадям каждой наиболее эффективной конструкции стены, окна, покрытия и пола определяются минимальные энергетические затраты всей оболочки здания.
Исходными параметрами для проектирования являются:
-климатический район строительства;
-расчетные параметры теплового и светового режима помещений (температура внутреннего воздуха te, общий коэффициент све-топропускания светопрозрачных конструкций го);
-расчетные параметры наружного воздуха (средняя температура наиболее холодной пятидневки наружного воздуха tH, средняя температура и продолжительность отопительного периода, tommp. и zomnep:,
-конструкция здания в целом и его наружных элементов, в частности:
-тариф на тепловую энергию, отпускаемую потребителям;
-стоимостные или энергетические затраты на создание элемента конструкции;
-долговечность (время эксплуатации) стен, окон, покрытий и пола.
Минимизация энергозатрат при расчете уровня теплозащиты оболочки здания состоит из следующих этапов.
1.	Для каждого элемента оболочки здания (стен, окон, покрытий и пола) выбираются для исследования конструктивные решения. Например, для стен можно выбрать однослойную конструкцию (из кирпича или керамзитобетона), двухслойную или трехслойную панель.
2.	Для заданного климатического района строительства по СНиП 23-01-99* «Строительная климатология» (издание 2003г.) находим среднюю температуру и продолжительность отопительного периода.
201
Определяем градусо-сутки отопительного периода по формуле: D = (t -t \Z ,°С-сут.
3.	Рассчитываем энергоемкость ТЭР (?** элемента наружного ограждения, то есть количество тепловой энергии, вложенной в создание 1м2 элемента ограждения, сопротивление теплопередаче которого составляет R'o = 1 м2оС/Вт.
Энергоемкость ТЭР элемента наружного ограждения определяется либо по формуле:
е^^+е^+е^+е^втч/м2,
либо из уравнения f62]
= QAK = QA , кгут/м2,	(7.1)
где Л - коэффициент теплопроводности материала или конструкции;
QK — энергоемкость материала или конструкции, кг ут/м2, определяемая по формуле:
& =	+ lQmp) + <1А + mklqmp + mKqM,
м
где п- количество видов материалов, используемых для создания ограждающей конструкции;
а, - удельный расход материалов, т/м2;
qt - удельная энергоемкость материалов, кг ут;
I - расстояние перевозки материалов, км;
qmp - норма расхода ТЭР на перевозку, кг ут/т.км;
qK - энергоемкость изготовления конструкций, кг ут/м3;
So - толщина конструкции или слоя материала, м;
тк - масса 1 м2 конструкции, т/м2;
qM - норма расхода ТЭР на монтаж конструкции, кг ут/т
Для определения энергоемкости ограждающей конструкции допустимо использовать средневзвешенные показатели затрат топлива и энергии на добычу сырья, производство материалов, изделий и работ, приведенные в |162]
В табл.7.2 приведены данные по энергоемкости, приходящейся на единицу термического сопротивления материалов, наиболее широко применяемых при создании наружных стен зданий.
202
Таблица 7.2
Энергоемкость строительных материалов
Материал	Плотность, р, кг/м3	Коэффициент тепло-проводности, Л, Вт/м°С	Энергоемкость	
			кг.у.т/м3	е:,, Втч/м3
Сплошной глиняный кирпич	1800	0,81	149	982
Пустотелый кирпич	1300	0,58	123	579
Тяжелый бетон	2400	1,86	91	1372
Минерало ватная плита	170	0,08	150	97
Однослойная панель из газобетона	700	0,31	182	458
Стекло оконное	2500	0,8	1800	11108
Пенополистирол	40	0,05	40	16
Дерево	500	0,18	90	131
Плотность материалов р и расчетные коэффициенты теплопроводности X приняты по СНиПП-3-79** [192] (Приложение 1).
В первом приближении QK можно рассчитывать с помощью денежных единиц через себестоимость элемента конструкции с и стоимость тепловой энергии с„,
О' -с / с , Втч/м2.
Себестоимость с* одного м2 элемента ограждающей конструкции, сопротивление теплопередаче которого составляет /?'= 1 м2оС/Вт, можно найти по формуле, зная себестоимость 1м2 элемента конструкции, сопротивление теплопередаче которого
с =clR^, руб/м2.
4.	Определяем безразмерный критерий Sa по формуле: Sa = Q'KR'0/(24Dz)
5.	Определяем минимальную величину сопротивления теплопередаче ограждающей конструкции:
203
ДГ = R^/Sa'12 = 1/Sa'/2, м2оС/Вт.
6.	Находим минимальный суммарный коэффициент теплопередачи и аккумуляции тепла 1 м2 элемента наружного ограждения при разности температур в 1 °C
К™ =^2K’Sa'/2 = 2-lSa'12, Вт/м2оС.
7.	Определяем минимальные суммарные годовые энергетические затраты, учитывающие затраты на создание конструкции qK и ее эксплуатацию q-, по формуле:
С =	+	= 0.024ПСГ , кВтч/м2°С.
8.	Из нескольких рассмотренных вариантов любого наружного ограждения, например, стены, выбираем вариант с минимальным значением ограждения. Тогда общие годовые минимальные энергетические затраты 1 м2 оболочки здания находятся по формуле:
о™" F +amin F + а™ F + omin F
min	сум am cm “cvm.ok ok jIcvm пок аок * сум пол поя	/ 2
qo6tn = —-------;---------, кВтч/м год.
-17 i 17	< 17	। 17
ст ок пок поз
9.	Общее минимальное количество энергии Q™" всего здания за z лет его эксплуатации определяется следующим образом:
еХ=Сл/,квтч,
где F„ - площадь наружных ограждающих конструкций здания
F = F + F + F + F , м2. н ст ок пок пол ’
10.	Общие минимальные удельные затраты энергии, отнесенные к площади пола, равны	’ кВтч/м2год.
7.4. Примеры расчета
Вариант первый. Однослойная кирпичная стена, коэффициент теплопроводности которой равен 2=0,6 Вт/м^С. Для создания 1м2 стены в г.Москве (£>=5000°С-сут), сопротивление теплопередаче которой равно:
Т^Мм^С/Вт,
А* = \/а, + RK + \/ан = 1/8,7 + 0,51/0,6 +1/23 =1 м2оС/Вт, требуется 200 шт. кирпича. Стоимость одного кирпича 3-4 руб. (принимаем 3руб. 50 коп. за шт.) или 700 руб. за 200 шт.(”Стройка”, приложение к справочнику “Строитель”, 2002, № 41(367)).
Стоимость кладки 0,5 м3 , с учетом стоимости раствора и работы, примем также 700руб. Итого: затраты на создание 1 м2 кирпичной кладки с уровнем теплозащиты Т^=1м2оС/Вт составляют с *=1400 руб./м2.
204
По формуле Q’=c/c7 определяем энергоемкость 1м2 стены, сопротивление теплопередаче которой равно R'o = 1 м^С/Вт:
д* = 1400/0,21=6666кВт-ч/м2=6, 67- 10бВт-ч/м2,
где с,„=238руб./Гкал=0,21руб./кВт-ч - тариф на тепловую энергию, отпускаемую потребителям г.Москвы с мая 2002 г. (Постановление Правительства Москвы от 20.02.02 №07).
Критерий Sa равен
Sa = Q'K  R*o/(24D  z)=6,67-106-1 /24-5000-50=1,1,
где z=50 - срок службы кирпичной стены без капитального и текущего ремонта.
Минимальное (оптимальное) значение сопротивления теплопередаче составляет
R™ = %/Sa112 = 1/1,l"2 =0,95^^.
Обращаясь к графику (рис. 6.4) или к формуле (6.18), видим, что в интервалах изменения 50=1-5-1,1 ( Ro’ =0,95+1) значение ка.ч минимально и равно =2 или ксу„ =2Вт/(м2оС).
Вариант второй. Двухслойная стена, состоящая из кирпичной кладки в один кирпич (RK= 0,25/0,6 = 0,42 м2оС/Вт) и наружной теплоизоляции, коэффициент теплопередачи которой равен X^OSBt/m^C.
Сопротивление теплопередаче стены с толщиной теплоизоляции />=0,021 м составляет:
R'o = 1/8,7 + RK +5’/А +1/23 = 1/8,7 + 0,42 + 0,021/0,05 +1/23 = =1м2оС/Вт.
Стоимость 1м3 утеплителя равна 800 руб., стоимость 1м" утеплителя толщиной 8 =0,021 м составляет 16,8руб. Затраты (с учетом крепления утеплителя к стене) принимаем 100 руб. Общие затраты кирпичной кладки (1400/2=700 руб., см. первый вариант) с устройством теплоизоляционного слоя составляют с*=700+100=800 руб./м2.
Энергоемкость 1м2 двухслойной стены, сопротивление теплопередаче которой равно Ro = 1 м^С/Вт, составляет:
д’ =800/0,2 1=3809кВт-ч/м2=3,8 1  106Вт-ч/м2.
Критерий Sa равен
Sa = 3,81 • 106-1 /24-5000-50=0,57.
Минимальное (оптимальное) значение сопротивления теплопередаче будет:
/?™п = 1/0,57'/2 =1,32 м^С/Вт,
205
что соответствует теплоизоляции слоя <5=37мм.
Для первого варианта стены суммарный коэффициент теплопередачи и энергоемкости равен к 1ум =2 Вт/м2оС, а для второго -
к\у,,. = \/Т№ + Sa-Ro = 1/1,32 + 0,57-1,32=1,5
или kcyv=1 ,5Вт/(м2оС).
Годовая экономия тепла при двухслойном варианте стены составляет:
/1<7=0,024-ГМ^Л/=0,024-5000 0,5=60 кВт ч/м2, где Лксул,=^	сум =2-1,5=0,5 Вт/(м2оС).
Вариант третий выполнен на основе данных, приведенных начальником отдела энергоэффективности строительства Мосгор-экспертизы [109]. В существующем 9-этажном 4-х секционном жилом доме было произведено утепление стен 10-сантиметровым слоем минеральной ваты из базальтового волокна.
Стоимость 1 м2 утепления стены существующего дома примерно будет стоить, как в первом варианте, 1400 руб./м2 (без учета амортизационных отчислений и процентов за кредит). Итого с= 1400+1900=3 300 руб./м2.
Приведенное сопротивление теплопередаче такой стены соответствует нормативному значению [192], т.е. R'^ =3,2 м^С/Вт.
Определяем стоимость стены, сопротивление теплопередаче которой равно 7?’ =1 м^С/Вт
с=с /R* =3300/3,2=1030 руб./м2.
Определяем энергоемкость стены, сопротивление теплопередаче которой равно /?*=1 м^С/Вт:
=1030/0,21=4910 кВт-ч/м2.
Находим критерий Sa:
Sa = 4,91 • 106-1/24-5000-50=0,81.
Минимальное значение сопротивления теплопередаче будет:
R™ = 1/0,8 Г2 =1,1 Im^/Bt.
Суммарный коэффициент Л™" равен:
=171,11 +°,81 •1,11=1,8 Вт/(м2оС).
Суммарные коэффициенты теплоотдачи и энергоемкости для стены с утеплителем равны
к£ 1/3,2+0,81-3,2=2,59 Вт/(м2оС).
206
Отсюда можно сделать парадоксальный вывод, что при утеплении стены слоем минеральной ваты толщиной 100мм мы каждый год с 1 м2 будем забирать из недр земли больше энергии на 21^=0,0247)/^	>=0,024-5000-(2,59-1,8)=95 кВт-ч/(м2-год).
В то же время каждый год будем экономить энергию при эксплуатации здания Aq\ равную:
Zk/=0,024£>( Д-----— )=0,024-5000-( —------ )=71кВт-ч/(м2год).
4	R™' Rpm	1,11 3,2
В цивилизованном государстве (при отсутствии инфляции, коммерческих банков, бирж и т.п. элементов, связанных с монетарной системой экономики) деньги служат для эквивалентного обмена товарами. В этом случае в государстве стоимость 1 кВт-ч энергии остается неизменной, и энергоемкость товара, выраженная в Ватт-часах, является постоянной величиной
Q’ =c7cm=const.
В России эта величина по воле отдельных людей или групп может отклоняться в ту или иную сторону. Поэтому стало возможным обосновывать любые значения уровня теплозащиты наружных ограждающих конструкций, варьируя стоимостными показателями и тарифами. Так, например, авторы Пособия к МГСН 2.01-99 "Энергосбережения в зданиях" (стр.91 [123]), живя в России, принимают тарифы на тепловую энергию, действующие в США, - ст=0,75 руб./кВт, а стоимость утеплителя с учетом всех затрат по установке его в конструкции стен берут по самым низким российским ценам. Если применять такую методику, то во втором примере энергоемкость и критерий Sa уменьшатся в четыре раза, а минимальный уровень теплозащиты увеличится в два раза R^'n = 2,64 м^С/Вт и приблизится к требуемой величине сопротивления теплопередаче для г.Москвы R^’ =3,16 м^С/Вт.
7.5. Долговечность и эффективность
Историческая справка о строительстве жилища. Интерес к истории строительства жилья необходимо проявлять, чтобы понять и осмыслить настоящее, когда исторический опыт привлекается для обоснования сегодняшних решений, как предостережение от применения затратных и неэффективных технологий. Известно, что человек начал строить для себя жилье примерно два миллиона лет тому назад. Первобытные люди строили свои сооружения со стенами, крышей и входом. Жилища первобытных людей были в
207
виде шалашей, которые строились из подручных материалов: кольев, веток, травы, коры деревьев, костей животных и т.п. Первобытные люди при выборе строительных материалов не заботились о долговечности своего жилища. Самый древний дом, который был построен 57 тыс. лет назад, был обнаружен в Африке.
Массовое строительство сооружений было в каменном веке. Люди свое жилье возводили на сваях над водой рек и озер и в заболоченных местах. Пять тысяч лет назад в Туркменистане строились дома из глиняных блоков с толщиной стен около 300 мм. Городские строения Рима до н.э. представляли одноэтажные глинобитные хижины, покрытые тростником или соломой. В первом веке н.э. этажность жилых домов в Риме возросла до 4-6 этажей. К этому времени был изобретен «римский бетон», представлявший собой смесь гашеной извести, воды, песка и каменного щебня.
Большинство европейских городов было построено из кирпича, высотой в 2-4 этажа. На Руси в пятом веке строили поселения -городища, состоящие из деревянных домов-срубов.
Древние сооружения из камня были сопряжены с огромными затратами труда и времени. Они сохранились до наших дней, т.е. срок службы их исчисляется тысячелетиями. Высочайшей квалификацией обладали египетские строители, воздвигая храмы и пирамиды. Примитивные, но грандиозные пирамиды состоят из кубических, хорошо отесанных и уложенных камней.
В далекие времена люди стремились к слиянию человека и природы. Они строили дома, которые вырастали из земли как деревья, корни которых уходили глубоко в землю. Это придавало людям ощущение родины и являлось смыслом их жизни. Теперь в строительстве больших городов проявляется ярко выраженная дистанция между человеком и природой, его агрессивное наступление на природу.
Во Франции в 1800 г. был изобретен железобетон. Новый материал впервые использовал архитектор Франсуа Куанье, который в 1861г. разработал технологию усиления бетона металлической сеткой. Он в 1867 году построил в Париже целую серию шестиэтажных жилых домов [210]. Периодом наиболее интенсивного монолитного строительства в Европе можно считать 1870-1890 г.г.
В России на протяжении веков строились здания из дерева и кирпича. На территории Псковской и Новгородской областей до наших дней сохранились храмы, построенные в VIII-X веках. В Москве имеются здания, воздвигнутые при Иване Г розном, а город Санкт-Петербург построен 300 лет назад. Дореволюционные постройки из природного камня и кирпича, дожившие до наших дней, разбросаны по всей стране.
208
За последние 60 лет построено около 2,5 млрд.кв.м жилья, что составляет 80-85% от всего жилого фонда России. Примерно 2,5-3,5% жилого фонда находится в аварийном состоянии, а 10-12% -нуждается в капитальном ремонте.
Добротные здания советского периода 1920-30-х годов в наше время были реконструированы без потери внешнего облика и больших капитальных вложений. В этот период осуществлялось массовое строительство общественных зданий (детские сады, школы, магазины, больницы, санатории, клубы, театры, кинотеатры и т.п.). Основное внимание в проектах уделялось экономике, эстетике и новым инженерно-техническим решениям. Особо следует отметить, что до 1940 г. было построено 87% от всего существующего количества клубных учреждений.
Во время правления Н.С. Хрущева произошел перелом в архитектурно-строительном направлении. Решение Всесоюзного совещания строителей в 1954 г. и постановление Правительства в 1955 г. «Об устранении излишеств в проектировании и строительстве» привели к жесткой экономии капиталовложений. Осуждение «гигантомании» и «архитектурных излишеств» (не оправданно завышенных стоимостей строительства) открыло путь для типовых домов массовой застройки (к «хрущобам»).
В дома по типовым проектам из кирпича (серия 1-511), из блоков (серия 1-510) и панельные дома (серия 1-515) предусматривалось заселение жителей в малометражные квартиры. Этому способствовали конкурсы, организованные Госстроем и Союзом архитекторов. По типовому проекту (серия К-7) 1958 г., выполненному под руководством главного инженера Архитектурно-планировочного управления г.Москвы В.П. Лагутенкова, была достигнута высокая экономичность, но построенные им дома простояли не более 20-30 лет и канули в вечность. Строительство зданий по типовым проектам с каждым годам увеличивалось и к 1985 году достигло 75% от ежегодно вводимых домов. К этому времени в Москве толщина стен в типовых сериях снизилась до 380 мм, в то время как в кирпичных домах 1900-х годов она составляла около 800 мм.
Мы видим, что в послевоенные годы произошла смена идеалов и структура жилищного строительства претерпела радикальные изменения (рис. 7.1). Если в 1945 г. отсутствовало крупнопанельное строительство и преобладало деревянное и кирпичное, то к 1975 г. в структуре жилищного строительства доля крупнопанельного домостроения составляла 51%, а деревянного и кирпичного снизилась до 6 и 37% соответственно. В дальнейшем крупнопанельное домостроение стало основным, и его доля
209
строительства в % от общего объема: 1- деревянные здания;
2 - кирпичные: 3- крупнопанельные
достигла 73%, в то же время строительство деревянных и кирпичных домов снизилось до 4 и 13% соответственно (рис. 7.1). Структурная перестройка строительства произошла без фундаментальных, подлинно научных исследований и обоснований. Проектировщики, конструкторы и власть - все прекрасно понимали и понимают, что основ
ным недостатком крупнопанельного домостроения является короткий срок зданий.
Опросы населения говорят о том, что около 90% жителей России хотят жить в кирпичных домах, долговечных, экологически чистых, обладающих пожаробезопасностью, хорошей шумоизоля-цией и имеющих возможность перепланировки помещений. Однако господствующее меньшинство навязало создающему материальные ценности большинству бесперспективную политику строительства неремонтоспособных панельных зданий.
Проблема осложняется тем, что многие панельные дома попадают в «зону риска» из-за небрежной работы строителей, да и строительные материалы часто не соответствовали требованиям ГОСТов. Уже сейчас мы начинаем наблюдать, как самопроизвольно рушатся здания. К 2025 году нам нужно будет заменить одну треть жилого фонда. Пришло время глубокого осмысления и освещения проблемы, поиска выхода из системного кризиса на основе фундаментальных научно-обоснованных решений, которые отвечали бы социально-экономическим и экологическим требованиям большинства населения России.
Энтузиазм людей, строивших дома с однослойными стенами из кирпича, керамзитобетона и дерева, угас в 1994 г. с введением норм СНиП 11-3-79 «Строительная теплотехника», в которых уровень теплозащиты стен и покрытий зданий был повышен в 2-3 раза. Если раньше для Москвы (£)=5000°С сут) приведенное сопротивление теплопередаче составляло /?ил/,=1 м2оС/Вт, то теперь Rllnp=3,2 м2оС/Вт. При такой политике отпала необходимость в строительстве домов с длительным сроком службы.
Долговечность. Сокращение расхода топливно-энергетических ресурсов при строительстве и эксплуатации зданий в значительной мере зависит от срока службы здания. Если мы построили два зда
210
ния с одинаковым уровнем теплозащиты: одно здание со сроком службы 50 лет, а другое - 150 лет, то в течение 50 лет оба здания израсходуют одинаковое количество топливно-энергетических ресурсов. За оставшиеся 100 лет здание с длительным сроком службы будет потреблять топливо только на эксплуатацию. Здание с коротким сроком службы придется дважды демонтировать, утилизировать и строить заново, тратя на это дополнительную энергию. По поводу строительства зданий с коротким сроком службы 50 лет мэр г. Москвы Ю.М. Лужков сказал, что «Сегодня проблема не проявляется так радикально, но, если не принять срочных мер, она будет нарастать, поэтому я сказал, что она подобна раковой опухоли и может убить весь организм» [80].
Срок службы (долговечность) здания или отдельных его элементов означает промежуток времени (от начала эксплуатации до демонтажа), в течение которого сохраняются заданные свойства: прочность, непроницаемость, теплозащита и другие важные физико-технические свойства и необходимые функции. Долговечность здания тесным образом связана с долговечностью отдельных его элементов. В основном она зависит от срока службы фундаментов и несущих стен или каркасов. Другие наружные конструкции — окна, полы и покрытия могут обладать меньшей долговечностью и, по мере их износа, при капитальных ремонтах заменяются на новые ограждающие конструкции. Наиболее короткие сроки службы наблюдаются у наружных отдельных слоев стен. Срок стеклопакетов также небольшой и составляет 10±5 лет.
От начала эксплуатации здания до его демонтажа и утилизации элементы здания должны оказывать сопротивление разрушающим внешним воздействиям, к которым следует отнести колебания наружных температур и уровня радиации, действие влаги, агрессивной среды, ветра и др. факторов. При воздействии внешней и внутренней среды в ограждающих конструкциях развиваются деструктивные процессы, снижающие прочность и модуль упругости применяемых материалов. В зимнее время в результате периодически чередующихся процессов замораживания и оттаивания (из-за криогенных фазовых превращений в порах материала) разрушаются стены зданий. Особенно активно протекают эти процессы в зданиях с влажным и мокрым режимом (бани, мясокомбинаты, фабрики, прачечные и др.), в которых, как правило, разрушается самое слабое звено - наружный слой стены.
При заданном микроклимате помещений долговечность здания определяется сроком службы наружных ограждающих конструкций.
211
В 1958 г. в Москве в новом здании появилась вывеска «НИИ строительной физики». Еще ранее строительная физика как наука зародилась на базе решения отдельных теплотехнических, светотехнических и акустических задач в стенах ЦНИПСа (Центрального научно-исследовательского института промышленных сооружений). Со дня образования НИИ строительной физики в нем всегда существовала лаборатория долговечности, возглавляемая в разное время О.Е. Власовым, Г.Г. Еремеевым, С.В. Александровским, Ю.А. Ясиным и А.И. Ананьевым. В других институтах Госстроя СССР и России также активно велась работа по исследованию долговечности зданий.
Состояние и перспективы развития проблемы долговечности были сформулированы и изложены в работах АСиА СССР (Академия строительства и архитектуры) академика А.В. Лыкова и чл,-корр. О.Е. Власова, ставших одними из основоположников отечественной строительной физики [36-38, 112-115]. В статье «Тепло- и массообмен - основа строительной теплофизики» А.В. Лыков показал, что на долговечность конструкций оказывают влияние тепломассообменные процессы, происходящие в материале, осложненные химическими превращениями и фазовыми переходами жидкости в пар или жидкости в лед, с выделением или поглощением тепла. Эти процессы в капиллярно-пористых строительных материалах осложняются конвективными процессами и лучистым теплообменом. О.Е. Власов обратил внимание на то, что «... в общем комплексе проблем строительной физики особое место занимают вопросы сохранности и долговечности ограждающих конструкций, находящихся под влиянием совместного действия тепла и влаги» [38]. Наиболее полно эти процессы сформулированы и изложены в монографиях С.Н. Шорина [218] и А.В. Лыкова [112].
Казалось бы, что при проектировании зданий обязательно должна учитываться их долговечность для того, чтобы строить здания и сооружения с длительным сроком службы. Однако на сегодняшний день отсутствуют нормативные документы, в которых предъявляются требования к долговечности ограждающих конструкций и зданиям в целом, хотя раньше в нормах [197,198] эти требования присутствовали. Так, наружные ограждающие конструкции жилых зданий различались по степени их долговечности: 1 степень - со сроком службы не менее 100 лет; 11 степень - со сроком службы не менее 50 лет; 111 степень - со сроком службы не менее 20 лет.
Статистические данные говорят, что в стране жилищный фонд составляет около 3 млрд, кв.м, основная часть которого (80%) сосредоточена в городах и рабочих поселках.
212
Ежегодно мы строим около 30 млн. кв.м или 1% от общего жилищного фонда. С учетом выбытия ветхого жилья ежегодный прирост жилого фонда составляет не более 0,7%. Учитывая, что мы в послевоенные 50-60-ые годы в массовом порядке строили недолговечные крупноблочные и панельные дома, которые к настоящему времени морально и физически устарели и находятся в аварийном состоянии, прирост жилого фонда через несколько лет будет равен НУЛЮ. В последующие годы следует ожидать лавинообразного перехода части жилого фонда в аварийное состояние, так как заводами крупнопанельного домостроения (КПД), начиная с 1970 г., производилось 50% панельных зданий с коротким сроком службы. Если сейчас на реновацию затрачивается 50% от стоимости строительства нового жилья, то на демонтаж, утилизацию и возведение новых домов потребуется 200%, и наши поселения будут превращаться в «мертвые города».
Из-за отсутствия требований к долговечности ограждающих конструкций и зданий отпала необходимость проводить экономические расчеты и определять экономию топливно-энергетических ресурсов. Сейчас отдают предпочтение малозатратным технологиям, не обращая внимания на срок службы этой технологии. В разработанном нами методе и методике расчета эффективности наружных ограждающих конструкций с целью экономии топливно-энергетических ресурсов энергоемкость и долговечность имеют решающее значение. Практически в литературе, за редким исключением, отсутствуют данные о сроках службы применяемых материалов, конструкций и зданий.
К наиболее значимым работам следует отнести монографию Александровского С.В. "Долговечность наружных ограждающих конструкций" [8]. В его работу вошли многочисленные исследования и натурные наблюдения, касающиеся долговечности наружных ограждений зданий. Им разработаны теоретические основы, методы расчета и прогнозирования долговечности конструкций.
Долговечность - срок службы конструкции от начала эксплуатации здания до наступления предельного ее состояния, когда нельзя гарантировать условия безопасности людей. В процессе эксплуатации наружной ограждающей конструкции производятся ремонты. В приложении 1 приведена нормативная периодичность капитальных ремонтов стен, покрытий и штукатурки фасадов. Интенсивность деструктивных процессов, происходящих в материале, главным образом зависит от воздействия на него внутренней и внешней среды. Если наружная ограждающая конструкция состоит из множества материалов, то при расчете долговечности следует
213
выбирать самое слабое звено, самый недолговечный материал. Например, в однослойной оштукатуренной конструкции стены самым слабым звеном является наружный промерзающий слой штукатурки, а в трехслойной конструкции - эффективный утеплитель, который в процессе эксплуатации теряет теплозащитные свойства и нет возможности его заменить.
Феноменологический метод, разработанный Александровским С.В. [9], дает возможность прогнозировать долговечность наружных ограждающих конструкций:
,,	л'к-»’,)
“ kw -»,£"'*«’(<)+	’лет’
(О	(-)
где N - выдерживаемое материалом ограждения или соответственно его наружного защитного слоя число циклов попеременного замораживания при стандартных испытаниях на морозостойкость;
WH - массовое содержание влаги в материале, соответствующее его естественному полному водонасыщению без вакуумирования;
Wp - равновесное массовое содержание влаги в материале, ниже которого при температуре -20°С лед в нем не образуется;
- массовые содержание влаги в материале в зоне промерзания ограждения в условиях его эксплуатации на зимневесеннем (В) и летне-осеннем (О) интервалах;
- соответствующие данному зимневесеннему или летне-осеннему интервалу года переменные коэффициенты льдистости;
п^, ni ‘ число случаев i достижения температуры перехода через 0°С в году.
Используя свой метод определения срока службы наружных ограждающих конструкций, Александровский рассчитал долговечность трехслойной стены крупнопанельного жилого многоэтажного здания, построенного в г. Москве.
Расчеты были выполнены на морозостойкость наружного бетонного слоя, на 5-процентное снижение теплозащитных свойств ограждения и на 20 —процентное снижение прочности утеплителя (табл.7.3). В расчете толщина утеплителя составляла 176 мм (^И1=0,05Вт/(м2°С). Приведенное сопротивление теплопередаче конструкции равнялось = 3,16 2оС/Вт.
Была рассчитана долговечность стен многоэтажного здания южной и северной ориентации.
214
Таблица 7.3
Долговечность в годах трехслойных стен с пенополистирольным утеплителем в г.Москве 18]
Критерий долговечности	Ориентация стен	
	южная	северная
Морозостойкость наружного бетонного слоя при вероятности 0,95	27,5	55,0
5-процентное снижение теплозащитных свойств ограждения	46,5	76,0
20-процентное снижение прочности утеплителя	32,2	54,4
Анализируя данные табл. 7.3, видим, что наиболее слабым звеном являются стены южной ориентации, так как по всем трем параметрам оценки долговечности срок их службы в полтора раза ниже, чем у стен северной ориентации.
Существенным недостатком несущей трехслойной стены крупнопанельного здания по сравнению с однослойными стенами является наличие применения большого количества различных материалов и узлов их сопряжения между собой, в т.ч. стальных закладных и крепежных деталей, срок службы которых различен. Это обстоятельство делает невозможным обеспечить срок службы наружной стены более 50 лет. В самом деле, согласно табл.7.3 наиболее слабым звеном стены южной ориентации является долговечность наружного промерзающего бетонного слоя, равная (9/=27,5 годам (проектная марка по морозостойкости бетона F300).
Хотя эта долговечность стены выше нормативного срока периодичности капитальных ремонтов железобетонных панельных стен, равного 25 годам (см. приложение 1), чтобы увеличить долговечность, равную двум срокам нормативной периодичности капитальных ремонтов, т.е. 50 годам, мы должны вдвое повысить проектную марку по морозостойкости бетона до F600 [8], но тогда слабым звеном становится снижение прочности утеплителя, долговечность которого равняется 0^=3 3,2 годам. Снижение прочности утеплителя обусловлено циклическими воздействиями на него отрицательных температур, в результате чего появляются остаточные деформации (уплотнение, усадка).
Автор работы [8] не считает слабым звеном 5-проценное снижение за 46,5 лет (табл.7.3) теплозащитных свойств ограждения . И это утверждение можно было бы считать правильным, если учитывать только «физическое старение утеплителя под влиянием циклических воздействий отрицательных температур и повышенной
215
влажности, сопровождающееся снижением теплозащитных свойств (повышение коэффициента теплопроводности)» [8].
На наш взгляд, на стенах южной ориентации здания за 46,5 лет может произойти более чем 20-процентное снижение прочности утеплителя, в результате чего мы получаем значительную его усадку или изменение формы и размеров плит утеплителя по высоте, ширине и толщине. Кроме того, с большой вероятностью можно утверждать, что появятся внезапные отказы, связанные со старением материала и накоплением внутренних напряжений.
Если в течение 32,2 лет 20-процентное снижение прочности утеплителя происходило с малой интенсивностью, то в дальнейшем этот процесс можно охарактеризовать скачкообразным с внезапным изменением структуры и формы материала. Следует ожидать, что между утеплителем и железобетонными скорлупами появятся воздушные прослойки, в результате чего между теплой и холодной скорлупами возникает конвективное движение воздуха (вокруг утеплителя) и уровень теплозащиты трехслойной панели с эффективным утеплителем значительно упадет. На сегодняшний день это явление учеными не рассматривается и не изучается. Прежде чем принимать решение об увеличении минимального уровня теплозащиты стен в три раза, т.е. для Москвы с R"p = 1 м2оС/Вт до R™1' =3,16 м2оС/Вт, необходимо было бы доказать, что он и через 30 лет останется без изменения, а не упадет до R"'’ — 1 м2°С/Вт.
В НИИ строительной физики Ю.Д. Ясиным были выполнены исследования [229] по определению величины эксплуатационного ресурса и срока естественного старения широко применяемых по-листирольных изделий. В табл. 7.4 приведены результаты определения срока естественного старения материала и срока службы наружной двухслойной стены, состоящей из кирпичной кладки в два кирпича и пенополистирольного утеплителя толщиной 120 мм.
Из табл.7.4 видно, что срок службы конструкций с применением в качестве утеплителя пенополистирола составляет 13-40 лет. С точки зрения эффективности утеплители обладают, низким коэффициентом теплопроводности и, как следствие, низкой энергоемкостью, что является положительным фактором. К отрицательным свойствам относятся их низкая долговечность, пожароопасность и плохая экология. Поэтому при применении теплоизоляционных материалов в ограждающих конструкциях нужно “семь раз отмерить и один раз отрезать”, проанализировав все за и против. Проведенный анализ исследований, позволяет автору предложить ориентировочные данные сроков службы зданий и ограждающих конструкций (табл.7.5)
216
Таблица 7.4
Долговечность наружного ограждения из пенополистирола
Наименование материала, производитель	Срок естественного старения в годах	Долговечность наружного ограждения в годах
ППС, ОАО СП“ТигиКнауф”	20	13
ЭППС, НПП “Эспол”	50	34
ЭППС, ЗАО “Химический завод”	22	16
ЭППС, Дпомейт, “Dow Chemical”	48	37
ЭППС, Руфмейт, ’’Dow Chemical»	60	40
Таблица 7.5
Ориентировочные сроки службы жилых зданий и ограждающих конструкций
№№ п/п	Здания, ограждающие конструкции, материалы	Срок службы, лет
Жилые здания:		
1	I — степени	200 и более
2	II - степени	100-200
3	III - степени	50-100
4	IV - степени	Менее 50
Стены:		
5	из полнотелого красного кирпича и природного камня	Более 200
6	из пустотелого керамического кирпича	100-200
7	из легкого бетона плотностью менее 800 кг/м3	100-150
8	из керамзитобетона	100-150
9	из дерева	80-120
10	трехслойные крупноблочные панели из тяжелого бетона с утеплителем	50-60
11	Окна и балконные двери	20-50
12	Стеклопакеты клееные	10+5
13	Минвата	20-50
14	Пенополистирол	15-50
217
7.6. Оценка эффективности зданий
с различными сроками службы
Метод и методику расчета эффективности зданий на основе их энергоэкономического анализа можно применить к домам с различными ограждающими конструкциями и с разным сроком их службы. Так как долговечность здания в основном зависит от срока службы фундаментов и несущих стен, то эффективность различных конструкций зданий можно оценивать по суммарным энергетическим затратам стен.
Из зданий с различными конструктивными решениями стен необходимо выбрать эталонное ограждение. Таким ограждением может служить кирпичная стена со сроком службы более 100 лет. С ней можно сравнивать дома с двух - и трехслойными стенами.
Для двух сравниваемых вариантов стен суммарные затраты энергии на их строительство QK и эксплуатацию Q3 при различных сроках службы z будут
^=&+й=0,024л;,л'У-
При одинаковых параметрах FH - F’u = 1 м2, D = D" и различных сроках службы зданий формулы можно привести к виду:
Q = QJX2ADk z , х^сум 5	сум ’
О = 0,024 Ок z .
*~-сум	’	сум
Если два здания имеют разные сроки службы z > z", то они за срок службы z лет израсходуют энергии:
0^=О,О24Ок>’,
0;„=O,O24Z)k>".
За последующие годы (z'-z") лет здание с длительным сроком службы будет расходовать энергию только на ремонт и эксплуатацию, и всего за z лет количество использованной энергии этого здания составит:
= 0,024Dkomz" + 0,0240<(z' - z")+ 0,2^ 7?- % =
= 0,024Z)[<y + <(z'-z j+0,2e;^ 7?0‘],	(7.2)
где кэ=1 СВт/м2оС; 0,2^7?^ 7?0* - количество энергии, затраченной при капитальном ремонте стены.
218
Второе здание с коротким сроком службы необходимо демонтировать, утилизировать и построить заново. Это нужно будет сделать один или несколько раз в зависимости от величины «(z'-z")/z", где п - безразмерный коэффициент, учитывающий затраты на демонтаж, утилизацию и новое строительство. В этом случае суммарные энергетические затраты составят:
QcyM = 0fi24DKcyuz + 0,024Z)k>(z' - z') =
= 0,024£><wz’ [1 + n(z' - z’)/z" ],	(7.3)
Формулы (7.2) и (7.3) дают возможность сравнивать два здания с различным конструктивным решением и различными сроками службы.
Для принятия стратегического решения по развитию строительной базы и выбора типа здания массовой застройки необходимо провести энергоэкономический анализ стен различных конструкций, на основе которого выбрать наиболее эффективные решения.
Пример расчета 1.
Имеются два типа зданий:
-	одно здание с кирпичными стенами толщиной 51см (в два кирпича). Срок службы здания более 100 лет. Коэффициент теплопередачи стены ка = 1 Вт/(м2 <С) (= \м2 сС/Вт). Суммарный коэффициент теплопередачи и энергоемкости стены кти = 2 Вт/(м2 Т?) взят из приведенных расчетов (см. пример расчета в разделе 6.4);
-	другое — крупнопанельное здание из трехслойных панелей на гибких связях со средним слоем из пенополистирола, толщина которого составляет 200 мм. Срок службы панельного здания 50 лет. Коэффициент теплопередачи равен ка—0,ЗВт/(м2(С). Суммарный коэффициент теплопередачи и энергоемкости равен Kcv„ = U3 6 Вт/м2 СС. Строительство зданий намечено в г. Москве (15=5000%: сут).
Требуется определить затраты первичных энергоресурсов на строительство и эксплуатацию за срок 100 лет.
Порядок расчета
Определяем суммарные энергетические затраты при строительстве и эксплуатации кирпичного здания за срок службы 100 лет
= 0.024Z>[k^z’ + кэ(г - z")]=
= 0,024 • 5000[2  50 +1(100 - 50) + 0,267 • 0,95/1] = 19200 кВтч/м2
Для расчета Qcvu панельного здания принимаем безразмерный коэффициент п=2 из следующих соображений. После физического
219
износа панельного здания за 50 лет эксплуатации его необходимо демонтировать, утилизировать и построить заново. На демонтаж и утилизацию только стен будет потрачено примерно столько же энергии, как и при их строительстве. (На самом деле будет произведен демонтаж и утилизация всего дома. Поэтому коэффициент п будет значительно больше 2-х). Определяем суммарные энергетические затраты панельного здания за срок 100 лет:
= 0,024Z><Mz'[l + n(z - z'j/z] =
= 0,024 - 5000 • 1,36  50[l + 2(100 - 50)/50] = 24500 кВтч/м2
Если принять срок службы кирпичного здания 150 лет, то суммарные энергетические затраты при строительстве и эксплуатации кирпичного здания с учетом проведения двух капитальных ремонтов составят:
= 0,024 - 500ф - 50 +1(150 - 50)+2 • 0,2  0,267 -0,95/1]
= 26500кВтч/м\
а панельного здания
Q'.y. = 0,024 • 5000  1,36 • 50[1 + 2(150 - 50)/50] = 41000 кВтч/м2.
Из этих элементарных расчетов видно, что для России, как сказал Ю.М. Лужков, строительство недолговечных домов - это «раковая опухоль, которая может убить весь организм» [80]. Если бы наши цари строили панельные дома, то сегодня не было бы в России Большого и Малого театров, построенных в Москве в 1824— 1825 годах. Современная архитектура гражданских зданий не сможет потрясти потомков, как Рим или Венеция, потому что дома-шалаши с коротким сроком службы, словно Атлантида, исчезают с лица Земли.
Более энергоэффективные ограждающие конструкции зданий с повышенной теплозащитой без существенного увеличения материалоемкости (стоимости) могут быть созданы на основе применения однородных и долговечных несущих конструкций стен в сочетании с наиболее долговечными теплоизоляционными материалами, энергоемкость которых не велика. Для этого необходим симбиоз долговечных и, как правило, энергоемких несущих стен с дешевыми теплоизоляционными материалами, которые можно заменять в процессе эксплуатации здания.
Одним из таких перспективных способов теплозащиты стен является двухслойная конструкция с наружным теплозащитным слоем из эффективных утеплителей. Наружный теплоизоляционный слой способствует повышению долговечности несущей конструкции стены и здания в целом. Прикрепленный к стене наружный
220
теплоизоляционный слой защищает несущую часть стены от внешних климатических воздействий. В этом случае отпадает необходимость в устройстве пароизоляции, что способствует фильтрации воздуха через пористые стены. Несущая массивная стена, расположенная с внутренней стороны помещения, зимой и летом аккумулирует тепло или холод, в результате чего снижаются нагрузки на системы отопления и охлаждения и амплитуды колебания внутреннего воздуха становятся минимальными. Таким образом, при устройстве наружной теплоизоляции долговечность стены существенно увеличивается. В ней формируются благоприятные условия для тепломассообменных процессов. В несущей части ограждающей конструкции не происходит замерзания или оттаивания влаги в порах. Однако сам наружный теплоизоляционный слой принимает на себя всю нагрузку от внешних климатических воздействий и воздействий температурно-влажностного режима помещений, и его следует защищать.
Для защиты наружного слоя теплоизоляции применяют оштукатуривание, цементные штукатурки с толщиной слоя 10-20 мм или полимерцементные покрытия с толщиной 3-6 мм, обладающие незначительной энергоемкостью (стоимостью), но требующие периодических ремонтов через каждые 5-10 лет. Более дорогим и, следовательно, энергоемким является способ защиты наружной теплоизоляции стен с помощью устройства защитно-декоративной облицовки на откосе, так, чтобы между облицовкой и теплоизоляцией образовалась вентилируемая воздушная прослойка. Основные преимущества такой конструкции заключаются в том, что долговечность теплоизоляции увеличивается благодаря выводу из стены конденсационной и построечной влаги через вентилируемую прослойку и защите теплоизоляционного слоя от внешних воздействий. Кроме того, уровень теплоизоляции увеличивается на 0,15-0,20 м?оС/Вт. Сам облицовочный слой наружной теплоизоляционной и вентилируемой воздушной прослойки должен быть долговечным, как и несущая часть стены. Этого можно достичь с помощью применения керамических материалов, натурального камня или кирпичной кладки толщиной в полкирпича.
Пример расчета 2
Имеются два типа зданий:
— одно здание с кирпичными стенами в два кирпича, описанное в предыдущем примере. Исходные данные: срок службы более 100 лет, коэффициент теплопередачи при эксплуатации здания кэ -1 Вт/(м2 СС); суммарный коэффициент теплопередачи и энергоемкости к' = 2 Вт/(м2 ^С);
221
— второе здание: несущие кирпичные стены в один кирпич с наружной теплоизоляцией. Срок службы несущей стены 100 лет, срок службы теплоизоляции z = 50 лет. Место строительства г. Москва (D=5000'C-cym).
Порядок расчета
Суммарные затраты первичных энергоресурсов за 100 лет эксплуатации 1м2 кирпичной стены (эталона) принимаем равными
~ 19200 кВтч/м2 (см. пример расчета 1).
Для того, чтобы определить суммарные энергетические затраты двухслойной стены за 100 лет, необходимо учесть замену теплоизоляционного слоя через 50 лет эксплуатации здания. В этом случае необходимо учесть все затраты на устройство 1м2 стены, сопротивление теплопередаче которой составляет 7?с’ = 1 м2оС/Вт. В примерах параграфа 7.4 затраты на устройство кирпичной кладки составляли 700 руб/м2, теплоизоляции 100 руб/м2. К этим затратам следует добавить затраты на демонтаж старой теплоизоляции порядка 100 руб/м2. В итоге общие затраты с* составят:
с’=700+100+100+100= 1000 руб/м2.
Энергоемкость конструкции определятся из формулы:
Q'„ = с /с„, = 1000/0,21 = 4760 кВт.ч/м2=4,76-106Вт/м2.
Критерий Sa равен
5а = Ж= 4,76.10>.1
24Z>z 24-5000 100
Минимальное значение сопротивления теплопередаче R™n и коэффициента knii соответственно рассчитываются по формуле:
R^ = R^/Sa'11 = 1 /0,4'/2 = 1,6 м2оС/Вт,
KcyM=^Sdn =2-1-0,4,/2 =1,26 Вт/(м2оС).
Суммарные затраты энергии двухслойной стены с учетом ее строительства и эксплуатации в течение 100 лет составят:
= 0,024Z>Xy„z = 0,024  5000 • 1,26 -100 = 15100 кВтч/м2
Толщина теплоизоляции - <5=50мм (2=0,05 Вт/м°С).
Экономия энергии при двухслойном варианте степы по сравнению с кирпичной стеной за 100 лет составит:
=19200 -15100=4100 кВтч/м2
или в год J<7qu=4 1 кВтч/м2 год.
Если срок службы несущей стены будет порядка 200 лет, то нам придется три раза заменять теплоизоляцию. В этом случае теплоизоляцию стены можно увеличить до R^'" = 2,0 м2оС/Вт и получить экономию энергии в год не 41 кВтч/м2, а 50 кВтч/м2.
222
Глава 8
ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕ
ПРИ УСТАНОВКЕ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ
ПРИБОРОВ ПОД ОКНАМИ
8.1. Тепловая защита рабочей зоны помещения
Окна являются источником дискомфорта людей в помещении. Их малое термическое сопротивление и, следовательно, низкая температура внутренней поверхности вызывают появление холодных масс воздуха, которые, проникая в рабочую зону, снижают ее температуру и увеличивают подвижность воздуха. Кроме того, поверхность тела человека, находящегося у окна, благодаря отрицательной радиации теряет определенное количество тепла. Установка внизу окон нагревательных приборов конвективного типа дает возможность локализовать ниспадающие потоки воздуха и предупредить радиационное переохлаждение. Над нагревательным прибором образуется конвективная гравитационная струя. Она поднимается вверх, встречается с холодным потоком воздуха у окна и локализует его, защищая таким образом рабочую зону помещения. Между гравитационной восходящей струей и окном происходит усиленный теплообмен, в результате чего повышается температура внутренней поверхности остекления и, следовательно, уменьшается радиация. Если при этом учесть интенсивность излучения от нагревательного прибора, то правильным выбором поверхности и температуры нагревательного прибора можно обеспечить комфортные условия пребывания людей в рабочей зоне.
При установке нагревательных приборов внизу окон следует также помнить о том, что теплопотери окон увеличиваются, поверхность за нагревательным элементом сильно перегревается и тепло бесполезно теряется через наружную стену. Поэтому чрезмерное увеличение мощности гравитационной струи и поверхности нагрева отопительного прибора приведет к неоправданному перерасходу тепла. При расчетах отопления теплоотдача всех нагревательных приборов должна соответствовать теплопотерям помещения. Нагревательные приборы, устанавливаемые под окнами, должны выделять строго определенное количество тепла, необходимое для локализации ниспадающих потоков и отрицательной радиации. Остальные теплопотери должны восполнять, если это возможно, панельно-лучистые отопительные приборы, установ
223
ленные в верхней зоне помещения или встроенные в конструкцию потолка.
Такой выбор и размещение нагревательных приборов будут оптимальными и обеспечат тепловую комфортность в помещении при наименьших энергетических затратах.
В зависимости от размеров нагревательного прибора и его температуры над ним образуется либо ламинарная, либо турбулентная струя. Для теплотехнического расчета окон необходимо знать протяженность гравитационной струи, место встречи ее с холодным ниспадающим потоком, локальные и средние коэффициенты теплоотдачи на внутренней поверхности остекления.
8.2. Теоретический расчет теплообмена между ламинарной гравитационной струей и окном [164,168]
На рис.8.1 показана внутренняя поверхность ограждающей конструкции, внизу которой расположен цилиндрический нагреватель диаметром do с температурой поверхности t0. Образующаяся над
Рис. 8.1. Схема развития конвективной струи у холодной стенки
нагревателем ламинарная гравитационная струя взаимодействует с ограждением. Внутренняя поверхность конструкции имеет температуру тв, которая равна или меньше температуры воздуха в помещении te. У ограждения образуются гидродинамический 8 и тепловой 6t пристенные пограничные слои, которые монотонно возрастают от верхней кромки нагревателя. Температурные и скоростные поля близ поверхности стенки имеют форму, изображенную на рис.8.1.
Примем температуру стенки постоянной по высоте. Обозначим разность между температурой в любой точке пристенного пограничного слоя и температурой стенки через 9=t-re. Разность температур &m=tm-Te, а разность температур между нагревателем и окружающей средой через &o=to-t„ и &e-t0-Te.
Запишем уравнения движения и
224
энергии в виде:
^u2dy-um j -\udy = gpрф-vP" 1 ,	(8.1)
“о	“’’о	о	уву />=О
d \u&dy-&m d ]udy = -J * 1 .	(8.2)
wA=o
Зададим распределение скорости температуры в пристенном пограничном слое в виде:
и um=ai+bir] + clq2 + drf;
= а2 +b2rll + с2^2 + d2rf > где т] = у ё; т/, = у/ё, с соблюдением граничных условий: для распределения скорости
приу=0 и=0;	d2u _ 0 .
dy1 приу=<? u=um;	du _
dy
для распределения температуры
приу=0 t=Te,;	d2t
dy2
приу=<5, t=tm;	dt	=0
dy
Выполнив простые вычисления, находим значение коэффициентов а, Ь, с, d. Профили скорости и температуры теперь можно запи
сать в следующем виде:
3	1 2
и- п
2	2
и
нт
&
3	1 з
= 2^-2^'
(8-3)
Примем, что гидродинамический и тепловой пристенные пограничные слои имеют одинаковую толщину. Подставив распределение температур и скоростей по (8.3) в уравнения (8.1) и (8.2) и, проинтегрировав их от 0 до ё, получаем :
17 d (ч^)~ 5 ит й~(итё)= 5 ё/Ютё - 3 vum * ; (8.4а) 35dxK ’ 8 dx ’ 8	2 т ё
'1^
(8.46)
8 - 870
225
-я
<«я
В этих двух уравнениях три неизвестные величины: толщина пристенного пограничного слоя 8, максимальная скорость ит и максимальная температура &т. Изменение максимальной температуры вдоль стенки было определено экспериментально. Результаты опытов можно аппроксимировать зависимостью1
&т =0,41
*Я
110

Если представить 8 и ит в виде показательных функций
6 d0 =clx“; um, и0 = с2хт ,
то подстановка этих выражений в уравнение (8.4) дает: ^(c2w0)2Ci(9 + 2w)x’+2m’' - (c2w0)2c,(9 + w)xe+2m_1 = J J	о
1
где л = 8
= 0,41\м О
«Я ч*я
»	9~1	3	tn—q
c.cLx - v 2-"-х '
'	2 сД
17/	, \ o+m-2	5
Iq + т -1 )х	-
35 V 7	8
к 9+W-2
3 2q
9+1
с c2d2 ’
е2е1 ы0
Поскольку последние уравнения должны быть справедливы для любых значений х, то показатели степеней в каждом члене уравне-
ния должны быть одинаковы и равны q — -,т = 0.
Решение последних уравнений позволяет определить значения с, и с2ип:
с, =2
«Я
,	39
(Рг6г0)~4 1- ---
V 07 I ЗНРг
4
с2и0 = 0,7
•Я 8 ч*я J
Gr02Pr 2 1-
39
311Рг
d0
Таким образом, скорость на внешней границе пристенного пограничного слоя не зависит отх. Толщина пристенного слоя равна:
1 Экспериментальная установка и методика проведения экспериментов
будут описаны позже.
226
( 9 8 = 2 Ц.
Для нахождения теплового потока на стенке и коэффициента теплообмена используем равенство:
8t =~Л
(Gr0Pr)4| 1----—
v ° 7 I 311 Pr
= <Zi9„ 
y=0
4-1 X2 .
Вычислив температурный градиент на стенке
dt
из (8.3) и ,о
4
подставив его в последнее уравнение, получим:
№ =	= —8 ' = O,7sf(Gr0 Pr)^ 1--—1 4 х’г.
0 А 2	l-90J	<	31 IPr J
Для воздуха (Pi^0,7) локальные коэффициенты теплообмена равны:
W
(9 V
j _1
2 .
(8-5)
8.3.	Теплообмен между турбулентной гравитационной струей и окном
Интегральные уравнения количества движения и энергии для турбулентного пограничного слоя имеют вид:
j 8	j д	8
—	fu2cfy-u. - [udy=gflfv</y- — ;
" Р \	(8.6)
, в	j <5	7
—	[.9wJy-i9ra— fudy =—. dx I dx J pcp
Для решения этой системы уравнений необходимо подобрать подходящее выражение для профиля скорости и температуры в пристенном пограничном слое. Зададим эти профили в виде:
и примем 8 = 8,.
Используя связь между касательным напряжением на стенке и профилем скорости, найдем [221]:
8*
227
Для нахождения теплового потока на стенке воспользуемся ана-
-2
логией Рейнольдса с поправкой в виде множителей Рг3 , Рг;1 для учета отклонения от аналогии при числах Прандтля, отличающихся от единицы:
г
Pr ’Pr;'.
^=0,09pcpwm5m
V и 8 т Подставив значение &,u,Tw,qw в уравнение (8.6) и проинтегрировав, получим систему обыкновенных дифференциальных уравнений:
1 d
2 dx
d. М=\\ёр8т3-^9игт ах 3
I (8.7)
’ 1 (». V)- fa. d, М)= -0.09H.fl. 2 dx	3 dx
v
Um3
Pr
2
3Рг,.
Распределение температуры на внешней границе слоя было определено экспериментально и равно:
'S.
пристенного
•9„-0,28^
-°-e = Ax^s
2 и
3 '
v
и 8
2
ю
(эксперименты описаны ниже).
где и = 8
•Я
Я
Представим изменение 3 и ит в виде степенных функций:
= docex“, ит = си0 х~т = сях-т-
Подставив значение &т,ит и 8 в дифференциальные уравнения (8.7), получим:
2Cu4(9 + 2w)x?+2m-1-
2
3^(? + w)x’+2m4 =
2	с'2 2
з^Д7“^С,х’-°-8-0,09
CS m
do
? V.
X1 2
(8.8)
228
г
|СД9 +щ-0,8)х''+2"-'8 -|Ctf(9 + w>+2m-18 =
= -0,09х2 2
d.
2	_2 i
Pr3 Pr;1 
cjc,2
Приравняв показатели степени прих, получим: 3	1
q + 2т -1 = q - 0,8 =—т—q\
q + m — \,?> — —m — — q — 0,8;
4	2	2
из которых найдем значение: </=0,63; т=0,1. Подстановка этих значений в уравнение (8.8) позволяет определить Cx,Ctl:
£
_i 1 л( I	у
се = 0,42GrJ Рг'’ Рг,3 0,5 Рг3 Рг, - 0,072 ;
~ Р »'
с = O,43Gro2 0,5 Рг3 Рг, - 0,072	—
I	) d0
Тогда скорость на внешней границе пристенного пограничного слоя ний:
ит и толщина пограничного слоя 8 определятся из уравне-
-( -
и„ =0,43Gro2 0,5 Рг3 Рг, -0,072
2
—X0,1;
4	2
X0-63
6
—Г 2
£/d0 = 0,42Gro 6 0,5Pr3 Pr, -0,072 Pr ’ Pr,3
В безразмерной форме локальный коэффициент теплоотдачи можно определить из выражения:
i	1
.	1 - -i(	-	А 3	( п \з"
Nu„ =	= 0,09 IGr? Pr’ Pr’3 0,5 Pr3 Pr, - 0,072 X0’27	.
0 a a	0	'	'	Q
«9	,
Учитывая, что в интервале изменения — от 1 до 1,3 величина
90
Г
5П.
1 и для воздуха />=0,71, получаем:
229
1 л	।
Nu0 = 0,076IGrJ Pr, ’ (0,4 Pr, - 0,072)^ Jc0-27.
Турбулентное число Прандтля Prz=0,5. Тогда
Nuo=O,24\Gr~3x°-2\	(8.9)
8.4.	Экспериментальные исследования
Схема экспериментальной установки для исследования теплообмена у внутренней поверхности ограждения показана на рис. 8.2 [164]. Установка состояла из плоского теплообменника, сменных электрических нагревателей, подоконника и измерительных приборов. Теплообменник выполнен в виде плиты размером 1800x600 мм, с задней стороны которой привинчивали металлический кожух. Тепловоспринимающая поверхность теплообменника выполнена из дуралюминия для того, чтобы на ее поверхности поддерживать изотермические условия. Теплообменник устанавливали вертикально по отвесу и охлаждали водой, которая поступала из термостата в водяную рубашку и по трубопроводу сливалась обратно в термостат. Более низкие температуры тепловоспринимающей по-
Рис. 8.2. Схема экспериментальной установки: 1 — теплообменник, 2 — термопары, 3 - водяная рубашка, 4 — термостат, 5 — потенциометр, 6 — сосуд Дьюара., 7 - автотрансформатор, 8 - цилиндрический нагреватель
230
верхности теплообменника обеспечивались опускаемым в резервуар термостата льдом. Четыре медьконстантановые термопары, за-чеканенные в плоскость плиты, регистрировали температуру на поверхности плиты. В опытах она изменялась от 2 до 20°С. Электрические нагреватели выполнены из трех металлических труб диаметром 12, 40 и 75 мм и длиной 600 мм. Внутри труб помешали фарфоровые трубки с намотанной спиралью из нихромовой проволоки. Для достижения равномерного нагрева всей поверхности трубы спираль обматывали асбестовым шнуром. Концы спирали выводили через торцы труб, которые плотно закрывали текстолитовыми крышками. Для регистрации температуры поверхности нагревателя на расстоянии 200 мм от торца трубы зачеканивали три медьконстантановые термопары с диаметром королька 0,015 мм. Холодные спаи термопар (каждая термопара имела отдельный слой) вместе с ртутным термометром помешали в сосуд Дьюара, заполненный льдом. Электрическую мощность, подводимую к нагревателю, регулировали автотрансформатором. Электродвижущую силу термопар фиксировали самопишущим потенциометром ЭПП-О9. Давление и температуру воздуха внутри помещения, в котором проводили опыты, измеряли барометром и ртутным термометром. В качестве контроля для регистрации температуры окружающей среды установлена термопара. Температурные поля сняты с помощью четырехзеркального интерферометра Маха-Цен-дера типа ИЗК-454 с диаметром рабочего поля 225 мм.
Так как конструкция интерферометра позволяет исследовать ограниченный участок температурного поля ограждения, то экспериментальную установку располагали на подъемнике, который давал возможность наблюдать любой исследуемый частуок по высотемодели. Интерференционные картины опытов в полосах как "конечной", так и "бесконечной" ширины фотографировали фотоаппаратом типа "Зенит". Обработку интерферограмм и пересчет поля плотностей на поле температур проводили по методике, описанной в [119,120].
На рис.8.3 представлена интерферограмма температурного поля в пограничном слое у поверхности охлажденной стенки, на которой отчетливо видно взаимодействие полуограниченной гравитационной струи с ниспадающим потоком естественной конвекции. У поверхности стенки образуются три характерные зоны конвективного движения. В нижней части вертикальной стенки развивается восходящая полуограниченная гравитационная струя. Сверху вниз движется свободный конвективный поток воздуха.
В зоне встречи теплой и холодной струй пограничный слой "раздувается" и отрывается от поверхности стенки, образуя вихре-
231
Рис.8.3.
Взаимодействие по-луограниченной гравитационной струи с потоком естественной конвекции
ние максимальной
вую область, которая в зависимости от мощности конвективной струи и температуры стенки перемещается вверх или вниз. Наблюдениями установлено, что при увеличении температуры нагревателя to она перемешается вверх, а при понижении температуры стекла те - вниз. В этой области температурное поле непрерывно изменяется, и профили температуры носят неустойчивый характер.
На интерферограммах (рис.8.4) показана полуограниченная ламинарная струя при различных диаметрах нагревателя и Te=te-Интерферограммы выполнены в полосах "конечной" ширины, из которых четко виден пик максимальной температуры, разделяющий пограничный слой у ограждения на пристенный и струйный. Этот пик по мере удаления от источника тепла постепенно сглаживается, толщина пристенного пограничного слоя увеличивается, а тепло
вой поток у стенки уменьшается. Увеличение диаметра нагревателя (рис.8.4, б) практически не влияет на толщину пристенного пограничного слоя.
В безотрывной зоне ламинарной полу-ограниченной конвективной струи измене-температуры вдоль вертикальной стенки
(рис.8.5, а) можно аппроксимировать зависимостью
9о
(8.10)
где n = 8(I90
Из формулы видно, что tm зависит от to, тв, te, х и уменьшается обратно пропорционально относительному расстоянию х. При понижении температуры стенки температура на внешней границе пристенного слоя уменьшается, а при понижении температуры воздуха внутри помещения увеличивается.
232
а)	б)
Рис. 8.4 Интерферограммы температурных полей а) do — 10 мм, б) — 75 мм
На рис.8.5 б сопоставлены опытные данные по локальному теплообмену с теоретической кривой (8.5) в основном участке струи. Как видно, теоретическая линия удовлетворительно согласуется с результатами эксперимента. Из анализа опытных данных видно, что значение температурного фактора (<9в 190) при решении строительных задач незначительно отклоняется от единицы и мало влияет на теплоотдачу. Поэтому величиной (19в Я,)"4 можно пренебречь и рассчитывать локальный коэффициент теплообмена по упрошенной формуле:
1 i
7Vw0 = 0,7Gro4x 2.	(8.11)
Формула (8.10) справедлива при х>1. Назовем этот участок основным. В интервале х = 0ч-1 локальную максимальную температуру можно рассчитывать по формуле:
= 1-0,69х	(8.12)
233
Рис. 8.5. а) Изменение .максимальной температуры от х; б) Изменение локачьного коэффициента теплоотдачи от х: ф=40м.м; l-tu=24,6"C;
2-137; 3-129; 4-76; 5- 151; 6-131; 7- 114; с1„=75м.м;8-t„=27,2"C; 9 — 35; 10—65,7; 11 — расчеты по (8.10); 12—расчеты по (8.5)
Средний температурный напор в начальном участке струи можно найти после интегрирования от 0 до х:
о"
-*- = 1-0,295х.
Я
В основном участке струи средний напор равен ( х > 1):
я я
В начальном участке гравитационной струи (0<х <1), как показывает обработка опытных данных, локальные и средние коэффициенты теплообмена не зависят отх и равны: __________________________н 1 Nuf=Nu0 = O,7Gro4.
------= 0,7055m +0,41i9o
Inx/х 1. (8.13)
(8-14)
Я
234
= 0,7GrJ 2x2-1 Ьг*.
(8.15)
Среднее значение числа Нуссельта в основном участке струи определяется по формуле:
Nu" + j
Nu0 =------5-
х
Изменение значений /т вдоль остекления турбулентного режима можно аппроксимировать зависимостью (рис.8.6 а):
в основном участке струи ( х > 1)
9
х0'8:
— = 0,28| —
в начальном участке (0<х <1)
— = (1-0,72x1 — ;
Я VoJ
9.
(8.16)
(8.17)
Сравнение результатов расчета локальных коэффициентов теплоотдачи в основном участке струи при турбулентном режиме по-
9
9
Рис 8.6. а) Изменение максимальной температуры от х; б) изменение локального коэффициента теплоотдачи от х; 1 - расчеты по (8.16); 2 — теоретическая зависимость (8.8)
235
граничного слоя показано на рис.8.6 б. Из сопоставления видно, что теоретическая кривая (8.8) при больших расстояниях х лежит выше опытных данных.
Средние значения температурного напора Зт и коэффициента теплоотдачи а определяются из формул при х > 1:
(х°-2-1) х’1;	(8.18)
Ж = O,33Grj(x0,73 - 0,2?)х“'.	(8.19)
Средние значения и Nu0 в начальном участке х <1 равны:
— = 1-0,36х;	(8.20)
Я)
Ж = 0,24Сг/.	(8.21)
-®- = 0,64Л + 1,4Л М-
О	°	0 Q
*0	к ,7<> у
8.5.	Локализация холодных потоков воздуха, расчет теплопотерь и температурного поля у внутренней поверхности окна
Прежде чем перейти к инженерному методу расчета окон при наличии нагревательных приборов, необходимо рассмотреть расчетную теплофизическую модель явления. На рис.8.7 схематически изображено изменение температуры на внешней границе пристенного пограничного слоя tm, максимальной скорости ит и коэффициента теплоотдачи а. Ранее отмечалось, что у внутренней поверхности окна образуются три зоны: холодный ниспадающий поток естественной конвекции (холодная струя воздуха), вихревая область и полуограниченная гравитационная (теплая) струя. В свою очередь, теплая струя состоит из начального участка (х < 1) и основного (х >1). Она может быть ламинарной или турбулентной.
При определении режима движения у стенки нужно знать критическое число Грасгофа Gr0’. Для его определения необходимо приравнять одно к другому расчетные значения Нуссельта в формулах для ламинарного и турбулентного теплообмена. Тогда имеем:
Gro°-Otx0'23 = 2,92.
Положив х=1, найдем критическое значение Грасгофа Gro=5105. При х=10 это число Gro*=3105. Приближенно можно
236
X
Рис. 8.7. Схема экспериментальной установки: 1 — теплообменник, 2 — термопары, 3 — водяная рубашка, 4 — термостат, 5 — потенциометр, 6 - сосуд Дьюара, 7 — автотрансформатор, 8 — цилиндрический нагреватель
принять критическое число Грасгофа G>0’®4-105 и считать, что при значении Gr0’4 -105 наблюдается ламинарный режим движения в пристенном пограничном слое, при Gr'4 -105 - турбулентный. В начальном участке теплой струи скорость на внешней границе пристенного пограничного слоя ит быстро растет. На основном участке она остается либо постоянной (если гравитационная струя ламинарная), либо медленно увеличивается (если струя турбулентная) Температура tm как в начальном, так и в основном участке падает, однако в начальном участке она уменьшается значительно быстрее, чем в основном. В верхней области tm более резко падает и достигает значения температуры воздуха в помещении. Это падение tm приводит к торможению гравитационной струи, и скорость ит уменьшается до нуля. Локальный коэффициент теплоотдачи в начальном участке теплой струи практически не изменяется, в основном участке медленно уменьшается и в начале вихревой области быстро достигает значения ниспадающего конвективного потока.
Холодный ниспадающий поток в начале своего развития имеет участок пограничного слоя с ламинарным движением воздуха, который затем переходит в турбулентный. В воздухе этот переход совершается при определенном критическом значении критерия
237
Грасгофа порядка Gr = Те' х3 »107.
v
Температура на внешней границе пристенного теплового пограничного слоя холодной струи tm постоянная и равна температуре воздуха в помещении. Максимальная скорость гидродинамического пограничного слоя увеличивается в ламинарной области течения, в турбулентной — практически остается постоянной. Локальный коэффициент теплоотдачи по мере опускания холодной струи уменьшается и только при турбулентном режиме остается постоянным.
В вихревой области при слиянии теплой и холодной струй температура tm и скорость um быстро падают, направление образовавшейся новой струи резко меняется. В этой области значения tm и um неустойчивы, наблюдаются значительные возмущения, которые являются причиной периодического изменения интенсивности теплообмена. Для практических расчетов сложно определить границы вихревой области. Однако возможно найти координату места встречи струй хв. Температура на внешней границе пристенного пограничного слоя непрерывно уменьшается и при значении х„ достигает температуры окружающей среды. Это значение хв можно принять за место встречи теплой и холодной струй и считать, что у ограждения образуются восходящая гравитационная струя протяженностью от х =0 до х = х„ и ниспадающий конвективный поток, существующий в интервале изменения х от хв до конца ограждения L. При такой схеме мы значительно упрощаем расчет и намеренно идем на незначительные погрешности в вихревой области, которая теперь лежит около координаты хв.
Координату места встречи ламинарной или турбулентной гравитационной струи можно найти, положив в формулах (8.10) и (8.16) tm=te:
(8.22)
(8.23)
В том случае, если окна имеют небольшую высоту, а температура и размеры нагревателя велики, турбулентного режима в ниспадающем потоке может и не быть. При недостаточной мощности нагревательных элементов и большой высоте ограждения теплая струя воздуха может подавляться холодной. В то же время надо помнить о том, что большая протяженность теплой струи у ограждения ведет к значительному увеличению теплопотерь, повыше
238
нию температуры внутренней поверхности окна и, следовательно, к ликвидации в нижней части окна конденсата и наледей.
Рассмотрим теплотехнический метод расчета окон с целью защиты рабочей зоны помещений от проникновения холодных масс воздуха. Для того, чтобы холодный ниспадающий поток воздуха не проникал в рабочую зону, необходимо соблюдать равенство (количество конвективного тепла, выделяемое нагревателем, должно быть больше или равно теплопотерям теплой и холодной струй): а^а+£„,-
Конвективный поток тепла, отдаваемый нагревателем, можно рассчитать по формуле:
к, >
где a„=l,68(z0-/e)j- средний коэффициент теплоотдачи; F„ - -площадь нагревательного прибора.
Теплопотери в зоне действия восходящей гравитационной струи равны:
ат
Nu0X	- XX
где сг = —— - средний коэффициент теплоотдачи гравитационно
ной струи.
Конвективный холодный ниспадающий поток тепла равен:
а=«х(4-^к,
где ах - средний коэффициент теплоотдачи холодной струи.
Для ламинарного режима он равен (G’r <3-106):
£ ft — т 'V а = 1,23, I L J
для турбулентного (Grx >3-106)
«х=Ь68(/„-гб>.
Локальная и средняя температуры окна зависят от изменения локального коэффициента теплоотдачи и сопротивления теплопередаче Ro. В первом приближении среднюю температуру окна можно определить по формуле:
Эта температура должна быть выше допустимой температуры внутренней поверхности окна г,’, рассчитанной с учетом лучи
239
стого теплообмена человека с охлажденной поверхностью остекления и расположения нагревательных приборов ( гв > т” ).
Используя допустимое значение теплоотдачи излучением с поверхности человека, находящегося около окна, можно определить допустимую температуру внутренней поверхности окна при наличии нагревательного прибора (тв >?") На рис.8.8 показана схема лучистого теплообмена головы человека с окружающими конструкциями помещения. Уравнение лучистого теплообмена можно записать в виде:
Я = ^Ч-ОК^Ч-ОК^Ч-ОК ^Ч ~	)+ ^~'Ч-ПР<Рч-ПР^>Ч-ПР ^Ч ~ ^0 ) +
^-'Ч-ОГ(Рч-ОГ^Ч-ОГ ~^ог}
где Сч_ок, Сч_пр, Сч_ог - приведенные коэффициенты излучения, которые можно принять равными 4; Фч-ок , Фч-пр , Фч-ог _ коэффициенты облученности поверхности человека в сторону окна, нагревательного прибора и остальных ограждающих конструкций; Ьч_ок > ^ч-пр > ^ч-ог " температурные коэффициенты, которые при температуре поверхности головы человека ZV=31°C, температуре нагревательных приборов /О=50-80°С и средних температурах на-
Рис. 8.8. Схема лучистого теплообмена головы человека с ограждающими конструкциями; 1 — элементарная площадка, имитирующая поверхность головы человека; 2 — нагревательный прибор; 3 - окно
240
ружных и внутренних стен /(->=! 5°С соответственно равны £t/_OK=0,98, Ьч =1,27, Ьч_ог =1,03.Подставив в уравнение принятые значения, получим:
Q = ^^Фч-ок (з 1— ) + ^Лфч-пр 01 ~ ) + 64фч-ог •
Допустимое значение при расстоянии человека до окна 1 м можно принять 70 Вт/м2ч [12]. Из последнего уравнения можно определить допустимую температуру внутренней поверхности окна:
=31 + 16,- 1S-L- +1,3(31
Фч-ок Фч-ок	Фч-ок
Коэффициент облученности (рч_,и- равен:
Фч-ОГ ~ 1 “ Фч-ок ~ Фч-ПР-
Тогда
= 14,6 + -^-^(1,3/0 -24).
Фч-ок Фч-ок
Коэффициент облученности Фч-ок , Фч-пр в зависимости от геометрических размеров окна и нагревательного прибора можно найти по графику (рис.8.9).
Полученные выше формулы справедливы для нагревательных приборов цилиндрической формы. Применяемые в практике строительства нагревательные приборы разнообразны по форме. Исследования [104] показали, что в таких конструкциях вместо определяющего размера do можно ввести универсальный определяющий размер d3 - эквивалентный диаметр. В табл.8.1 приведены эквивалентные диаметры для некоторых конфигураций нагревательных приборов.
Рис. 8.9. К расчету лучистого теплообмена
241
Пример расчета
Требуется рассчитать теплопотери окна высотой 2 ми шириной 1 м для промышленного цеха, строительство которого намечено в Норильске (расчетная температура наружного воздуха tH=-48°С), и локализовать холодный ниспадающий поток воздуха отопительной бетонной панелью с односторонней теплоотдающей поверхностью нагрева. Размеры панели: длина 1м, ширина 0,57м. Средняя температура теплоотдающей поверхности панели to=8O°C. Температура воздуха в рабочей зоне цеха te=18°C. Сопротивление теплопередаче окна ( без учета нагревательного прибора) равно Ro=0,56 м2°С/Вт, ав =8,7 Вт/(м2 °C). Коэффициент теплопроводности воздуха Л =0,023 Вт/(м°С); коэффициент кинематической вязкости v =15,7-l(f м/С.
1. Определяем в первом приближении температуру на внутренней поверхности окна:
=	=18- 18 + 48 = 3,4°С.
«Л 8,7-0,56
Таблица 8.1
Эквивалентные диаметры для некоторых видов нагревательных приборов
Конфигурация нагревательного прибора	Эквивалентный диаметр	Характерный размер
Цилиндр	do	
Плоская пластина с односторонним выделением тепла	1 л	1
Плоская пластина с двухсторонним выделением тепла	21 л	1
1 Прямоугольная призма	2(a + b) л	ь
2. Эквивалентный диаметр для бетонной отопительной панели
равен:
d3 = 1 =°’5Z=o,18 м. л л
242
3.	Определяем критерий Грасгофа:
с, =гЛ-<.к’=’Х80-18)0.181
0 v2	291-15,72 -Ю*12
= 4,9-107.
Режим движения булентный.
воздуха в пристенном пограничном слое тур-
4.	Определяем п:
-,10
-9J
80-18 Л
80-3,4j
= 1,01.
5.	Находим место встречи теплой и холодной струй: 80-3,4 80-18
>l,25f^Y25'
"80-18Y25|
,80-3,4j I
«90
6.	Среднее число критерия Нуссельта равно: ГТ%2?‘ l0,18j
х =0,27 в ’ Э
=0,2-0,18
1,251,01
=0,28 м.
ftl8=855.
0,28
7.	Средний коэффициент теплоотдачи гравитационной струи равен:
№0 =0,ЗЗС^33(хУ3-0,2^ =0,33/3 -4,9-1(У/3
Nu'^ = 85,5-°,023 =] 1 овт/(м2-°С). d3 0,18
8.	Средний температурный напор (zm	равен:
6	_ 0,64i9e z -
хе
m в /ср
1,4.9.
«я
хв
0,'
1,01
,,550’2
и = 8
= 8
9.	Средняя температура на оси гравитационной струи равна:
t ={t -г) — г = 37,1 + 3,4 = 40,5°С.
10.	Определяем снова температуру на внутренней поверхности окна в зоне действия гравитационной струи:
. t -t т =t --- " , в nt	ту'
где I^=R0 - Ro-
; ав=а'+ал.
1
Принимаем коэффициент теплоотдачи излучением «(/4,4 Вт/(м2-°С); тогда 41,0+4,445,4 Вт/(м2-°С):
243
£ =0,56-1 0,12----— 1 = 0,47 м2-°С/Вт;
* V	15,4J
г = 40,5 - 40,5 + 48 = 28,4°С.
15,4-0,47
Для дальнейших расчетов берем среднюю температуру: т =	= jilt28’4 = 15 9°С.
“	2	2
11.	Находим х":
1.25
хй
= 0,2-0, V 80 -15,9
80-18
80-15,9
80-15,9
80-18
1.25 5,6
= 2,45м;
= 8О,95510 =8 0,7 = 5,6.
12.
Nu'q = 0,33 • 4,9|/3 • 107/3
0,18
0.73
-0,27
°’’8 ы
-----= Эо. 2,45
и = 8
13.	а"= 56-0,023 = 7,2 Вт/(м2-°С).
0,18
14.	Определяем:
/ _ .у 0,64(80-159) 1,4(80-18)^80-15,9
T«kP- ц6 +	^80_18
15.	<=7,4 4-15,9 = 23,3 °C.
1,25 5,6
80-18
16.	а, =7,24-4,4=11,6Вт/(м2-°С);
1
= 0,56 - 0,12----— = 0,49 м2-°С/Вт;
I H,6j
< = 23,3 - 23,3 + 48 = 10,8°С.
11,6-0,49
17.	Окончательно принимаем температуру на внутренней поверхности окна и средний коэффициент теплоотдачи равными:
т^+т^ = 15,9-t-lO,8 =
2	2
-ьгг” 11,0 4-7,2	,
-— = ’	’ = 9,1 Вт/(м2-°С)

244
и находим место встречи теплой и холодной струй: х.=0,2.0,1/“^«Г l80-13,3j
1,25-3,7
= 1,38л/.
1,25-3,7
•(7,602 -1)=128°С
\ _ 0,64(80-ЦЗ) 1,4(80-18)р fm ТЛР- 16	+
80-13,3 80-18
18.	Находим температурный напор:
80-ЦЗ\ 80-18)
19.	Находим конвективные теплопотери окна в зоне действия гравитационной струи:
Q™ =	~	= 9,1 • 12,8 • 1,38 = 157 Вт.
20.	Определяем коэффициенты теплоотдачи нагревательного прибора и холодной струи:
«„ = 1,68(/0 - /„)0 33 = 1,68(80 -18)° ” = 6,6 Вт/(м2-°С);
ах = l,68(ze - r.)°’33 = 1,68(80 -3,4)0’33 = 4,1 Вт/(м2-°С);
21.	Определяем конвективный поток тепла от нагревателя;
a = «Ж =6,6(80-18)-0,57 = 232Вт.
22.	Находим конвективный поток тепла холодной струи:
е: =«xfc	=4,1(80-3,4X2-1,38) = 37Вт.
23.	Проверяем равенство:
О* - (7 > QK х^и х^ст х~-х
232-157>37.
24.	Определяем теплопотери окна:
2=9,1-12,8-1,38+8,7-( 18-3,4)0,62=314Вт.
При отсутствии нагревательного прибора теплопотери окна были бы (7=8,7 (8-3,4) 2=253Вт, т.е на 24% меньше.
8.6.	Влияние подоконника на теплообмен
Теплопотери окон зависят от расположения нагревательных приборов внизу окон. Подоконники также оказывают большое влияние на величину теплопотерь. При расположении нагревательных приборов внизу окон без подоконников теплопотери увеличиваются на 20-50%. Их можно значительно снизить с помощью установки над нагревательным прибором подоконной доски.
Наличие подоконника и нагревательного прибора сказывается на аэродинамике движения воздуха вблизи подоконника и, следо-
245
вательно, на теплопередаче. Для выявления картины движения восходящей гравитационной струи у подоконника были проведены исследования на гидролотке [167]. В рабочую часть гидролотка, заполненную водой, устанавливали модель окна. Холодную ниспадающую струю воздуха имитировали полуограниченной струей воды, вытекающей из верхнего сопла. Теплую гравитационную струю воздуха, возникающую над источником тепла, имитировали струей воды нижнего сопла, которое располагали рядом с торцом подоконника. Качественная картина взаимодействия теплой и холодной струй при наличии подоконника и без него принципиально одинакова. Как и в первом случае, не наблюдается безотрывного обтекания. При наличии подоконника теплая струя огибает его, образуя у его основания новую вихревую область (рис. 8.10).
Наблюдениями установлено, что протяженность вихревой области примерно в 1,5 раза больше шири-взаимодействия теплой и холодной
Рис. 8.10. Линия тока у окна с подоконником
ны подоконника. В случае струй воздуха при наличии подоконника на внутренней поверхности окна образуются теперь четыре характерные зоны конвективного движения: ниспадающий конвективный поток, вихревая область, образующиеся при столкновении теплой и холодной струй, безотрывная зона гравитационной струи и вихревая зона, расположенная у основания подоконника. Если мощность гравитационной струи мала, то ниспадающий конвективный поток естественной конвекции опускается до основания подоконника, разворачивается и смешивается с теплой струей воздуха. При таком режиме гравитационная теплая струя практически подавляется, и холодный поток проникает в рабочую зону помещения. Если температура нагревательного прибора и окна не изменяются, а ширина подокон
246
ника увеличивается, то безотрывная зона гравитационной струи уменьшается. При определенном соотношении мощностей струй безотрывной зоны у окна может и не быть, две вихревые области сливаются в одну.
Тепловые исследования пограничного слоя, образующегося у остекления, подтвердили качественную картину, полученную при гидродинамических исследованиях. На интерферограммах (рис.8.11) показана картина взаимодействия те
Рис. 8.11. Интерферограмма температурных полей при наличии подоконника: a)Gr„=2 103 6)Gr„=6 itf
пловых пограничных слоев у
остекления при наличии подоконника. При небольшой температуре нагревателя гравитационная тепловая струя, образующаяся над на
гревателем, полностью подавляется ниспадающим конвективным потоком (рис. 8.11,а). При достаточно больших значениях Gr0 восходящая гравитационная струя от нагревателя огибает подоконник и образует у его основания вихревую зону (рис. 8.116). В этом случае нижняя часть остекления обогревается гравитационной струей.
Таким образом, теплопередача системы «окно-подоконник- нагревательный прибор-стена» зависит от множества параметров: типа нагревательного прибора и его теплофизических характеристик и места установки, размеров подоконной доски, теплозащитных свойств окон и стен.
Теоретически описать и построить математическую модель переноса энергии через систему "окно-нагревательный прибор-подоконник" очень сложно, а решить эту многофакторную задачу аналитически практически невозможно. Поэтому решение нужно искать путем проведения экспериментальной обработки опытных данных на основе теории подобия в виде функциональных зависимостей в критериальной форме.
В 1971г. были проведены экспериментальные исследования такой системы. Однако в работе [167] не было учтено расположение нагревательного прибора под окном и его влияние на теплообмен у внутренней поверхности остекления и в воздушной прослойке.
Экспериментальные исследования, выполненные в 1984-1986 гг., позволили изучить теплообмен у внутренней поверхности окна, влияние восходящей конвективной струи на теплообмен в воздуш
247
ной прослойке и разработать инженерный метод расчета системы "окно-нагревательный прибор-подоконник" [70, 167, 178, 179].
8.6.1.	Теплообмен у внутренней поверхности окна
На рис.8.12 показана схема течения воздушных потоков у внутренней поверхности окна при установке под ним нагревательного прибора и подоконника. Образующаяся над нагревательным прибором конвективная струя огибает подоконник и взаимодействует с остеклением оконного блока в точке тк. В результате чего у внутренней поверхности окна образуются четыре зоны:
I	зона - ниспадающая холодная полуограниченная струя воздуха;
II	зона — вихревая зона;
III	зона — восходящая ветвь теплой конвективной полуограниченной струи;
IV	зона - ниспадающая ветвь теплой конвективной полуограниченной струи.
Обработка интерферограмм и их анализ позволили найти место встречи теплой восходящей струи с остеклением, которое описывается уравнением в безразмерной форме:
Рис. 8.12. Схема движения воздушных потоков у окна
хк = 2B/d3,	(8.24)
где хк = xjd3 - безразмерная координата места встречи.
Исследования автора, изложенные в монографии [226], показывают, что локальные значения коэффициентов теплоотдачи при взаимодействии вынужденных приточных струй с преградами, расположенными под разными углами к потолку, в точке хк имеют максимальные значения. При взаимодействии гравитационных струй с преградами явление сохраняется, и в точке хк коэффициент теплоотдачи конвекцией имеет максимальное значение.
Так как восходящая струя воздуха над нагревательным прибором может быть ламинарной или турбулентной, то при ее взаимодейст
248
вии с окном локальные значения коэффициента теплоотдачи а* = NuK2.i da в точке хк определяются:
при ламинарном режиме конвективной струи:
Gг0125 ^=0,32_^	(8.25)
£> О
где Gr0 < 4-105;
при турбулентном режиме:
Gr°’3 ^=0,12	(8-26>
ZJ о
где Gr0 > 4-105.
На рис. 8.13 показана зависимость NuK при различных размерах подоконной доски и критерия Gr0. Из рисунка следует, что максимальное отклонение кривых (8.25) и (8.26) от экспериментальных данных не превышает 15%.
В зонах III и IV по мере увеличения расстояния от критической точки локальные значения а* уменьшаются (рис.8.14).
В зоне Ш (восходящая ветвь струи с большим расходом, протяженность которой составляет хк<х<хв), локальные значения коэффициентов теплоотдачи определяются по формуле (рис.8.14, кривые 1 и 2):
a‘K“d3 _ Nu
А -(1 + 25+х)°’3 ’
(8.27)
В зоне IV (ниспадающая ветвь струи с меньшим расходом, про-
249
Рис. 8.14.Изменение коэффициента теплоотдачи по высоте остекления. Ламинарный режим A=Nuk-Bn3-l>>'25/Gr,!>'25:1 — расчеты по формулам (8.25) и (8.27) - 3-по (8.25) и (8.28). Турбулентный режим A=Nuk-BP'-8>/Gro: 2-расчеты по формулам (8.26) и (8.27); 4-по (8.26) и (8.28)
тяженность которой - 0< х<хк), локальные значения а” " определяются по формуле (кривые 3,4):
NuHe =
° (1 + 25 -хГ'
(8.28)
Средние значения критериев Нуссельта в третьей и четвертой зонах находятся путем интегрирования их локальных значений
Ж'
1 7 ~Nu* dx= Nu« к-хОД(1 + 2В+хГ^-0,7(хв-хк)
[(1 + 2В + х)0’7 -1].
(8.29)
Nu^=i ™ чо,5Л = 2^к(1 + 2В-х)0-5 хк.
(8.30)
Локальный тепловой поток, проходящий через окно в зоне дей-
ствия конвективной струи, равен:
где f“e, tHme - соответственно максимальная температура на внешней границе пристенного пограничного слоя восходящей и ниспадающей ветвей теплой и холодной струй.
Температура tm в точке хк равна максимальной температуре на оси конвективной струи (?т=/к).
250
В результате обработки интерферограмм получены экспериментальные данные, анализ которых позволяет найти зависимость tK от ширины подоконника и расстояния между нагревателем и подоконником:
te _	0,3
t0-te (S + 2BT6'
(8.31)
В восходящей ветви конвективной струи (третья зона хк<х<хв) температуру на внешней границе пристенного пограничного слоя можно определить из формулы:
С~‘,=	0,3___
t0 -t„ (s + 2B + 2В + xf-1 '
(8.32)
В ниспадающей ветви конвективной струи (четвертая зона 0<x<xK) Г* определяется из выражения:
/"•“ -1	0 3
(8J3)
На рис.8.15 представлены графики, характеризующие интенсивность изменения локальных значений температурного напора по
высоте остекления.
Для определения средней величины температурного напора необходимо проинтегрировать локальные значения ?°°и в уравнениях (8.32) и (8.33). В интервале от х = хк до х = хе средний температурный напор равен:
С-^=0,38[(1 + 2В+хв)°’8-t0-te (S + 25)°’6(xe-xJ
Рис 8.15. Изменение температуры на внешней границе пристенного пограничного слоя по высоте остекления
251
(8.35)
В интервале от х=0 до х=хк средний температурный напор определяется по формуле:
/Г-/е_О>35[(1 + 2Д)085 /0-/„	(5г + 2Д)°-6х.
Для проведения инженерных расчетов необходимо определить дальнобойность конвективной струи. Вихревая зона II характеризует место встречи ниспадающего холодного и восходящего теплого потоков и определяется координатой х„ (рис.8.12). Координату точки встречи струи с ниспадающим конвективным потоком определяем из условия равенства коэффициентов конвективного теплообмена в этой точке. Для естественной конвекции при Gr>107 локальное число Нуссельта определяется по формуле (3.33). Приравнивая уравнения (8.27) и (3.33), находим место встречи струй:
I =	4-2Я-1.
(t.-rJSS””
Если х^>Н, то струя достигает верха ограждения, если хв<0, ниспадающий поток достигает низа ограждения и разворачивается при натекании на плоскость подоконника; при всех прочих случаях координата встречи струй занимает промежуточное положение.
Обобщение экспериментальных данных позволяет заключить, что при 5>1,5 и при 5>2,5 независимо от мощности конвективной струи, отсутствует зона встречи гравитационного потока с теплой конвективной струей. В этом случае (при Gro>2,l.lO6) теплый поток или развивается вверх под некоторым углом к ограждению, или же (при Gro<2,1.106) подавляется на уровне подоконника холодной струей.
8.6.2.	Теплообмен в воздушной прослойке
При установке нагревательного прибора под окном возникающая над ним восходящая гравитационная струя оказывает большое влияние на процесс теплообмена в воздушной прослойке. Экспериментальные исследования на интерферометре ИЗК-454 температурных полей позволили определить влияние теплой восходящей струи воздуха на теплофизические характеристики воздушной прослойки. Опыты проводились в диапазоне изменения разности температур 10-г-60°С, отношения высоты прослойки к ее ширине 77/й=304-60, чисел Грасгофа в прослойке Gr^=25005105 и чисел Грасгофа для восходящей конвективной струи Gr0=2,3-1044-2,1-106.
Расшифровка интерферограмм позволила построить температурные поля в воздушной прослойке (рис.8.16). Установлено, что с 252
Рис. 8.16 Температурное поле в воздушной прослойке окна при установке под ним нагревательного прибора: 1 - температура нагревательного прибора t^lSfTC; Gro=l,13 106; 2 — tr~10(fJC, Gro=l,65105; 3 - t,=5(TC, Gro=2,95 105; 4 — без нагревательного прибора
увеличением числа Грасгофа Gr0 в нижней части окна увеличивается тепловой поток, проходящий через воздушную прослойку, увеличивается перепад температур ti~t2.
Полученные данные позволили изучить изменение температуры по оси прослойки. Безразмерная температура (zm -?2)/(?,_*2) ПРИ малых числах Gr0 < 2,3 • 104 изменяется по закону (3.42), и не зависит от ширины прослойки, но существенно зависит от х. При значениях критерия Gr0>2,3-104 экспериментальные данные отклоняются от кривой 3.42 и их можно аппроксимировать зависимостью (рис.8.17)
tm	= (0,77 + O,lGro0’25 )(л/яУ0'5+0’030г,?'25\	(8.36)
t,
253
Рис. 8.17. Влияние конвективной струи на температуру по оси воздушной прослойки
1 - Gr(l=2,95-10s; 2 - 7,65-Ю5; 3 -1,131(?; 4 - 2,310'; 5 - 1,7-10';
б - расчеты по (8.36); 7 -по (3.42)
Расчеты tm с учетом влияния конвективной струи справедливы при х/Н меньше критического значения (x/H)v. Величину (х/Н)кр можно найти из совместного решения уравнений (3.42) и (8.36).
Средняя температура в межстекольном пространстве записывается в виде:
(0,77 + 0,lGro0 25)[l - (х/я)^0-”^"25) |
f,-/2 (l-x/HXt5 + 0,03GFG°'25)	1	}
Для определения интенсивности теплообмена в воздушной прослойке при влиянии гравитационной струи нужно знать коэффициенты локального теплообмена на поверхностях остекления. Этот вопрос был изучен экспериментально на модели. Обработка и анализ интерферограмм позволили заключить, что локальные коэффициенты конвективного теплообмена на холодной поверхности стекла не зависят от мощности конвективной струи и их можно аппроксимировать кривой (3.45):
*4 = 77^777 = 0,21СгЛ025(х/Я)°'62.	(8.38)
Vi *гМ
Из формулы видно, что Nuh изменяется по высоте прослойки и зависит отх. Полученные результаты такие же, как и в работе автора [158].
254
Н-х
Nuh = (0,21 + 2,3 • 10"3 Gr00,25 )Gf/;0,25
На тепловой поверхности стекла коэффициенты теплоотдачи зависят от мощности конвективной струи. Наиболее существенное влияние теплового потока сказывается на участке (Н - х)Н > 0,65. Локальный теплообмен в нижней зоне прослойки (рис.8.18) характеризуется следующим критериальным уравнением:
(o,62+l,61O’3&“'“)
. (8.39)
В средней и верхней зонах прослойки локальные коэффициенты определяются по формуле (3.45). Среднее значение коэффициента
г	Н-х
конвективного теплообмена в пределах высоты ,
где при Gro< 1,7-106	%=0,6,
Н
npuGr.^,1 -106	Н~— = 0,4,
можно найти после интегрирования (8.39):
Nu = (0,21 + 2,3-10-3Gf0°’25)g^25 Г
f 1 - Н~ Х1(о,62 + 1,6-10-3 Gr00,33)	Н '
Рис. 8.18. Значения Nuh на теплой поверхности стекла tp
1 - Gro=2,31O4; 2 - Gro=l,65105; 3 - Gro=2,95105; 4 - Gr0=l,131(f;
5 - Grn=2,l-106;
255
Экспериментальные исследования проводились с установкой подоконника и без него. Анализ опытных данных показал, что полученные формулы (8.36) и (8.39) справедливы, когда относительная ширина подоконника меньше 1,5. При больших размерах подоконника (5 > 1,5 ) температуру и локальные коэффициенты теплоотдачи можно рассчитывать по формулам (3.42) и (3.45).
8.6.3.	Исследование окон в климатической камере проведено с целью проверки результатов, полученных в лабораторных условиях с помощью моделирования и теории подобия, с результатами испытаний оконных блоков в натуральную величину. Оценку теплозащитных свойств окон проводили по методике, разработанной и изложенной автором в ГОСТ 26602-85 (редакции 1985 и 1999г.г.), согласно которой определяются температуры и тепловые потоки на различных поверхностях конструкции, а затем вычисляются термические сопротивления светопрозрачной и непрозрачной частей ограждения, а также приведенное сопротивление теплопередаче оконного блока.
Исследования проводились на двух образцах окон заводского изготовления - как при установке отопительных приборов по всей ширине окна, так и без отопительных приборов (отопительные приборы согласно ГОСТ 26602.1-99 устанавливаются вне зоны окна). В качестве отопительного прибора использовались два электронагревателя прямоугольного сечения 200x70 мм.
В климатической камере НИИ строительной физики было установлено окно с деревянным раздельным переплетом с двухслойным остеклением (ГОСТ 11214-86 марки) 15-13,5 и окно с деревянным раздельно-спаренным переплетом с трехслойным остеклением ГОСТ 16289-86. В экспериментах использовались подоконные деревянные доски шириной 5=120; 200 мм. Расстояние между подоконником и нагревательным прибором составляло 5=150; 300; 600 мм.
Результаты теплотехнических исследований показаны на рис.8.19, 8.20 и приведены в табл.8.2 и 8.3.
Из анализа температурных полей (рис.8.19 и 8.20) видно, что на их формирование существенное влияние оказывает мощность нагревательного прибора, его расположение относительно окна и ширина подоконника. Отмечено, что при установке под окном нагревательного прибора в нижней части температурных полей г„ появляется ярко выраженный экстремум. Это наибольшее значение т„"“х наблюдается в критической точке хк=2В, где происходит взаи-
256
Рис. 8.19. Температурные поля окна ОР 15-13,5 (ГОСТ 11214-86) при различной ширине подоконника
модействие теплой струи с остеклением. Экстремум может отсутствовать, если мощность нагревательного прибора недостаточна, и тогда холодный ниспадающий поток проникает в рабочую зону помещения.
В первой серии исследований было установлено влияние на теплообмен габаритных размеров подоконника (рис.8.19 и 8.20). Анализ результатов показывает, что чем больше ширина подоконника, тем меньше тв’““. Так, при 5=120 мм т„'шх составляет 11,5°С (рис.8.20), а при 5=200 мм т„иах =9,8°С.
Локальный тепловой поток в зоне взаимодействия теплой струи с остеклением имеет максимальные значения. Чем шире подоконник, тем меньше тепловой поток, а, следовательно, и теплопотери окна. Однако, в том случае, когда размеры консольной части подоконника превышают ширину нагревательного прибора, отсутствует характерная зона встречи струи с остеклением, вследствие чего температура на внутренней поверхности остекления остается низкой. При замене подоконника шириной 120 мм на подоконник 200 мм средний удельный тепловой поток уменьшился на 4%. Приведенное сопротивление теплопередаче увеличилось на 3-4%. Установлено, что наиболее целесообразно ширину подоконника выбирать в пределах tZ,<5<l,5tZ>. В этом случае при допустимой температуре остекления т*,п теплопотери в нижней зоне окна будут минимальны.
9-870
257
Рис. 8.20. Температурные поля окна ОРС 15-13,5 (ГОСТ 16289-86) при различной ширине подоконника
Во второй серии исследований было выявлено влияние на теплообмен места расположения нагревательного прибора под окном (рис.8.21 и 8.22). Отмечено, что чем выше расположен нагревательный прибор, тем более высокие значения имеют температуры на остеклении и переплете. Так, при 5=600 мм гвЛ,ж=5,5°С, при 5=300 мм гвл'“=10°С, при 5=150 мм г/"“=11,5°С (рис.8.21). При низком расположении нагревателя 5=600 мм слияние восходящей и ниспадающей струй происходит на уровне плоскости подоконника или ниже. Температурное поле остекления близко по своим значениям температурному полю, когда отсутствует нагревательный прибор в подоконном пространстве. Анализ результатов опытных данных позволяет сделать вывод, что наиболее рационально располагать нагревательный прибор на расстоянии 5=(2-2,5)<7э от нижней плоскости консольной части подоконника.
В табл.8.2 и 8.3 приведены данные теплозащитных свойств окон с двухслойным и трехслойным остеклением. Наилучшие показатели достигнуты при температуре нагревательного прибора Zo=70°C, ширине подоконника 200 мм (В= 1,5<7Э), расстоянии от нагревателя до подоконника 300 мм (5=2,3d,). Приведенные сопротивления теплопередаче оконных блоков при установке под ними нагревательных приборов на 5-8% меньше Ro"p оконных блоков, под которыми отопительные приборы отсутствуют.
258
Рис. 8.21. Влияние координаты установки нагревательного прибора на температурные поля окна ОР 15-13,5
Рис. 8.22. Температурные поля окна ОРС 15-13,5 при различном расстоянии между нагревательным прибором и подоконником
9*
259
Таблица 8.2
Результаты теплотехнических исследований по ГОСТ 26602.1-99 оконного блока в деревянном раздельном переплете марки ОР 15-13,5, выполненного по ГОСТ 112214-86, при 4=-28°С, 4=23,4°С, 4=70°С.
Отношение площади остекления к площади оконного блока 0,7
Ширина по- доконника В9 мм	Рас-стоя-ние от подоконника до нагревателя S, мм	Средняя температура светопропускающей части окна		Средний удель-ный тепловой поток Ясе ’ Вт/м2	Приведенное термическое сопротивление, м1оС/Вт		Приведе иное сопротивление теплопередаче R?, м2оС/Вт
		на внутренней поверх ности	на наружной по- верхности <’,°С		свето-пропус кающей части R”	непро зрач-ной части j^nenp	
120	150	9,5	-18,8	154	0,18	0,62	0,40
120	300	8,1	-19,4	144	0,19	0,62	0,41
200	150	8,5	-19,0	149	0,18	0,63	0,40
200	300	7,8	-20,3	138	0,19	0,63	0,41
-	-	7,7	-18,9	133	0,20	0,63	0,42
Таблица 8.3
Результаты теплотехнических исследований по ГОСТ 26602.1-99 оконного блока в деревянном раздельно-спаренном переплете марки ОРС 15-13,5, выполненного по ГОСТ 16289-86, при 4=-34°С, 4=26,3°С, 4=80°С.
Отношение площади остекления к площади оконного блока 0,7
Ширина подоконника В, мм	Рассто яние от подоконника до нагревателя S, мм	Средняя температура светопропускающей части окна		Сред-ний удель-ный тепловой поток Ясе > Вт/м2	Приведенное термическое сопротивление, м^С/Вт		Приведенное сопро-тивле-ние теплопередаче м2оС/Вт
		на внутре иней поверх ности, <в,°с	на наружной поверхности <>°с		свето-пропус кающей части С	непрозрачной части туне пр к	
120	150	12,6	-27,2	137	0,29	0,72	0,52
120	300	12,4	-27,5	131	0,31	0,72	0,54
200	150	12,1	-27,6	133	0,30	0,73	0,53
200	300	И,1	-28,1	130	0,31	0,73	0,54
-	-	11,0	-29,3	124	0,33	0,73	0,57
260
8.6.4.	Методика теплотехнического расчета окон. Результаты проведенных экспериментальных исследований дают возможность разработать методику расчета системы «окно-нагревательный прибор-подоконник». Он позволяет определить место встречи теплой восходящей гравитационной струи с холодным ниспадающим потоком воздуха, геометрические параметры подоконной доски, место установки нагревательного прибора, температуры на внутренней поверхности окна, теплопотери в теплой и холодной зонах, а также приведенное сопротивление теплопередаче окна.
Если при установке нагревательного прибора под светопрозрачным ограждением теплопотери через окно увеличиваются на 20-50%, то при наличии подоконной доски их можно уменьшить до 4-10%.
Конечной целью теплотехнических расчетов является защита рабочей (обслуживаемой) зоны помещения от проникновения холодных потоков воздуха при минимальных затратах энергии.
Для локализации ниспадающего холодного потока воздуха необходимо, чтобы количество конвективного тепла, выделяемого нагревательным прибором, было больше суммы потерь тепла окнами за счет конвекции и за счет инфильтрации наружного воздуха:
q:>q:k+q^,-
При отсутствии нагревательного прибора или в зоне выше места встречи теплой и холодной струй конвективная составляющая теплового потока определяется по формуле:
К,
где а*к - средний коэффициент теплоотдачи конвекцией c=iM-rj-33.
Потери тепла за счет инфильтрации наружного воздуха определяются по формуле:
б^=о,28ад(/в-с).
Добиться локализации ниспадающего потока воздуха с минимальными энергозатратами, чтобы их доля была бы не более 1,10* , можно, если соблюсти соотношение:
3 Х-'ОК 7	’
q:k<qkh-q^-qlp<wk,
где QKcmp = Q™ + Q"Ke - теплопотери в зоне действия конвективной струи.
Соответственно Q™ и Q“e определяются по формулам:
Qfe =ae e(t" e -т }f ,
к \т в / в.в ’
261
QH e =aH e(tH e -t)f , к \m в г н.в 9
где Fee, FH.e. - соответственно площади зон восходящей или ниспадающей струй.
Из формул (8.32) и (8.33) можно определить средние коэффициенты теплоотдачи а‘я и :
cC = Nu'°±
«э

в.в т
Из формул (8.60) и (8.61)
и tHe т
определяются средние температуры
{Н.в т
=t.
0,38[(l + 2fi +xj’8 -l]z
(^ + 25Г(хе-хк)
О,35[(1 + 2В)0’85-1]/	x
+ (S + 2Bf6xK
Выбор эквивалентного диаметра нагревательного прибора, ширины подоконника и расстояния нагревательного прибора до подоконной доски производится из условий:
2В<хе<Нвк; B<\,5d3; Sd3<2,5.
Теплотехнический расчет системы «окно-нагревательный прибор-подоконник» был реализован на ЭВМ по программе, написанной в диалоговом режиме.
Результаты расчета приведены в табл. 8.4
Расчеты выполнены для деревянного блока с тройным остеклением (ГОСТ 16289-86) высотой 1,5 м. При отсутствии нагревательного прибора под окном его приведенное сопротивление теплопередаче равно = 0,56 2оС/Вт, а приведенное сопротивление теплопередаче светопрозрачной части окна = 0,5 м2оС/Вт.
Анализ результатов расчета показывает, что с помощью правильного выбора мощности нагревательного прибора, размеров подоконной доски и ее расстояния до нагревательного прибора можно практически исключить теплопотери в зоне действия конвективной струи. По сравнению с системой, в которой отсутствует подоконная доска, экономия энергии может достигать 20-30%. Например, в
приведенном выше примере расчета окна, внизу которого установлен нагревательный прибор, теплопотери были на 24% выше теп-лопотерь окна, под которым не установлен нагревательный прибор. При установке под окном нагревательного прибора и наличии подоконной доски теплопотери можно уменьшить на 27% (табл.8.4).
262
Таблица 8.4
Теплотехнические свойства окон при установке под ними нагревательных приборов и подоконной доски при /и=-50°С, 4=18°С, <7э=0,12м, 4=80°С, 0=77ОВт/м, Я=1,5м
Шир ина подокон-ника в, мм	Рассто яние от подоконника до нагревателя 5, мм	Средняя температура на внутренней поверхности гвв / не о в	в с	Рассто яние ДО места встречи струй Хв, м	Средний температурный напор .вв *Нв т т °C	Средний коэффициент теплоотдачи «Г/«Г Вт/м2оС	Приведенное сопротивление теплопередаче м2оС/Вт	Эффе ктив-ность теплозащиты Э,%
120	150	9,5/10,1	0,55	29,5/29,5	9,5/9,1	0,48	104
120	300	8,6/7,9	0,36	253/24,8	9,2/8,3	0,49	102
150	300	8,3/6,8	0,36	24,7/24,3	9,0/7,9	0,49	102
Глава 9
ПОВЫШЕНИЕ ТЕПЛОЗАЩИТЫ
И ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТИ
ОГРАЖДАЮЩИХ КОНСТРУКЦИЙ
9.1.	Основные способы повышения термического сопротивления конструкций
В общем случае увеличение термического сопротивления непрозрачных и светопрозрачных ограждающих конструкций может быть достигнуто:
-	введением в многослойное ограждение постоянного по толщине теплоизоляционного слоя с низким значением коэффициента теплопроводности;
-	увеличением пористости применяемого материала конструкции;
-	введением в структуру ограждающих конструкций различных теплоизоляционных включений, располагаемых по определенному порядку без нарушения монолитности;
-	снижением лучистой составляющей теплового потока путем нанесения на поверхность конструкции материалов с низко-эмиссионными свойствами или иным способом;
-	снижением конвективной составляющей теплового потока.
Все перечисленные мероприятия дадут эффект только в том случае, если количество сэкономленного тепла будет при эксплуатации здания больше количества тепла, затраченного на производство этого способа повышения теплозащиты здания. Энергоэффективность материалов, изделий и конструкций можно также повысить, увеличив срок их службы. Так, например, если деревянное окно поставить во влажное помещение (на мясокомбинате, фабрике-прачечной, в аквапарке), то срок его службы составит 2-3 года. Если же это окно (без стеклопакетов) поставить в жилом доме, то срок его службы будет 30-50 лет.
Энергоэффективность непрозрачных материалов и конструкций можно повысить, создав условия, при которых материал в процессе эксплуатации находится в сухом состоянии и не подвергается облучению прямыми солнечными лучами. В таких условиях продлевается срок службы конструкции, а коэффициент теплопроводности по сравнению с влажными материалами уменьшается.
Несомненно, легкие теплоизоляционные материалы, которые в литературе называют эффективными теплоизоляционными материалами, по сравнению с другими являются энергоэффективными
264
при эксплуатации здания. Их основной недостаток состоит в том, что они недолговечны, а преимущества - небольшая плотность, низкая энергоемкость при изготовлении и высокий уровень теплозащиты при эксплуатации.
Большинство ученых, в том числе А.Н. Дмитриев [68], считают, что «только легкие высокоэффективные материалы [/=200 кг/м2; Л<0,07Вт/(м°С)], энергоемкость конструкций которых не превышает 10-15(кг у.т)/м2, способны в течение 5-15 лет окупить энергозатраты, потраченные на их производство, и в дальнейшем приносить чистую экономию”. Проверим расчеты Дмитриева, используя энергоэкономический анализ. Для удобства расчетов примем энергоемкость теплоизоляции 11,6 кг у.т./м2 за среднюю величину, которая будет эквивалентна 100 кВт ч/м2. Таким образом, на изготовление 1м2 ограждения, сопротивление теплопередаче которого равно /?о=1м2°С/Вт, тратится 100 кВт ч энергии.
Предположим, что в нашем распоряжении имеется 1000 кВт-ч энергии, которая расходуется на изготовление конструкции и ее эксплуатацию:
4^=1000 = $,+$,, кВт-ч.
Расход энергии при эксплуатации здания рассчитывается по формуле:
z (/ -/ )
= кВтч (9Л)
Если средняя температура отопительного периода равна нулю градусов Цельсия, то при /в=20°С температурный напор Ue-/„L_ = 20 - 0 = 20oC. Из формулы (9.1) можно определить время zom, в течение которого при различных значениях Ro будет израсходовано 1000 кВт-ч энергии на производство и эксплуатацию. В табл.9.1 для различных вариантов уровня теплозащиты конструкции выполнены расчеты по определению времени, в течение которого расходуется 1000 кВт-ч энергии.
Таблица 9.1
Энергетическая эффективность расхода 1000 кВт.ч энергии при различных вариантах их использования
Расход энергии: - на производство - на эксплуатацию	100 900	300 700	500 500	700 300	900 100	1000 0
Сопротивление теплопередаче, Ro, м2оС/Вт	1	3	5	7	9	10
Время эксплуатации z-10’3, ч	45	105	125	105	45	0
265
Из анализа результатов расчета (табл.9.1) видно, что оптимальным вариантом расхода энергии на отопление и производство является случай, когда энергия расходуется поровну (500 кВт ч на отопление и 500 кВт-ч на производство конструкции). Это происходит при /?0=5м2оС/Вт. Только в таком случае мы имеем максимальную величину времени (го=125 1 03ч) для отопления здания. При Ro=5 м2оС/Вт срок окупаемости затрат на производство конструкции по сравнению с базовым вариантом 7?о=1 м2оС/Вт составит: ql~q[ 500-100 ,
"К	900-500
В практике строительства теплоизоляционные материалы применяются совместно с конструкционными материалами, как, например, кирпич, бетон. При креплении теплоизоляции к ограждению требуются дополнительные затраты, и поэтому их срок окупаемости повысится.
Таким образом, утверждение А.Н. Дмитриева совершенно справедливо, но оно сделано без учета срока службы теплоизоляционных материалов.
В качестве утеплителей в нашей стране применяются различные материалы: минеральная вата, стекловата, пенополистирольные изделия ППС, пенопласт, пенополиуретаны, утеплители на основе базальтового волокна, древесноволокнистые плиты и др. Самым распространенным утеплителем является минеральная вата. Какой из всего набора материалов является самым эффективным, можно определить, если воспользоваться критерием автора:
Sa = - — .
24Z)z
Зная энергоемкость Q'K, долговечность утеплителя и район строительства, последнюю формулу превращаем в уравнение:
Q’ — - = const—. 24Dz z
В любой момент времени энергоемкость теплоизоляционных материалов пропорциональна их стоимости. Стоимость зарубежных теплоизоляционных материалов, термическое сопротивление которых равно 1 м2оС/Вт, приведена на рис.9.1 [68].
Из рисунка видно, что при одинаковой долговечности всех материалов наиболее эффективными являются изделия из пенополистирольных плит ППС плотностью 15кг/м3. В то же время, если срок службы изделий из стекловаты будет на 30-50% выше ППС, энергоэффективным материалом следует считать стекловату. Сейчас вопросам долговечности строительных материалов, в том числе
266
Рис. 9.1. Стоимость зарубежных теплоизоляционных материалов, термическое сопротивление которых равно 1м2 °С/Вт.
1 - полиуретан; 2 - минеральная вата; 3 - стекловата; 4 - ЭПС (З5кг/м3); 5 - ППС (З5кг/м3); 6 - ППС (15кг/м3)
теплоизоляционных, не придается большого значения. Государство такие важные научные исследования практически не финансирует.
9.2.	Энергоэффективность и стратегии
В результате действий каждого субъекта Вселенной, в т.ч. и человека, производится работа - энергия, измеряемая в джоулях. Задолго до появления человека на земле природа преобразовала электромагнитные волны солнца в химическую и ядерную энергию в виде нефти, угля, газа и урана. Эффект (действие) человека заключается в преобразовании этой энергии в другие виды (тепловую, электрическую, механическую, потенциальную, электромагнитную), необходимые для производства товаров и услуг. Эффект может быть положительным, если человек отапливает помещение и создает в нем комфортные условия. Эффект может быть отрицательным, если он отапливает улицу. Однако люди под словом «эффективный» подразумевают только положительные действия (эффект). Энергоэффективность означает экономное и бережливое расходование первичных источников энергии.
Стратегии. В технике согласно второму закону термодинамики при преобразовании одного вида энергии в другой теряется энергия. Доля полученной полезной энергии оценивается безразмерной величиной - коэффициентом полезного действия (КПД). Он всегда меньше единицы. Стратегия повышения энергоэффективности при
267
преобразовании энергии из одного вида в другой заключается в стремлении достичь КПД, близкого к единице. Если первичные источники энергии преобразовывать только в тепловую, то КПД примерно составит 0,5, если одновременно из топлива получать тепловую и электрическую энергию, КПД значительно увеличится и может достичь величины 0,9.
Стратегию повышения эффективности теплозащиты оболочки здания в отечественном строительстве можно разбить на два периода - до 1992 года и после. В дореформенном периоде инженерная идея заключалась в сравнении двух или нескольких вариантов технических решений ограждающих конструкций с привлечением механизма приведенных затрат, которые представляют сумму текущих издержек и единовременных затрат с учетом нормативного коэффициента эффективности. Анализ этого стратегического направления изложен выше в главе 5. Положительным моментом этой стратегии является одновременный учет затрат как при эксплуатации, так и при производстве материалов, изделий и конструкций.
К серьезным недостаткам технико-экономических расчетов по приведенным затратам следует отнести то, что они производятся в денежном выражении и при сравнении вариантов не учитывается срок службы зданий.
В послеперестроечный период и до настоящего времени существует другая стратегия, основанная на частном эффекте экономии энергии только при эксплуатации здания. В работе [122] говорится, что Госстроем России в 1994 году была поставлена задача при разработке новых строительных норм обеспечить снижение потребности в тепловой энергии на отопление зданий по сравнению с 1995 годом на 20% в период до 1999 года и на 40% - в 2000 году. Эта концепция сначала стала широко применяться в региональных нормах, а затем перешла и в СНиП 23-02-2003 «Тепловая защита зданий» [194]. Так, в Московских территориальных нормах МГСН 2.01-94 «Энергосбережение в зданиях» требуемый удельный расход тепловой энергии должен быть для многоэтажных зданий (более 10 этажей) в 1994 г. 115 кВт ч/м2, а в 1999г. - 95 кВт ч/м2.
В СНиП 23-02-2003 «Теплозащита зданий» эта величина составляет 98 -100 кВт ч/м2. В дальнейшем Госстрой предполагает в три раза ужесточить требования по расходу тепловой энергии. В его отчете за 2003 год [86] говорится, что «...в 2003г. за счет средств федерального бюджета выполнено более 100 научно-исследовательских и опытно-кострукторских работ в рамках федеральных целевых программ с учетом отраслевых задач. Выполненные научные разработки позволили отработать концепцию формирования новых типов энергосбере
268
гающих зданий со снижением фактического теплопотребления до 35%. Практическая реализация этой концепции позволит довести удельный расход тепловой энергии зданий в среднем до 30-35 кВт ч/м2, т.е. до уровня лучших мировых значений, а строительную продукцию сделать конкурентоспособной».
Академик РААСН В. А. Ильичев [83] также считает, что «Жилые дома можно строить с 2-5 кратным уменьшением расхода энергии на отопление зданий, теоретически - до 10 раз". И, наконец, Н.В. Лапин в монографии «Экожилье - ключ к будущему», М., 1998, говорит, что «...на высшей ступени энергоэффективности находятся дома - энергетические доноры или энергоизбыточные дома. Излишки производимой ими энергии могут направляться в электросеть на производственные, транспортные и т.п. нужды».
Стратегию, проводимую Госстроем России по повышению эффективности оболочки здания путем ужесточения требований, используя в качестве критерия удельный расход тепловой энергии при эксплуатации зданий, нельзя признать прогрессивной. Этот путь смертельно опасный для страны и ведет к тупиковому результату. Увеличивая теплозащиту здания и получая при его эксплуатации небольшую экономию тепла, мы делаем огромные затраты на создание оболочки здания. Даже при небольшой энергоемкости, необходимой на создание конструкции (табл.9.1), увеличение уровня теплозащиты в два раза (с оптимального 7?о=5м‘°С/Вт до /?0=10м2оС/Вт) сокращает время на отопление здания с 125000 часов до нуля, т.е. все энергоресурсы израсходованы на создание конструкции. Теоретически, воздвигая один дом с теплозащитой «плюс бесконечность», мы все ресурсы в стране израсходуем на его строительство.
Тупиковый путь стратегии, основанной на увеличении уровня теплозащиты здания в разы, не может привести к положительному результату еще и потому, что предел экономии топлива ограничен и даже при сопротивлении теплопередаче плюс бесконечность ой не может быть более 33%. В самом деле, тепловая энергия, подводимая к зданию, тратится на отопление, вентиляцию и горячее водоснабжение. В качестве примера рассмотрим расход энергии нЛ 1м2 двухкомнатной квартиры общей площадью А„=50м2 и площадью наружных стен F„=30m2 (суммарная площадь наружных стен -кухни и двух комнат), расположенной на 2-15 этажах 16 этажного дома. Место строительства - г. Москва (D=5000°C сут). В квартир^ проживает 2 человека.
Удельные годовые теплопотери наружного ограждения (сте-на+окно) при 7?'™ = 1 м2оС/Вт (стена) и /?“' = 0,4 м2оС/Вт (окно) со-'
269
ставляют (табл.7.1) ^о,^=185кВт ч/(м2 год). Удельный расход тепловой энергии на отопление, отнесенный к 1м2 пола, составит:
<7„„, =	 F,./F„ = 185 • 30/50 = 111 кВтч/(м2год).
Расход тепловой энергии на вентиляцию 1м2 помещения определяется по формуле:
дв = O,28pGo 0,024Z> = 0,28 • 1,2 • 3  0,024 • 5000 = 120 кВт-ч/(м2-год), где Ср=Зм3/ч - норма воздухообмена для жилых зданий на 1м2. Годовой расход тепла на горячее водоснабжение составляет:
= 1,1 6nG’omz(/. - /,) = 1,16  2  115 - 365(60 - 5) = 5282 кВт-ч/год,
где п-2 - количество людей, проживающих в квартире;
GCym= И5 л=115 кг — нормативный расход горячей воды в сутки на человека;
Zcvm=365 - количество суток в году;
tg, tx- соответственно температура горячей и холодной воды.
Удельный расход тепла на горячее водоснабжение, отнесенный к 1м2, равен:
дг.в = QgJF„ = 5282/50 = 106 кВтч/(м2-год).
Общий удельный расход тепла на отопление, вентиляцию и горячее водоснабжение составит:
=9^+9.+	(9-9)
Представим последнюю формулу в процентах:
+ Чв + ?г.» ~ Чыш,
33+36+31=100%.
Таким образом, если теплопотери наружных ограждающих конструкций будут равны нулю, то экономия энергии составит 33% от количества тепла, подводимого к зданию на отопление, вентиляцию и горячее водоснабжение.
Стратегия экономии топлива только при эксплуатации здания порочна и с другой стороны. Стремление ученых, проектировщиков и чиновников экономить топливо путем повышения уровня теплозащиты окон и их герметичности уже привело к нарушению СНиП «Естественное освещение» и санитарных норм.
Лечащему врачу и в голову не приходит, что причиной болезни его пациента является высокоэффективный деревянный оконный блок с двухкамерным стеклопакетом с двумя низкоэмиссионными покрытиями и тремя уплотнительными притворами, который лишил человека света и воздуха. При рыночной экономике и благодаря хорошо поставленной рекламе люди с энтузиазмом заменяют свои некрасивые окна в деревянных спаренных переплетах на ев
270
роокна. Они знают, что «красота спасет мир», но в данном случае красота губит их.
Когда при обследовании помещений жилых зданий мы видим на окнах с высоким уровнем теплозащиты конденсат, это означает, что в помещении воздух превратился в «яд» и воздухообмен в помещении не соответствует строительным нормам.
Автор книги считает, что правильной стратегией является одновременный учет тепла на отопление, вентиляцию и горячее водоснабжение за срок службы здания и расход энергии на его создание, демонтаж и утилизацию. Эта теория изложена в главе 5. Сегодня известна величина тепла, расходуемая ежегодно на эксплуатацию зданий по стране, она оценивается в 450 млн. т у.т. Но неизвестна величина ежегодных затрат энергии на производство материалов, изделий, конструкций, на их монтаж, ремонт, демонтаж здания и др. факторов. По нашим ориентировочным расчетам эти затраты составляют 100-150 млн. т у.т. в год. Кроме того, на строительную отрасль работают предприятия других отраслей промышленности: электроэнергетика, топливная, черная и цветная металлургия, химическая и нефтехимическая, машиностроение и металлообработка, лесная и деревообрабатывающая, промышленность строительных материалов и др. Величину этих энергетических затрат трудно оценить (возможно, но с большим трудом по материалам межотраслевых балансов).
Исходя из общего баланса расхода энергии на строительство и эксплуатацию зданий в 550-600 млн. т у.т., можно реально оценить потенциал энергосбережения в 50-100 млн. т у.т. или 10-15%, который необходимо достичь путем увеличения срока службы зданий и отдельных его элементов, увеличения уровня теплозащиты, снижения энергоемкости непрозрачных и светопрозрачных конструкций без потери их светотехнических свойств.
9.3.	Щелевидные конструкции
В.А.	Дроздов и И.Н. Бутовский предложили повысить уровень теплозащиты ограждений с помощью применения щелевидных ограждающих конструкций [72].
Заполнение таких конструкций состоит из соединенных между собой коробчатых светопропускающих элементов с тонкими часторасположенными перегородками, которые образуют систему узких, замкнутых, параллельно направленных, продольных (щелевидных) полостей. Такая конструкция обеспечивает повышение теплотехнических качеств заполнения благодаря исключению или
271
значительному снижению конвективного и лучистого потоков тепла и позволяет изготовлять светопропускающие панели высокомеханизированными способами (например, на серийных экструзионных установках) практически любых размеров как плоской, так и криволинейной формы.
В лаборатории светопрозрачных ограждений ЦНИИпромзданий была разработана технология, на основе которой на промышленноэкспериментальной установке были получены элементы светопрозрачных многощелевых конструкций. Щелевые конструкции были получены методом экструзионного формования из полистирольных пластмасс.
Сущность метода получения щелевидных конструкций заключается в продавливании предварительно нагретого до расплавленного состояния гранулированного термопластичного материала через фильеру экструзионной головки с последующим охлаждением полученной заготовки и приданием ей окончательной формы изделия. Изделие, полученное на экспериментальной механизированной установке, представляет собой прямоугольную коробку размером 200X0 мм, внутри которой на расстоянии 8 мм друг от друга расположены перегородки. Светопрозрачные элементы можно соединять между собой либо сваркой с использованием присадочного материала, либо склеивать полимеризованными прозрачными клеями и таким образом получать панели любых размеров.
В семидесятых годах автором настоящей работы в НИИ строительной физики были проведены многочисленные экспериментальные исследования конвективного теплообмена в щелевидных воздушных прослойках и был разработан упрощенный метод расчета лучистого теплообмена [69, 164, 170].
9.3.1. Конвективный теплообмен
в вертикальных многоцелевых конструкциях
Для теплотехнического расчета светопрозрачных конструкций со щелевидными воздушными прослойками необходимо знать конвективную и лучистую составляющие теплового потока и условия возникновения естественной конвекции в воздушных полостях при различных температурных перепадах и геометрических размерах прослоек. Конвективный теплообмен в воздушных прослойках, ограниченных перегородками из низкотеплопроводного материала, был изучен на четырехзеркальном интерферометре ИЗК-454 НИИ строительной физики. С помощью интерферометра можно визуально наблюдать, фотографировать и изучать процессы и
272
явления, происходящие в воздушных прослойках. Для теплотехнических исследований были изготовлены две модели из листового органического стекла шириной й=40 и 70 мм. В первой модели ширина воздушных прослоек h была принята 2, 4, 6, 8, 12, 20, 25, 36 и 100 мм, во второй - 2, 4, 8, 16 и 35 мм. Толщина обшивок модели S равна 3 мм, перегородок <5 — 2 мм.
При изучении теплообмена модели устанавливали в рабочей части интерферометра в положении оконного заполнения таким образом, чтобы перегородки были параллельны линии горизонта. Температурный напор на стенках прослоек создавали холодной и горячей водой. Холодную воду подавали в нижний патрубок теплообменника и сливали в канализационную сеть (рис.9.2). Горячую воду подогревали до заданной температуры в термостате и пропускали через водяную рубашку теплообменника. Для замера температур на внутренних поверхностях теплообменников были зачекане-ны медьконстантановые термопары, ЭДС которых замеряли компенсационным методом потенциометром Р-300 с точностью 0,2°С. Давление и температуру воздуха в помещении измеряли соответственно барометром и ртутным термометром.
Эксперименты были выполнены в следующих диапазонах:
—	перепад температур на внутренних поверхностях теплообменников - ti и t2; //-/2=5-56°С;
-	соотношения размеров полостей /7/Л=0,03-2,5;
-	критерий Грасгофа Grh = 3 • 104 - 3 • 106.
Рис. 9.2. Схема экспериментальной установки
273
Интерферограммы расшифровывали по методике [119,120] с учетом длины волны источника света интерферометра, оптической длины модели, атмосферного давления и температуры в помещении.
Рассмотрим физическую картину течения в щелевидной воздушной прослойке. Тепловая энергия от горячей стенки, имеющей температуру 0, к холодной, температура которой t2, может передаваться тремя путями: теплопроводностью, теплопроводностью с конвекцией и конвекцией. Кроме того, во всех случаях происходит передача тепла излучением. При небольших числах Релея наблюдается режим, когда передача тепловой энергии осуществляется теплопроводностью и излучением, а температура по высоте воздушной прослойки изменяется линейно. При достижении "критического" числа Релея в прослойке возникает циркуляция воздушной среды, и тепловая энергия от нагретой поверхности к холодной передается теплопроводностью, излучением и конвекцией. Во втором режиме кондук-тивные и конвективные потоки тепла соизмеримы.
И, наконец, при третьем режиме передача тепла характеризуется значительным усилением конвективного переноса тепла по сравнению с кондуктивным. Конвективный перенос становится преобладающим над излучением. Этот режим назовем режимом пограничного слоя. В этом случае наибольшие градиенты скорости и температуры концентрируются в двух пограничных пристенных слоях, примыкающих к стенкам с температурами tl и t2 .
На рис.9.3 показана схема движения воздуха в щелевидной прослойке, а на рис.9.4 даны интерферограммы, выполненные в полосах конечной и бесконечной ширины. Из рисунка видно, что около холодной и нагретой поверхностей образуются обратносимметричные пограничные слои, состоящие из пристенных 5т и струйных слоев. Холодный конвективный поток воздуха движется вниз вдоль торцевой поверхности, разворачиваясь и продолжая движение по поверхности перегородки. При движении холодная конвективная
Рис. 9.3. Схема движения воздуха и тепла в щелевидной прослойке
274
a)
Л
6)
Рис. 9.4. Интерферограммы температурных полей а) - изотермы; б),в) - профили температур в поперечном и продольном направлениях
струя воспринимает часть тепла Q4 от нагретой нижней поверхности перегородки, а теплая, наоборот, отдает то же количество тепла Q} холодной верхней поверхности. В конструкциях окон, состоящих из большого количества щелевидных прослоек, в средних прослойках количество тепла Q/, входящего в прослойку, и Q2, выходящего из нее, одинаково. В крайних прослойках, примыкающих к стенам, £>2=0-03 или Q^Qi+Qi-
В дальнейшем будем различать только два режима состояния воздуха в щелевидной прослойке: режим теплопроводности и режим пограничного слоя. Для разграничения этих двух режимов необходимо исследовать устойчивость воздуха в прослойках для определения критических параметров, при которых возникает медленное конвективное движение.
Вначале рассмотрим возникновение конвективного движения в щелевидных прослойках при подогреве конструкции сбоку (5^=90°), затем снизу (^0°) и при различных углах наклона.
На рис.9.5 и 9.6 показаны изотермы в щелевидных прослойках при расстоянии между теплообменниками 40 и 70 мм и для различных разностей температур //-/2 и формы полости. Анализируя температурные кривые в воздушных прослойках, видим, что при отно-
275
Рис. 9.5. Изотермы в воздушных прослойках при h=40 мм а) - trt2=25,5°C; б) - 14,3; в) - 5,5
11111
11111
Рис. 9.6. Изотермы в воздушных прослойках при И=70мма) - trt2=6,4 £С; б) - 14,2; в) - 55,7
л»’
<» «К	«В
Ж аг аг ш «
•' Ш1 ШВ Шк ж
276
сительно малых значениях H/h (H/h < 0,03 4- 0,3) конвекция отсутствует: изотермы не искривлены, перпендикулярны к перегородкам и равномерно распределены по прослойке, т.е. температура по высоте прослойки изменяется линейно и передача тепла происходит только теплопроводностью и излучением. Обработка интерферограмм позволила установить критическое число Релея в зависимости от геометрических размеров прослоек. На рис.9.7 показана зависимость критического значения Rah от H/h. Результаты опыта в области (H/h < 0,03 4-0,3) аппроксимируются зависимостью (кривая 1):
Согласование последней формулы с более поздними исследованиями в этой области [164] хорошее.
При физических параметрах воздуха, определенных для средней температуры прослойки в -10°С, ширина полости между перегородками, в которой теплоотдача происходит только теплопроводностью и излучением, составляет (H/h < 0,03 4-1):
.	19 2
Н-(Г/Г'
В этой формуле шаг перегородок вычисляется в миллиметрах. Следует отметить, что в том диапазоне, в котором были проведены опыты, критическое число Релея не зависит от расстояния между теплообменниками h.
При H/h>\ и 5^=90° практические числа Rah определяются по
+ - эксперименты автора при \р=90°
1	- расчеты по формуле (9.2);
О-опыты [88];
х-эксперименты автора при у=0°;
2	- расчеты по формуле (9.5):
3	- теоретическая зависимость [107];
4	- теоретическая зависимость [244];
5	- теоретическая зависимость [72].
Рис.9.7. Зависимость критического числа Рэлея от H/h
277
формуле (3.50). Таким образом, на рис. 9.7 приведена зависимость для критических чисел Рэлея во всем диапазоне изменения параметра H/h. Эта кривая дает возможность косвенно судить об интенсивности теплообмена в воздушных прослойках при различных значениях H/h. Квадратная форма прослойки наименее устойчива в подавлении естественной конвекции, интенсивность конвективного теплообмена в ней наивысшая. При увеличении или уменьшении H/h естественная конвекция подавляется при более высоких значениях Rah . Причем при H/h>% размеры прослойки не оказывают никакого влияния на общий теплообмен, критические числа Rah =3200. В щелевых прослойках естественная конвекция очень сильно подавляется благодаря торможению воздуха о торцевые стенки прослойки.
При значениях безразмерного критерия Релея больше критического Rah > Ra‘h в прослойке наблюдается конвективное движение воздуха. Локальные и средние потоки тепла резко возрастают.
В табл.9.1 в зависимости от высоты и ширины воздушной прослойки и перепада температур приведены значения конвективных и лучистых тепловых потоков, а также термического сопротивления воздушной прослойки. Последнее определяется по формуле:
где qK - средний конвективный тепловой поток, вычисляемый путем интегрирования локальных тепловых потоков, найденных из интерферограмм; q„ - лучистый поток тепла, проходящий через воздушную прослойку.
Лучистый поток тепла был рассчитан по методике, приведенной ниже. Из таблицы видно, что увеличение шага перегородок приводит к резкому повышению теплового потока и снижению термического сопротивления воздушной прослойки. Увеличение высоты полости Н вызывает возрастание термического сопротивления воздушной прослойки. Это связано с уменьшением лучистой и конвективной составляющих теплового потока. Так, при 77=4 мм увеличение h с 40 до 70 мм дает повышение Д,„ с 0,65 до 1,08, т.е. на 55%. С ростом перепадов температур термическое сопротивление Д,„ снижается.
278
Таблица 9.1
Значения конвективных и лучистых тепловых потоков и термического сопротивления щелевидных воздушных прослоек
Ширина проело йки h, мм	Высота прослойки Н, мм	Перепад температур, /|-/2, °C	Конвективный тепловой поток дк, Вт/м2	Лучистый тепловой поток ап , Вт/м2	Термическое сопротивление прослой-ки Л м2оС/Вт
40	2	30,1	22	35	0,52
	4		22	46	0,45
	8		22	66	0,32
	36		100	126	0,14
40	2	14,3	95	13	0,64
	4		95	17	0,55
	8		95	25	042
	36		37	42	0,18
40	2	5,5	3,7	4,5	0,67
	4		3,7	6,1	0,56
	8		3,7	8,6	0,45
	36		11	17	0,20
70	2	30	12	24	0,83
	4		12	34	0.65
	8		15	43	0,52
	16		43	63	0,28
	35		41	101	0,21
70	2	14,2	5	9,5	0,98
	8		5	16	0,68
	16		6	25	0,46
	35		15	42	0,25
70	2	6,4	2,4	4,3	0,96
	8		2,4	5,8	0,78
	16		2,4	9,9	0,52
	35		3,4	17	0,31
9.3.2. Влияние угла наклона многощелевой конструкции на конвективную составляющую теплообмена.
Заполнение светопроемов светопрозрачными щелевидными конструкциями может быть вертикальным, горизонтальным и наклонным. Выше было рассмотрено вертикальное заполнение световых проемов, когда ребра, соединяющие теплоотдающие поверхности, параллельны линии горизонта. Здесь мы рассмотрим тепловую конвекцию в случае расположения теплоотдающих поверхностей параллельно линии горизонта (^0°). При таком расположении
279
конструкции в световом проеме характер конвективного движения воздуха в прослойках меняется и имеет сложный вихреобразный вид. Теоретически критические числа Ra* для этого случая были определены в двух работах [72,234].
Определим условия возникновения конвекции в замкнутой воздушной прослойке высотой Н и шириной h при наличии градиента температур At = t,—t2 в направлении высоты прослойки (оси) [72]. Дифференциальные уравнения для стационарного двухмерного пограничного слоя имеют вид:
уравнение количества движения
ди	ди	д2и
и — + и — = v —- - gp(t-1,);
л	л	2	or	х
дх	ду	дх
уравнение непрерывности ди dv — + — = 0; дх дх
уравнение переноса энергии
dt dt d2t и----h v— = а—
дх дх ду
Допустим, что частицы жидкости в воздушной прослойке движутся прямолинейно, равномерно и по параллельным траекториям. В этом случае записанная выше система уравнений предельно упрощается:
-£/?('-О = °;
8х	L	(9.3)
dt d2t
и — = а —- .
дх ду' J
Систему уравнений (9.3) можно привести к линейному уравнению четвертого порядка [137]:
4	дх
где к ------ ;
va
Учитывая, что скорость жидкости у стенки равна нулю, получим решение уравнения:
280
h и = c.cnk — 1	2
shky sin ky shk^ sink^1
2	2)
из которого вытекает уравнение конвективного баланса:
, h ,, h _
tgk + thk — = 0.
6 2	2
Последнее уравнение можно решить графическим методом :
к- = 2,35.
2
Следовательно,
z , Y g0—\ ~ |Л-| =-----=30,47
V 2 J va
или
Rah-^ = 487,5,	(9.4)
где Rah = —————. va
Соотношение (9.4) может служить критерием возникновения естественной конвекции в замкнутой воздушной прослойке, когда температура внизу конструкции выше, чем вверху.
И.Кэттон [234] для определения условия возникновения конвекции использовал более сложную модель конвективного движения жидкости в полости с учетом возмущений скорости, температуры и давления. В работе [72] исследовалась прослойка, протяженность которой - величина бесконечно большая. И. Кэттон рассмотрел трехмерную задачу для замкнутой полости конечной длины. Так же, как и в [14], температура нижней поверхности прямоугольной полости выше температуры верхней поверхности, и в жидкости по высоте прослойки h устанавливается линейный профиль температуры. И.Кэттон показал, что движение жидкости имеет вихреобразный характер, оси вихрей направлены перпендикулярно большему размеру полости. Причем в щелевидной прослойке развивается не один вихрь, а система вихрей.
Теплообмен в горизонтальных заполнениях световых проемов был изучен автором экспериментально при помощи интерферометра ИЗК-454 на моделях и на экспериментальной установке,
281
описанной выше .Типичные интерферограммы для Л=40 мм и различных перепадов температур (//-6) показаны на рис. 9.8. Из рисунка видно, что с уменьшением высоты прослойки Н градиенты температуры у стенки уменьшаются и конвективное движение воздуха затухает. С увеличением перепада температур в полостях усиливается конвективное движение. Анализ интерферограмм показывает, что возникновение конвекции воздуха в прослойке зависит от температурного перепада ti-t2 и геометрических размеров h и Н.
Рис. 9.8. Изотермы в воздушных прослойках при h=40мм, у/=0°а) - t]-t2=8,3 <С; б) - 29,0; в) - 41,6
Обработка интерферограмм позволила определить критическое число Rai, в зависимости от отношения H/h (рис.9.7). Приведенные данные аппроксимируются кривой:
2?a>18O(W)3.	(9.5)
По сравнению с вертикальным заполнением конвекция в горизонтальных заполнениях возникает при меньших значениях Рэлея. Полученные экспериментальные данные позволяют сравнивать их с теоретическим расчетом [72, 88, 107, 164] (рис. 9.7).
Сопоставление показывает значительное расхождение теоретической кривой устойчивости работы [72] с нашими экспериментальными данными во всей области изменения безразмерного параметра H/h. Это говорит о сложном характере движения в пограничном слое, и принятые допущения для расчета не полностью отражают физическую характеристику явления. Сопоставление с теоретической кривой Кэттона [107] и с экспериментальными данными [88] также дает значительное отклонение от кривой (9.5).
282
Влияние угла наклона на устойчивость пограничного слоя можно продемонстрировать, используя интерферограммы (рис. 9.9). В опытах менялся угол наклона воздушной прослойки, а разность температур 0-^=3 3,7°С и размеры полостей оставались постоянными. На рис. 9.9 видно, что с увеличением угла наклона у меняется характер движения воздуха в прослойке 3 — уменьшаются тепловые потоки, растет протяженность зоны Нср, на которой отсутствует конвективное движение, и передача тепла осуществляется теплопроводностью и излучением.
Рис. 9.9. Изотермы в воздушных прослойках при й=40мм и различных углах наклона (ti-t2=33,7 <С)
Обработка и анализ опытных данных позволяет определить критическое число Rai,* при различных углах наклона конструкции относительно горизонта
Ra'h = 180(1 + ^(W)3 	(9.6)
Угол наклона у/ выражен в радианах и меняется от j^=0 (горизонтальное заполнение) до \p=nfl (вертикальное заполнение). Сопоставляя опытные данные при различных углах наклона конструкции относительно горизонта, можно видеть, что угол наклона конструкции не влияет на термическое сопротивление воздушной прослойки, если Н<Н* В этом случае теплопередача осуществляется теплопроводностью и излучением. Если Н> Н*, то конструкция с большим углом наклона к горизонту характеризуется более высокими теплоизоляци
283
онными показателями. При одних и тех же перепадах температур и геометрических размерах конструкции конвекция в воздушной прослойке возрастает при изменении угла наклона от 90 до 0°. Это связано с изменением характера конвективного течения жидкости в прослойках. При ^90° движение жидкости в полости двухмерное. При VZ=O° жидкость движется по сложным траекториям, ее движение нужно рассматривать как трехмерное вихреобразное.
Расшифровка интерферограмм и обработка опытных данных для угла наклона 90° показала, что локальные значения чисел Нус-сельта в области изменения х от х/7/=0,1 до х//7=0,9 можно аппроксимировать кривой:
z \0.5
Nuh^0,26(H/h)°-6Gr^ А .	(9.7)
На рис.9.10 показана зависимость локальных чисел Нуссельта от х/Н. На этом же рисунке нанесена кривая (9.7), которая на значительном расстоянии х/Н хорошо согласуется с опытами. Отклонения кривой от экспериментальных данных в конце и начале холодной стенки ti связаны с отрывными течениями в этой области.
Среднее значение Nu получаем после интегрирования формулы (3.4) по х от х=0 до х=Н:
Nuh = 0,1 liH/h^Gr^25	(9.8)
Сравнение наших опытных данных для среднего коэффициента теплоотдачи с кривой (9.8) и с результатами, приведенными в [88, 62] , показано на рис 9.11. Сопоставление показывает, что данные [88, 62] лежат выше при больших числах Grh. Показатель степени при Grh в работе [88] не является постоянной величиной, он растет по мере уменьшения параметра H/h. Например, при Н//г=0,125 по-
Рис. 9.10. Зависимость локального коэффициента теплоотдачи от х/Н: 1 - H/h=l; 2 - 0,5; 3 -0,1; 4- расчеты по (9.7)
284
Рис. 9.11 Зависимость среднего коэффициента теплоотдачи от Rat, 1 - опыты автора; 2 - опыты [88, 62]; 3 - теоретическая кривая [234] для H/h=l; сплошные линии - расчеты по (9.8)
казатель степени равен 0,7. На наш взгляд, трудно объяснить физическую природу такой интенсификации теплообмена при естественной конвекции.
В горизонтальной воздушной прослойке при потоке тепла снизу вверх теплообмен более интенсивен, профиль температуры в ядре прослойки имеет 5 - образный вид.
Расшифровка интерферограмм и обработка опытных данных позволила описать средние коэффициенты теплоотдачи формулой:
Nuh = 0,21(H h^Gr*’25.
Если воздушная прослойка расположена под некоторым углом к горизонту, то коэффициенты теплоотдачи рассчитываются по следующей зависимости:
Nuh = 0,21(1 + ^Г25(Я h)°’6Gr°-25.	(9.9)
Лучистый теплообмен. Повысить термическое сопротивление многощелевой конструкции можно не только за счет исключения конвекции в воздушных прослойках, но и путем снижения лучистой составляющей теплового потока. В этом случае геометрия поверхностей воздушных прослоек, участвующих в теплообмене излучением, играет важную роль. Геометрия теплообменных поверхностей учитывается введением в расчет угловых коэффициентов излучения <р. В многощелевой конструкции лучистый теплообмен происходит в замкнутой воздушной прослойке, которая имеет небольшое поперечное сечение и значительную протяженность. Обозначим поверхности, образующие замкнутую воздушную прослойку через индексы I, 2, 3 и 4 (рис. 9.12а). Каждая теплообменная поверхность имеет свою температуру и площадь, причем температура на третьей и четвертой поверхностях меняется по линейному закону.
285
Рис. 9.12. К расчету лучистого теплообмена
Количество тепла, передаваемое излучением с поверхности 1 на любую поверхность п , определяется по формуле:
О, —£ CnF,q>, пр 0 \т
т' У
100 J
Г т„ Y
U00 J
Приведенный коэффициент излучения для стекла и полимерных материалов равен = 0,89 . Сложность расчета заключается в определении угловых коэффициентов облученности. Сначала рассмотрим лучистый теплообмен между двумя противолежащими поверхностями 1 и 2. При большой протяженности воздушной прослойки коэффициент облученности с поверхности 1 на поверхность 2, которая расположена в параллельной плоскости, можно рассчитать по формуле [91]:
( И
= J1 + ь - ь •	<9Л0>
V k h j п
Наибольшие трудности представляет определение коэффициента облученности между поверхностями Ft и F2 или F, и F4 из-за того, что температура на поверхностях F3 и F4 не постоянна. Обычно в таких случаях поверхность F3 разбивают на равные небольшие участки, в пределах которых температура поверхности принимается постоянной. Такие расчеты были выполнены в работах [88, 72], причем в первой из них была использована ЭВМ. Расчет лучистого теплообмена таким способом сложен и требует значительных затрат времени.
286
Для практических расчетов можно предложить простой способ расчета, позволяющий с точностью 10-15% определять коэффициенты облученности на боковых поверхностях прослойки. В этом случае боковая поверхность прослойки разбивается на два участка с высотой 2Н и h-2H (рис. 9.12б).На основании свойства замкнутости лучистых потоков коэффициент облученности между поверхностью 1 и боковыми поверхностями 3 и 4 составит:
2^|(3+4) ~ 1 — ^1-2 •
Коэффициент облученности между торцевой поверхностью 1 и мнимой торцевой поверхностью 5, расположенной на расстоянии 2Н, по формуле (4.10) равен = 0,25. Тогда 2^_4 = 1 - <р^ = 0,75. Следовательно,
2^3 = 2^(з+4) - 2^_4 = 0,25 - ^_2.
В табл.9.2 приведены значения коэффициентов облученности ^i_2, ^1-з, и ^,_4 для различных соотношений ширины и высоты полостей.
Таблица 9.2
Коэффициенты облученности ^_2, ^_3, и ^>14 для различных соотношений ширины и высоты полостей
Коэффи-циент облученности	Соотношение размеров полостей H/h							
	0,05	0,08	0,1	0,15	0,2	0,25	0,3	0,5
^12	0,022	0,039	0,05	0,08	0,1	0,13	0,15	0,25
2^1-з	0,228	0,211	0,2	0,17	0,15	0,12	0,1	0
2^,-4	0,75	0,75	0,75	0,75	0,75	0,75	0,75	0,75
Так как температура вдоль боковых поверхностей воздушной прослойки изменяется по линейному закону, то средние температуры на участках 3 и 4 соответственно равны:
h + 2H ( з
^з	^2 ’
2п
Н ( X
^4 — А , VI ^2) ’ П
Общий лучистый тепловой поток можно рассчитать по формуле:
=£1-2 -21-3 -21-4, z \4	/	\4~
( Т \	( Т \
где а. , = 5с?. ,	1	-	,
I”2 ^”2^100j	LiooJ
287
91-3	^^1-3
т,
100
100
91-4 =
100
100
Средний коэффициент теплоотдачи излучением равен:
9.3.3.	Методика расчета многощелевых конструкций
Теплоизоляционные свойства многощелевых конструкций зависят не только от лучистого и конвективного теплообмена в прослойке, но и от теплофизических свойств материала конструкции и геометрических размеров обшивок S и толщины перегородок 3. При расчете термического сопротивления необходимо учитывать неоднородность конструкции (последовательное сочетание воздушных прослоек и перегородок).
Приведенное термическое сопротивление многощелевой конструкции определяется по формуле:
обш . пер
| ООШ | Ъби. ^пер
где - FK„,Fn6ltt,Fnen - площади воздушных прослоек, обшивок и перегородок соответственно;
- термические сопротивления обшивок и перегородок соответственно.
Термические сопротивления обшивок и перегородок равны между собой и определяются по формуле:
R-обш ~ F„ep — h; Лм .
Термическое сопротивление воздушной прослойки определяется из соотношения:
_	+ (г __________ 1
Формула (4.8) записана в предположении, что теплообмен между смежными воздушными прослойками отсутствует, перепадом температур по толщине перегородок пренебрегаем из-за малой их толщины.
В табл.9.3 приведены теплоизоляционные показатели исследованных на интерферометре моделей многощелевых светопрозрачных
288
конструкций. При расчетах учитывалось влияние на теплопередачу высоты и ширины воздушной прослойки, угла наклона конструкции по отношению к горизонту и перепада температур на торцевых поверхностях воздушной прослойки.
Таблица 9.3
Теплоизоляционные показатели многощелевых конструкций при различных высотах прослойки и угла ее наклона
Ширина прослойки h, мм	Высота прослойки Н, мм	Угол наклона к горизонту, V	Перепад температур, h-t2, °C	Термическое сопротивление прослойки м2°С/Вт	Термическое сопротивление конструкции ^°СГ&т	Сопротивление теплопередаче м2оС/Вт
40	2	0	41,6	0,53	0,48	0,66
	4			0,41	0,43	0,59
	8			0,28	0,32	0,50
	20			0,16	0,20	0,38
	36			0,14	0,18	0,36
40	2	20	38	0,56	0,5	0,68
	4			0,46	0,47	0,65
	8			0,28	0,33	0,51
	20			0,19	0,23	0,41
	36			0,14	0,19	0,37
40	2	90	30,1	0,61	0,52	0,70
	4			0,52	0,51	0,69
	8			0,45	0,41	0,59
	20			0,19	0,24	0,42
	36			0,14	0,20	0,38
70	2	0	38,8	-	-	-
	4			0,64	0,78	0,96
	8			0,42	0,57	0,75
	20			0,28	0,37	0,55
	36			0,16	0,27	0,45
70	2	90	55,4	0,76	0,74	0,92
	4			0,69	0,70	0,88
	8			0,49	0,49	0,67
	20			0,27	0,36	0,54
	36			0,18	0,22	0,40
Как видно, при сужении воздушных прослоек (уменьшении высоты Н) повышаются теплоизоляционные качества конструкции. Однако значительное уменьшение Н приводит к тому, что термическое сопротивление ограждения не только не увеличивается, но и падает.
10 - 870
289
Здесь сказывается влияние неоднородности конструкции и наличия перегородок, коэффициент теплопроводности которых [Л,=0,16 Вт/(м°С] становится больше суммы коэффициентов лучистой и конвективной теплопроводности воздушных прослоек. Утонение перегородок дает возможность повысить теплоизоляционные качества многощелевых конструкций. Экспериментальные исследования, проведенные ЦНИИ промышленных зданий по экструди-рованию опытных образцов элементов конструкций, показали, что перегородки многощелевых профилей могут быть получены толщиной 0,1-0,5 мм.
Некоторое повышение теплоизоляционных качеств конструкции может быть достигнуто путем понижения средней температуры воздушной прослойки, снижая таким образом лучистую составляющую теплового потока. С этой точки зрения применение многощелевых светопрозрачных конструкций в суровых климатических условиях делает их более эффективными.
Повышенные теплоизоляционные свойства светопрозрачных ограждающих конструкций с щелевидными воздушными прослойками позволят проектировать окна и зенитные фонари зданий при условии отсутствия на внутренней поверхности ограждения конденсата (> г„). В этом случае теплотехнический расчет сводится к определению геометрических размеров (й и Н) воздушных прослоек и состоит из следующих этапов:
1.	По назначению здания и району строительства на основании СНиП выбирают расчетные значения температур наружного tH и внутреннего te воздуха, влажность в рабочей зоне ср.
2.	По значению температуры внутреннего воздуха и его относительной влажности определяют температуру точки росы г„ (Приложение 3).
3.	Требуемое термическое сопротивление воздушной прослойки можно найти по уравнению:
t —t — 2V
——x = R + - + R +R""’.
a[t -т) Л '	°"
Откуда получаем:
Для того, чтобы конденсат не выпадал на внутренней поверхности многощелевой конструкции, приведенное термическое сопротивление воздушной прослойки должно быть больше R"?
290
R"” >Rmp. в.п в.п
Приведенное термическое сопротивление воздушной прослойки учитывает влияние перегородок и равно при длине конструкции в 1 м
дрр = F«.„ + FMP =	Н
F..„ + F^ Н&+а;)+Ы/А/
R,.„
4.	Оптимальные значения Huh будут достигнуты при наименьших значениях а/ и а* . Наименьшее значение tz* будет при Grh=Grh (Nuh=\,a:=AJh).
Используя зависимость (4.3) при (Ц-Ъ)12= -10°С, определяем оптимальную высоту воздушной прослойки:
где А=10,2+6,3
При этом температурный напор находят по формуле:
5.	Оптимальную наименьшую ширину воздушной прослойки находят из 4.10, используя зависимость (4.9):
h= (н+^н-а: ’
Так как лучистый тепловой поток q„ зависит от Л, то последнее уравнение решают методом последовательных приближений.
По указанной методике были рассчитаны окна промышленных зданий при температуре внутреннего воздуха /В=16°С и различной относительной влажности <р. В табл.9.4 приведены оптимальные значения h, НиRo.
ю*
291
9.3.4. Теплотехнические испытания фрагментов многощелевых панелей
Для теплотехнических испытаний был изготовлен из органического стекла фрагмент многощелевой панели размером 420x300x84 мм с воздушными прослойками Н=4 и Н=6 мм. Фрагмент панели был установлен в проем специально изготовленной передвижной холодильной камеры, имеющей теплоизолированный ящик с крышкой и поддоном. Места примыкания панели к камере тщательно заделывали эластичными прокладками из поролона. В процессе испытаний камеру располагали так, чтобы панель принимала положения вертикального и горизонтального ограждения. Для имитации зимних условий на поддон камеры помещали сухой лед, который, испаряясь в замкнутом объеме, создавал отрицательную температуру воздуха. Испытания были проведены при трех температурно-влажностных режимах на интерферометре ПЗК-454. Интерферограммы, показанные на рис. 9.13, были сняты после установления стационарного режима (примерно через 4-5 ч). Конвективный тепловой поток, а также температуры th t2 и тв были определены с помощью интерферометра. Лучистый теплообмен между панелью и ограждающими конструкциями помещения был рассчитан. При вертикальном расположении конструкции (окно) температура наружного воздуха составляла минус 4°С и минус 16°С, а температура внутреннего - плюс 23°С. При горизонтальном соответственно минус 38°С и плюс 21 °C.
а)	б)
Рис. 9.13. Интерферограммы температурных полей фрагмента многощелевой панели:
а) - при потоке тепла снизу вверх (у/=0 °):
б) - при потоке тепла слева направо (у/=90 °)
293
Результаты расшифровки интерферограмм приведены на рис. 9.14. Как видно, изменение температуры в воздушной прослойке при вертикальном расположении конструкции близко к линейному и конвекция в полостях отсутствует. При горизонтальном расположении панели в полостях развито конвективное движение, температура изменяется нелинейно и теплоизоляционные показатели фрагмента панели снижаются.


Рис. 9.14. Температурные поля в воздушных прослойках вертикальных и горизонтальных заполнений при h=6 мм (а, в) и при h=4 мм (б, г)
294
В табл. 9.5 приведены результаты испытаний фрагмента многощелевой панели. Там же даны значения сопротивления теплопередаче, рассчитанные в предположении, что термическое сопротивление воздуха у наружной поверхности /?„=(),05.
Таблица 9.5
Результаты испытаний фрагмента многощелевой панели
Вид заполнения	Ширина полостей Л, мм	Высота полостей И, мм	Коэффициент теплоотдачи &в, Вт/м2°С	Термическое сопротивление конструкции д;. м2°С/Вт	Сопротивление теплопередаче К, м2оС/Вт
Вертикальное (окно)	80	6	7,3	0,94	1,12
	80	4	6,9	0,96	1,14
Горизонтальное (зенитный фонарь)	80	6	7,7	0,40	0,58
	80	4	7,0	0,52	0,7
Из анализа данных теплотехнических испытаний фрагментов многощелевой панели видно, что при одинаковых геометрических параметрах воздушных прослоек (Л, Н) термическое сопротивление вертикальных заполнений намного выше, чем горизонтальных.
При вертикальном расположении конструкции уменьшение воздушной прослойки с 6 до 4 мм не привело к заметному увеличению Ro. Это связано с тем, что в обоих случаях был постоянен, хотя лучистый теплообмен при Н=4 мм уменьшился, но возросло влияние перегородок.
При горизонтальном расположении конструкции с увеличением Н возрастает а* и а/, что сказывается на теплоизоляционных свойствах конструкции.
9.4. Теплозащитные покрытия
Одним из способов повышения теплоизоляции светопрозрачных и непрозрачных ограждений является применение теплоотражающих покрытий в диапазоне длин волн больше 2500 нм. В этом случае термическое сопротивление конструкций увеличивается за счет уменьшения лучистой составляющей теплового потока (снижения степени черноты поверхности тела).
295
Оконное силикатное стекло является прозрачным для солнечной радиации в широком диапазоне длин волн (2=400-2500 нм). В то же время длинноволновое (тепловое) излучение (2>2500 нм) оно поглощает. В зимнее время при лучистом теплообмене между окнами или другими более теплыми внутренними поверхностями стен, потолка и пола силикатное стекло поглощает длинноволновое излучение, нагревается, и тепло бесполезно теряется Ув окружающем пространстве. При нанесении на силикатное стекло специальных пленочных покрытий часть падающей на них тепловой энергии отражается и возвращается в помещение.
Теплоотражающие свойства светопрозрачных материалов получают путем нанесения на одну из поверхностей обычного бесцветного стекла или лавсановой пленки тонких прозрачных покрытий (золота, серебра, меди, алюминия, никеля, окислов металла, керамических и полимерных покрытий). Металлические покрытия наносят методом испарения в вакууме, катодного распыления или химическим осаждением растворов. Теплозащитными свойствами обладают и непрозрачные материалы (алюминиевая фольга, нержавеющая сталь, некоторые виды красок и др. материалы, степень черноты которых меньше 0,8), см. приложение 2.
Отечественные исследования двухслойных окон с применением теплоотражающих стекол [63,183,184] показывают, что в таких конструкциях сопротивление теплопередаче и температура на внутренней поверхности остекления увеличивается на 20-60%. Наиболее полные в широком диапазоне изменения степени черноты (£=0,15-0,56) и температур наружного воздуха (/и=-10-?-50°С) лабораторные исследования были проведены Е.И. Семеновой [183,184]. Однако, в связи с тем, что в исследованиях Семеновой высота окон составляла 380 мм, ширина воздушной прослойки - 60 мм, результаты опытов нельзя распространить на реальные конструкции окон с H/h>8, так как в опытах на лучистый тепловой поток оказывали существенное влияние торцевые стенки и краевые эффекты, а на конвективный - повышенная конвекция в воздушной прослойке (Я//г=6,3). Другие работы носят локальный характер из-за узкого диапазона изменения основных параметров (s, Н, h, tH), режима движения воздуха в прослойке, места расположения металлизированного покрытия в конструкции, влияющих на теплозащитные свойства окон и фонарей.
Рассмотрим теплопередачу через двухслойное окно, на внутреннюю поверхность наружного стекла которого нанесено пленочное покрытие. В таких окнах повышенные теплоизоляционные свойства достигаются за счет термического сопротивления воз
296
душной прослойки. Среднее термическое сопротивление воздушной прослойки определяется по формуле:
в =	1
Средние коэффициенты теплоотдачи конвекцией зависят от режима движения воздуха в воздушной прослойке, отношения высоты прослойки к ее ширине и угла наклона ее относительно горизонта.
Хотя при больших числах Grh>10s в воздушных прослойках наблюдается турбулентный режим, но наши исследования показали, что в диапазоне изменения Grh от 103 до 108 средние коэффициенты теплоотдачи можно рассчитывать по формулам для ламинарного режима. В этом случае ошибка не превышает 10%. Вышеприведенные исследования позволили сделать обобщение в очень широком диапазоне изменения параметров Н, h, е, и представить зависимости а’ для горизонтальных ( ^/=0), вертикальных (<^=л/2) и наклонных (0<^л/2) воздушных прослоек в следующем виде [164]:
при Н/h<l
при 1 < H/h < 8
при H/h > 8
При средней температуре в воздушной прослойке (0+z2)=0°C последние формулы можно упростить и из них определить а* '
- для горизонтальной воздушной прослойки 1//=0 :
при H/h < 1
Nuh = 0,21(1 +	’25(Я/Л)0’66г°’25,
Nuh = 0,21(1 + y/)^25 (H/h^Gr^ Nuh= 0,21(1+ у/У33Сг°'?5.
= 0,21 ~(Hlh}MGr°h-2i = 0,58(H/A)°’6f	; (9.11)
h	\ h )
npnl < H/h < 8
= 0,21-(H/hy '2Gr^-5 = 0,58(H/hY,'2(; (9.12) h	\ h )
при H/h > 8
= 0,21- Gr„0-25 = 0,5 sf ;	(9.13)
e" h *	\h)
-для вертикальной воздушной прослойки t//=Tr/2=l,57:
при H/h < 1
а/п = О,13-(#//г)°'66гА0'25 = 0,Зб(Я/Л)°'6Г; (9.14) h	\ h )
297
при! < H/h< 8
«;и = 0,13- (Я/Л)'0’12^0’25 = 0,3 б(77/л)“012 f	;(9.15)
Л	\ h )
при H[h>%
<„ = 0,16^°’25 =0,441^4^'1 .	(916)
п	\ ” J
Средние коэффициенты теплоотдачи излучением определяются по теоретической формуле
_ 5 g"p f 273 + /, Л	( 273 +Г, А
’ t,-t2 < 100 J	V 100 J
(9-17)
где £„„
В табл. 9.6 показаны приведенные коэффициенты излучения е„„ при £,=0,94 и различных значениях степени черноты е2. В * * * * * * * *
Таблица 9.6
Приведенный коэффициент излучения е„р при £/=0,94 и различных значениях £?
Степень черноты, е2	0,94	0,6	0,4	0,2	0,1	0,05
Приведенный коэффициент излучения, Епр	0,89	0,58	0,39	0,2	0,1	0,05
В таблице 9.7 для вертикальной воздушной прослойки шириной
Л=16 мм по формулам (9.16) и (9.17) выполнены расчеты средних
коэффициентов теплоотдачи конвекцией и излучением.
Расчеты показали, что чем ниже температура на холодной по-
верхности ограждения, тем выше средний коэффициент теплоотда-
чи конвекцией. В то же время коэффициент теплоотдачи излучени-
ем, наоборот, уменьшается. С уменьшением степени черноты £2
средний коэффициент теплоотдачи излучением йД также умень-
шается.
298
Таблица 9.7
Изменение средних коэффициентов теплоотдачи конвекцией и излучением от температуры 12и £„^при //=10°С; Л=16 мм
Температура холодной поверхности г2, °C	Средний коэффициент теплоотдачи конвекцией,	Средний коэффициент теплоотдачи излучением CTe'n при е2 равном				
		0,94	0,5	0,2	0,1	0,05
0	2,18	4,30	2,5	0,98	0,49	0,25
-5	2,40	4,24	2,4	0,96	0,48	0,24
-10	2,57	4,10	2,3	0,92	0,46	0,23
-20	2,85	3,94	2,2	0,88	0,44	0,22
-30	3,06	3,80	2,1	0,84	0,42	0,21
Для стеклопакета с шириной воздушной прослойки й=16 мм, на одно из стекол которого нанесено теплоотражающее покрытие со степенью черноты е2, в таблице 9.8 приведены расчеты термического сопротивления воздушной прослойки и сопротивления теплопередаче. При этом температура на теплой поверхности воздушной прослойки была положительной 0=10°С, а на холодной изменялась от 0 до минус ЗО°С.
Значения сопротивлений воздуха у внутренней и наружной поверхностей остекления составляли Re=0,13 м2оС/Вт, /?,=0,04 м-оС/Вт. Кроме того, учитывалось термическое сопротивление двух стекол 25/2=0,01 м2оС/Вт.
Таблица 9.8
Изменение термического сопротивления воздушной прослойки Re п и сопротивления теплопередаче 7?0 от температуры t2 и е2
Темпер атура холодной поверхности t2, °C	£>=0,94		£2=0,1		£2=0,05		£>=0	
	R..„-м2оС/Вт	Дп м2оС/Вт	м2оС/Вт	м2оС/Вт	R... м2°С/Вт	*0- м2оС/Вт	м2оС/Вт	R», м2°С/Вт
0	0,15	0,32	0,37	0,55	0,41	0,59	0,46	0,64
-5	0,15	0,32	0,35	0,53	0,38	0,56	0,42	0,60
-10	0,15	0,32	0,33	0,51	0,36	0,54	0,39	0,57
-20	0,15	0,32	0,32	0,50	0,33	0,51	0,35	0,53
-30	0,15	0,32	0,29	0,47	0,31	0,49	0,33	0,51
299
Анализ расчетов показывает, что термическое сопротивление воздушной прослойки и сопротивление теплопередаче стеклопакета при различных значениях t2 и при применении строительных стекол без нанесения на них низкоэмиссионного покрытия постоянны и соответственно равны 7?в„=0,15м2оС/Вт, 7?о=0,32м2оС/Вт.
При нанесении на одно из стекол теплозащитного (теплоотражающего) покрытия значения и Ro увеличиваются и зависят как от разности температур (//-(г), так и от их абсолютных значений.
С уменьшением е2 термическое сопротивление воздушной прослойки увеличивается. При фиксированных значениях ei и е2 сопротивление теплопередаче стеклопакета уменьшается, если уменьшается значение температуры t2.
Наибольшее значение сопротивления теплопередаче стеклопакета /?о=0,64м2оС/Вт достигается при температуре Z/=1O°C, t2=Q и при отсутствии лучистого теплообмена в воздушной прослойке е2=0.
Важными вопросами при проектировании наружных ограждений с теплозащитными покрытиями является выбор ширины воздушной прослойки и места расположения металлизированного, низкоэмиссионного покрытия в конструкции.
В табл.9.9 показаны результаты теплотехнического расчета вертикального ограждения при изменении ширины воздушной прослойки от 4 до 50 мм и степени черноты е2 от 0 до 0,94. При этом температура на теплой стороне воздушной прослойки //=10°С, на холодной - <2=-30оС.
Таблица 9.9
Изменения средних значений , 7? „, Д, от ширины воздушной прослойки Л и £hP при /,=10°С, /2=-30°С,	= 3,8 Вт/(м2°С),
«в=0,12м2°С/Вг, Ян=0,04м2оС/Вт и 2<УЯ=0,01м2оС/Вт
h, мм	а" , в.п 9 Вт/(м2° С)	^Пр 0		^пр 0,1		fnp-0,89	
			«о		Д,		К
4	4,39	0,23	0,40	0,21	0,38	0,122	0,29
6	3,97	0,25	0,42	0,23	0,40	0,128	0,30
8	3,70	0,27	0,44	0,24	0,41	0,133	0,30
10	3,49	0,29	0,46	0,26	0,43	0,137	0,31
12	3,34	0,30	0,47	0,27	0,44	0,140	0,31
16	3,06	0,33	0,50	0,29	0,46	0,146	0,32
20	2,94	0,34	0,51	0,30	0,47	0,148	0,32
50	2,69	0,37	0,54	0,32	0,49	0,155	0,33
300
Анализ результатов расчета показывает, что при отсутствии в конструкции теплоотражающего покрытия сопротивление теплопередаче конструкции увеличивается с 0,29 (Л=4 мм) до 0,33 м2оС/Вт (Л=50 мм), т.е. на 14%. Градиент увеличения уровня теплозащиты в диапазоне изменения Л= 16-50 мм незначительный. Сопротивление теплопередаче Ro в этом диапазоне изменения от 0,32 до 0,33 м2оС/Вт (на 3 %). Отсюда вытекает важный вывод, что оптимальной шириной является воздушная прослойка, равная Л=16 мм, термическое сопротивление которой Re„ =0,146 м2оС/Вт. В этом случае сопротивление теплопередаче конструкции равно /?<=0,32 м2оС/Вт. Чтобы повысить уровень теплозащиты ограждения на 3%, требуется увеличить воздушную прослойку втрое, а это связано с дополнительными энергетическими затратами на изготовление конструкции. Из табл. 9.9 можно также видеть, что при изготовлении двухкамерных стеклопакетов целесообразно выбирать ширину воздушной прослойки й=10-12 мм. Такая величина соизмерима с эффектом сбережения тепла при эксплуатации здания и энергетическими затратами при изготовлении конструкции.
Совершенно изменяется процесс теплопередачи через двухслойное ограждение, в котором со стороны воздушной прослойки на одну из стенок (стекол) нанесено теплозащитное покрытие. В этом случае при t{-t2=const коэффициент теплоотдачи конвекцией постоянен и не зависит от степени черноты £/ и £>. В то же время коэффициент теплоотдачи излучением уменьшается пропорционально степени черноты Из табл. 9.9 видно, что термическое сопротивление воздушной прослойки зависит как от ее ширины, так и от £„р. Максимальное увеличение уровня теплозащиты воздушной прослойки (примерно в два раза) наблюдается при отсутствии в воздушной прослойке лучистого теплообмена £>=0. При увеличении ширины воздушной прослойки от 4 до 50 мм уровень теплозащиты Ren. увеличивается на 60% при £„р=0 и на 30% при ^,.=0,89. Наиболее оптимальной толщиной, как и при £„„=(),89, следует считать ширину воздушной прослойки Л=16 мм.
Таким образом, при нанесении металлизированного низкоэмиссионного покрытия на ограждение уровень теплозащиты воздушной прослойки , а, следовательно, и сопротивление теплопередаче конструкции зависит от абсолютных температур tt и t2, степеней черноты £t и £2, разности температур (tr~t2) и ширины воздушной прослойки.
Другой не менее важной проблемой является расположение теплозащитного покрытия в конструкции. При проектировании нам известны геометрические размеры ограждения, температура на
301
ружного и внутреннего воздуха, ширина воздушной прослойки и степень черноты поверхностей.
Методика расчета такой двухслойной конструкции методом последовательных приближений была приведена выше. В табл. 9.10 показаны результаты расчета однокамерного стеклопакета с шириной прослойки Л=16 мм. Температура наружного и внутреннего воздуха соответственно равнялись /н=-20°С, Ze=20°C.
Таблица 9.10
Результаты расчета теплотехнических показателей двухслойного стеклопакета при различных вариантах расположения теплозащитного покрытия в ограждении
Параметры	Варианты расчета		
	1	2	3
1. Температура внутренней поверхности остекления тк, °C	5	0	10
2. Средние коэффициенты теплоотдачи, Вт/(м2оС): йг/ конвекцией (числитель), ОТ/ излучением (знаменатель)	4,1 4,5	4,5^ 0,48	3,6 4,4
3. Термическое сопротивление воздуха у внутренней поверхности остекления /?в,м2оС/Вт	0,12	0,20	0,13
4. Средние коэффициенты теплоотдачи в воздушной прослойке, Вт/(м2оС): IX*п конвекцией (числитель), &"п излучением (знаменатель)	-	-	2,7 0,32
5. Среднее термическое сопротивление воздушной прослойки Re я, м2оС/Вт	0,15	0,15	0,32
6. Сопротивление теплопередаче Ro, м2оС/Вт	0,32	0,40	0,50
7. Удельный тепловой поток q0, Вт/м2	125	101	84
8. Удельный тепловой поток, Вт/м2: qK конвекцией (числитель), q„ излучением (знаменатель)	60 65	90 10	40 44
302
Степень черноты стекол без теплозащитного покрытия равнялась £/=0,94, с теплозащитным покрытием £>=0,05, термическое сопротивление воздуха у наружной поверхности 7?„=0,04 м2оС/Вт, угол наклона конструкции относительно горизонта составлял jz/=90°.
Были рассмотрены три варианта расположения покрытия на стекле:
-	в первом варианте теплозащитное покрытие отсутствовало;
-	во втором варианте теплозащитное покрытие нанесено на внутреннее стекло стеклопакета и расположено со стороны помещения;
-	в третьем - теплозащитное покрытие расположено на одной из поверхностей теплого или холодного стекла со стороны воздушной прослойки.
Анализируя результаты расчета, видим, что в первом варианте температура на внутренней поверхности остекления равна гв=5°С, во втором - она упала до нуля градусов Цельсия. Самая высокая температура внутренней поверхности остекления наблюдается в третьем варианте: гв=10°С.
Влияние теплозащитного покрытия проявляется во втором варианте - за счет повышения термического сопротивления воздуха у внутренней поверхности остекления, в третьем - за счет повышения термического сопротивления воздушной прослойки. Из табл. 9.10 видно, что в первом и втором вариантах расчета термическое сопротивление воздушных прослоек одинаково и составляет 0,15 м2оС/Вт, в третьем - оно увеличивается более чем в два раза.
С точки зрения экономики из двух вариантов нанесения металлизированного покрытия на стекло стеклопакета эффективным является третий вариант, так как при одинаковых энергетических затратах на его производство уровень его теплозащиты по сравнению с первым вариантом повышается на 50%. Во втором варианте уровень теплозащиты повышается только на 25%. Кроме того, при нанесении теплозащитного покрытия на внутреннюю поверхность остекления температура тв понижается до 0°С и на остеклении при относительной влажности внутреннего воздуха более 30% появится конденсат.
Появление конденсата будет означать, что теплозащитные свойства такого стеклопакета исчезнут и значительно уменьшатся светотехнические свойства стеклопакета. При температурах наружного воздуха ниже /н=-20°С температура на внутренней поверхности остекления будет отрицательной, при срк > 30 % начнет выпадать иней и образовываться наледи. Если к этому добавить, что теплозащитные стекла с низкоэмиссионным покрытием, нанесенным в вакууме, методом катодного распыления в магнитном поле, имеют
303
низкую химическую устойчивость покрытия и в условиях эксплуатации быстро теряют свои свойства, то становится очевидным неэффективность их применения по второму варианту изготовления стеклопакетов.
В настоящее время производятся теплозащитные стеклопакеты, в которых наносится низкоэмиссионное покрытие со степенью черноты 0,05-0,8 на теплую или холодную внутреннюю поверхность воздушной прослойки. С позиции теплозащиты не имеет значения, на какую именно поверхность нанесено покрытие. Однако для условий эксплуатации стеклопакета это имеет значение.
Известно, что срок службы современных стеклопакетов равен 10±5 лет. После 10 лет эксплуатации изделия происходит его разгерметизация, и на наружном стекле стеклопакета со стороны воздушной прослойки выпадает конденсат. В этом случае степень черноты поверхности на стекле, если на него было нанесено теплозащитное покрытие, увеличивается до значения 0,94 и теплозащитные свойства стеклопакета исчезают. Поэтому наносить теплозащитное покрытие необходимо на теплую, а не на холодную поверхность стекла воздушной прослойки и, таким образом, сохранить его теплозащитные свойства в случае разгерметизации стеклопакета.
Наши теоретические и экспериментальные исследования в воздушных прослойках и их хорошее совпадение с многочисленными опытами, описанными в других работах, дают возможность сделать анализ в области теплопередачи через светопрозрачные ограждения.
При испытаниях стеклопакетов и окон с различными переплетами можно увидеть большой разброс значений термических сопротивлений и сопротивлений теплопередаче конструкций. Чаще всего сертификационные показатели RK и Ro завышены. Это, с одной стороны, можно объяснить материальной заинтересованностью исполнителя, а с другой - использованием несовершенных методик и недостаточностью подготовленных к теплофизическим исследованиям людей, проводящих испытания.
В ФРГ для определения термического сопротивления конструкции разработана методика ДИН 52619 часть 2(A). Суть методики состоит в определении температуры тв на внутренней поверхности ограждения и наружной тн. Термическое сопротивление конструкции определяется при разности температур гв-гн=10°С. Сопротивление теплопередаче (коэффициент теплопередачи) находится после прибавления к RK термического сопротивления воздуха у наружной и внутренней поверхностей конструкции, которые соответ
304
ственно равны Re=0,13 м2оС/Вт и 7?н=0,04 м2оС/Вт (ДИН 4108, часть 4, табл. 5).
В качестве примера можно привести результаты испытаний, выполненные 04.01.1996 г. в институте окон (ФРГ) в г. Розенхейм для фирмы ИЗОЛАР-Глас-Бератунг ГмБХ (заключение об испытаниях №401 15951/5.1).
В табл. 9.11 представлены результаты испытаний стеклопакета 4М1-15-И 4, заполненного воздухом. Стеклопакет имел низкоэмиссионное покрытие LOW-E, степень черноты которого составляла е =0,1.
Таблица 9.11
Результаты испытания стеклопакета 4 Mi-15-И 4
Варианты йены-таний	Средние температуры на поверхностях остекления, °C		Разность температур гй-г„, °C	Средняя температура (г„+^/2, °C	Термическое сопротивление конструкции, м2°С/Вт
	гв	4,			
1	12,9	3,2	9,7	8,1	0,433
2	23,3	13,5	9,8	18,4	0,438
3	31,8	22,1	9,7	27,0	0,432
В результате испытаний получено термическое сопротивление конструкции 7?к=0,434 м2оС/Вт и коэффициент теплопередачи к=1,7 Вт/(м2оС) или /?о=0,604 м2оС/Вт. Если эти испытания сравнить с нашими расчетами (табл. 9.10, вариант 3), которые были выполнены для аналогичного стеклопакета 4М;-16-И4 при разности темпе-ратуртв-гн=16,4°С, то увидим значительное расхождение при определении RK (30%). Причина столь большого расхождения при определении RK заключается в том, что методика ДИН 52619, часть 2(A) недостаточна, так как не соответствует эксплуатации окон в реальных климатических условиях России. Ее можно применять только для климатических зон с положительными температурами, когда гв-г„<10°С. По немецкой методике определения уровня теплозащиты конструкций с воздушными прослойками мы всегда будем получать завышенные результаты.
Если посмотреть на интерферограммы температурных полей (рис.3.13), то можно увидеть, что при /?<20 мм и гв-т„<10°С в воздушной прослойке практически отсутствует конвекция (профиль температуры имеет линейный характер). В этом случае примени
305
тельно к табл. 9.11 коэффициент теплоотдачи конвекцией в воздушной прослойке равен:
аекп = A/h = 0,023/0,015 = 1,53 Вт/(м2оС),
а коэффициент теплоотдачи излучением рассчитывается по уравнению (9.17) с учетом табл.9.6:
273 + г,? < 273 + г?'=
100 J I 100 J
<=5,67-^
н
^„0,1 <273 + 12,9? э,о/
9,7 V 100	)
<273 + 3,2?
I 100 J
= 0,4 Вт/(м2оС).
Термическое сопротивление конструкции вычисляется по формуле:
Я, =1/(<„ +«,;)+2^М = 1/(1,53 + 0,4)+2-0,004/0,8 = 0,52 Вт/(м2°С).
Сопротивление теплопередаче равно Ro=RK+0,17=0,69 Вт/м2оС (к=1,45 Вт/(м2оС). Если бы мы выполнили расчет по формуле (9.16), то получили бы 7?к=0,37 м2оС/Вт, а /?о=0,54 м2оС/Вт, т.е. уровень теплозащиты меньше, чем в табл. 9.11. Это объясняется тем, что в области разности температур тв-тн=6-12°С идет переход от режима теплопроводности к режиму ламинарной конвекции и показатель критерия Грасгофа изменяется от Gr° до Сг°Л5.
Мы остановились подробно на результатах испытаний стеклопакета 4М1-15-И4, проведенных в г. Розенхейм, только потому, что “вирус” методики ДИН 52619, часть 2(A) проник не только в Европу, но и пришел в Россию. Предприниматели и архитекторы требуют от наших сертификационных лабораторий таких же показателей, как и в Европе. Составители стандарта по стеклопакетам ГОСТ 24866-99, ориентируясь на немецкие нормы, так же дали завышенные показатели R"!'. Например, для стеклопакета 4М1-16-И4 приведенное сопротивление теплопередаче равно 0,59м2оС/Вт (практически такое же, как в табл.9.11). К существенному недостатку ГОСТ 24866-99 следует отнести забвение влияния разности температуры (4-С) на теплозащитные свойства стеклопакетов, которые отражены в наших исследованиях (табл.9.8).
В 1985 г. автором настоящей работы был разработан ГОСТ 26602-85 (ныне действующий ГОСТ 26602.1-99), в котором заложена методика, основанная на определении термического сопротивления конструкции и сопротивления теплопередаче при отрицательных температурах наружного воздуха с учетом тепломассообменных процессов, происходящих у наружных и внутренних поверхностей, а также в воздушной прослойке. Теплозащитные пока
306
затели определяются по локальным характеристикам однородных зон, и путем суммирования по площадям определяются средние значения RK и R"p.
Хотя в ГОСТ 26602-85 предусматривались меры по повышению точности и достоверности полученных результатов, но надо признать, что они еще имеют довольно приближенный характер. Чтобы изучать процессы теплопередачи с точностью 1(4-15%, необходим другой уровень измерения температур и тепловых потоков.
В строительстве измерение температур поверхности конструкции и внутри ее, как правило, производится с большой погрешностью (с точностью 0,5-2°С). Это связано с тем, что исследователи игнорируют законы изготовления, монтажа и тарировки датчиков. В то же время существует специальная литература по теплотехническим измерениям.*.
В описанных выше исследованиях нами для измерения температур на поверхности тела изготавливались миниатюрные термопары с диметром королька не более 0,1мм. Спаи термопар приваривались, припаривались или зачеканивались в конструкцию, а провода размещались в пазах или специально сделанных бороздках, которые затем заполнялись материалом с теплопроводностью, близкой к теплопроводности исследуемого тела. Равенство температуры спая и температуры образца достигается при отсутствии температурного градиента в проводах, прикрепленных к спаю. Для этого провода необходимо уложить в бороздки, сделанные по изотермической поверхности тела (провода от королька укладываются по изотермической поверхности на расстоянии 20-30 диаметров королька). Сами термопары тарируются с точностью 0,01 °C. Наибольшую погрешность при теплотехнических измерениях дают тепломеры. Наши исследования проводились с помощью применения оптических приборов, т.е. в пристенные пограничные слои не вносились какие-либо датчики тепловых потоков. При установке тепломера на поверхности тела перед ним, около него и за ним образуется свой пограничный слой, искажается температурное поле у поверхности конструкции, да и сам тепломер увеличивает термическое сопротивление, снижая точность измерения теплового потока. Измерить тепловой поток без применения тепломеров можно также с помощью трех термопар, используя методику, изложенную в авторском свидетельстве [157].
* «Теоретические основы теплотехники, теплотехнический эксперимент».Справочник. М., Энергоатомиздат, 1988.
307
9.5. Энергоемкость, долговечность и эффективность
В настоящее время проектировщику, конструктору, чиновнику трудно оценить и выбрать из большого разнообразия строительных материалов, изделий и конструкций наиболее эффективные ограждения. Это можно сделать с помощью критерия, разработанного автором настоящей монографии. В нем одновременно учтены энергоемкость, долговечность, теплозащита и район строительства:
& = eX/(24Z>z).
В самом деле, для конкретного района строительства с учетом того, что Т?о*=1м2оС/Вт, получаем:
Sa =	 & = const & .	(9.18)
240 z	2	4
Из формулы (9.11) следует, что чем меньше энергоемкость конструкции (количество энергии, затраченной на создание 1 м2 ограждения, сопротивление теплопередаче которой /?,’=! м2оС/Вт) и выше срок ее службы, тем она эффективнее, т.е. энергоэффективная конструкция имеет наименьшее значение отношения Q' /z. Если в ранее рассмотренном примере энергоемкость 1м2 кирпичной кладки равнялась Q'K = 6,67-106 Втч/м2 (см.гл. 7), а энергоемкость 1м2 утеплителя Q' =105 Втч/м2, то при сроках службы кирпичной кладки порядка 300 лет, а утеплителя 30 лет, получаем:
= 6,67 -106/300 = 2,2-104 Втч/м2год;
ZK
®кут = 105/30 = 0,33 • 104 Втч/м2год.
Zym
На первый взгляд, складывается впечатление, что при применении конструкции стены из утеплителя мы будем в семь раз меньше тратить первичных источников энергии, чем при применении кирпичной стены.
Действительно, такие выводы делают сегодня экономисты, производя расчеты в денежном выражении и используя нормативный срок окупаемости капитальных затрат. Например, для Москвы срок окупаемости капитальных затрат составляет 10 лет, и обе конструкции сравниваются без учета их срока службы. В результате мы получаем неправильный вывод. Если сравнивать две конструкции с учетом срока службы, то энергоемкость стены, состоящей только из утеплителя, необходимо умножить в лучшем случае на коэффициент n=z*/zym=300/30=10, а в худшем - на 2и. Это обусловлено тем,
308
что при эксплуатации стены из утеплителя ее в течение 300 лет необходимо 10 раз демонтировать и создавать заново. Таким образом, стена из утеплителя после умножения ее энергоемкости на коэффициент п становится неэффективной.
Экономия энергии. Согласно формуле (9.18), экономию энергии можно получить:
-	путем уменьшения энергоемкости конструкции при постоянной долговечности сравниваемых конструкций;
-	за счет увеличения срока службы без повышения энергоемкости;
-	за счет уменьшения энергоемкости и увеличения срока службы конструкции.
Эффективность таких мероприятий покажем на некоторых примерах светопрозрачных конструкций, на которые автор получил либо авторские свидетельства, или патенты.
В настоящее время для окон жилых, общественных и промышленных зданий разработаны общие технические условия ГОСТ 23166-99, ГОСТ 24866-99 «Стеклопакеты клеенные строительного назначения», типовые конструкции окон для производственных и гражданских зданий в стальных (серии 1.436.2-15; 1.436.3-16; 1.436.2-17), деревянных (ГОСТ 24699-02; ГОСТ 24700-99), пластмассовых (ГОСТ 30674-99) и алюминиевых (ГОСТ 21519-2003) переплетах. Светопрозрачные конструкции выпускаются в одинарных, спаренных, раздельных и раздельно-спаренных переплетах. Производство указанных конструкций освоено заводами нашей страны.
Так как переплеты, применяемые в массовом строительстве, изготавливаются из дерева (Л=0,1-е-0,2Вт/м°С), металла (Я=50-200Вт/м°С), пластмассы и стеклопластика (Л=0,16Вт/м°С), то их теплоизоляционные свойства резко различаются. Форма и материал переплета влияют на теплозащитные качества. Рассмотрим основные направления повышения теплотехнических качеств переплетов. Минимальные теплоизоляционные качества переплетов и краевых зон остекления должны быть таковы, чтобы на их внутренних поверхностях не выпадал иней и не образовывались наледи. Кроме того, градиенты температур в краевых зонах остекления не должны превышать допустимых значений, определенных из условия долговечности конструкций. Лучшей будет та конструкция, в которой локальные и средние значения гв, Ro переплета и краевой зоны остекления будут равны или несколько больше соответствующих значений в средней зоне остекления. Эти теплотехнические требования выполняются при применении спаренных, раз
309
дельных и раздельно-спаренных деревянных переплетов, каждый из которых остеклен одним слоем листового стекла.
Термические сопротивления таких деревянных переплетов выше термического сопротивления средней зоны остекления. Из-за тепломассообменных процессов, протекающих в воздушных прослойках и у внутренней поверхности окна, самые низкие теплоизоляционные свойства наблюдаются в нижней краевой зоне остекления.
Из всех перечисленных видов переплетов наиболее низкими теплозащитными качествами обладают одинарные металлические переплеты, остекленные стеклопакетами. Термическое сопротивление металлического переплета в 3-5 раз меньше термического сопротивления средней зоны стеклопакета. В то же время термическое сопротивление средней зоны окон, остекленных двухслойными стеклопакетами, равно или несколько больше термического сопротивления средней зоны окон в спаренных переплетах, хотя ширина воздушной прослойки в последних конструкциях в 3 раза выше (Л50 мм). Это объясняется тем, что в стеклопакете воздушная прослойка герметична, а в окнах со спаренными переплетами она вентилируется наружным воздухом через отверстия, размеры которых слишком велики. Несмотря на то, что термическое сопротивление средней зоны окон в раздельных переплетах с двойным остеклением на 10-15% выше, чем в окнах со стеклопакетами и одинарными переплетами, их светотехнические показатели из-за уменьшения затенения от переплетов и отсутствия загрязнения стекол внутри воздушной прослойки значительно выше.
Если в конструкциях окон, остекленных стеклопакетами, можно будет добиться равномерности температурного поля по высоте и ширине конструкции, т.е. удается повысить термическое сопротивление переплета и снизить на 40-50% энергоемкость (стоимость) самого стеклопакета, то перспективность и эффективность таких конструкций станет бесспорна из-за:
-	снижения толщины окон и расхода материалов конструкций не менее чем на 30-50%;
-	значительного повышения светотехнических показателей;
-	снижения эксплуатационных затрат на очистку остекления и окраску переплетов;
-	уменьшения трудозатрат и повышения индустриальности строительства.
Увеличение приведенного сопротивления теплопередаче окон в одинарных металлических переплетах может быть повышено за счет уменьшения поверхности переплета, соприкасающегося с на
310
ружным воздухом. Эти предложения автора реализованы в типовых сериях окон промышленных зданий. 1.436.2-15 и 1.436.2-17 .
Второй путь - это утепление наружной стороны переплета теплоизоляционными материалами. Нами предложена деревоалюми-ниевая конструкция окна для применения во влажных помещениях, отличающаяся от известных конструкций тем, что дерево в переплете располагается со стороны помещения (А.с. №885519) [6].
В настоящее время в производственных и гражданских зданиях широко применяются окна из алюминиевых переплетов ГОСТ 21519-2003. Существенным недостатком таких окон является их низкое термическое сопротивление (0,14-0,2 м2оС/Вт). Чтобы повысить уровень теплозащиты переплета из алюминиевых сплавов, завод Мосметаллоконструкций предложил заполнять терморазрыв пе-номатериалом. В этом случае наши сертификационные испытания показали, что термическое сопротивление переплетов, заполненных пеноматериалом, составляет R”p = 0,27 м2оС/Вт, а приведенное сопротивление теплопередаче равно R"pm,r = 0,44 м2оС/Вт (протокол сертификационных испытаний №317 от 25 июля 2002 г.).
Проведенные автором многочисленные исследования в климатических камерах и в натурных условиях показывают, что для всех конструкций окон характерно понижение температуры те в нижней краевой зоне остекления. Это объясняется тем (см. главу 2), что в воздушной прослойке пограничный слой отрывается от холодной поверхности и взаимодействует с теплой поверхностью остекления. Кроме того, тв уменьшается из-за торможения ниспадающего потока около нижнего элемента переплета и подоконника.
С целью увеличения температуры тв и повышения термического сопротивления конструкции в этой зоне было предложено окно, отличающееся тем, что воздушная прослойка в его нижней зоне разделена светопрозрачным экраном (А.с. № 688244) [4]. Теплотехнические свойства двухслойных окон с экраном были исследованы на интерферометре ИЗК-454 и в климатической камере [164]. Исследования проводились для определения оптимальной высоты экрана и эффективности его использования. Для теплотехнических исследований на интерферометре была использована экспериментальная установка, описанная в главе 2 (рис.2.16). В пластмассовый переплет устанавливался фрагмент двухслойного стеклопакета (высота 0,8 м, ширина 0,4 м, толщина стекол 4 мм, ширина воздушной прослойки h=\8 мм), имеющего распорные поливинилхлоридные профили и съемный светопрозрачный экран. Светопрозрачными экранами являлись пластинки из оргстекла толщиной <5=3 мм, закрепленные на нижнем распорном профиле стеклопакета
311
и разделяющие нижнюю зону на две воздушные прослойки по 7,5 мм. Высота экрана Нзк изменялась от 0 до 150 мм. Режимы испытаний приведены в табл. 9.12.
Таблица 9.12
Режимы испытаний окон со светопрозрачными экранами______
Температура воздуха, °C	Высота экрана Н,, мм				
	0	20	50	100	150
Наружного	-42	-41,4	-43,4	-42,4	-38,3
Внутреннего	18	17,4	19,1	18,5	18
На рис. 9.15 представлены интерферограммы температурных полей, образующихся в нижней зоне воздушных прослоек стеклопакета и переплета, а также у внутренней поверхности переплета. Интерферограммы показывают изотермические поля в вертикальном поперечном сечении окна. Из интерферограммы (а) на рис.9.15 видно, что при достаточно большом перепаде температур te-/,,=60°С в воздушной прослойке стеклопакета наблюдается ламинарная конвекция (Gr,„=6 104). Интерферограммы (б-д) свидетельствуют об эффекте от использования светопрозрачных экранов, разделяющих нижнюю зону стеклопакета на прослойки, в которых отсутствует конвекция (Grm <Grm}. Расшифровки интерферограмм позволили построить температурные поля на внутренней г„ и наружной гн поверхностях остекления окна (рис.9.16). В результате обработки полученных данных установлено, что средние значения термических сопротивлений и сопротивления теплопередаче средней зоны стеклопакетов составляли: /?вг₽=0,09, 7?,‘/’=0,16,
= 0,8 и R-' = 0,33 м"°С/Вт. Наибольший интерес представляет
Рис. 9.15. Интерферограмма температурных полей нижней зоны окна при различной высоте светопрозрачного экрана
312
Рис. 9.16. Температурные поля тв, т2, т3, тн в нижней зоне окна при различной высоте светопрозрачного экрана изменение этих локальных и средних значений в нижней зоне стеклопакета (табл. 9.13).
Таблица 9.13
Локальные и средние значения термических сопротивлений и сопротивлений теплопередаче в нижней зоне стеклопакета
Высота экрана Нэ, ММ	Локальные значения в сечении х=0		Средние значения в диапазоне 0<х<Нэ	
	RK, м2оС/Вт	/?0, м2оС/Вт	Кк, м2оС/Вт	Ro, м2оС/Вт
0	0,14	0,29	0,15	0,32
20	0,16	0,33	0,16	0,33
50	0,15	0,32	0,17	0,34
100	0,17	0,34	0,18	0,36
150	0,18	0,35	0,19	0,38
Из табл. 9.13 видно, что с увеличением высоты экрана возрастают средние и локальные значения Д, и . Причем положительное влияние экрана проявляется на нижнем участке зоны 0<х<0,8Нэ, где конвекция отсутствует. На участке 0,8Нэ<х<1,ЗНэ наблюдается небольшое снижение теплозащитных свойств по сравнению со средней зоной остекления (на 2-3%).
Наиболее опасным сечением с точки зрения выпадения инея и образования наледей является самая нижняя точка остекления
313
(х=0). Исследования показали, что при применении экрана появление полоски инея и наледей происходит на 5-9°С ниже, чем у стеклопакета без экрана.
Если высота экрана составляет Нэк>100 мм, то теплозащитные свойства и температуры тв в краевой зоне выше, чем в средней. Экраны высотой 50-150 мм позволяют повысить средние значения сопротивления теплопередаче в нижней зоне окна на 5-15% и на 10-21% величину термического сопротивления конструкции. Естественно, что с дальнейшим повышением высоты экрана теплозащитные свойства окон будут возрастать. Максимальное повышение теплотехнических свойств окна будет достигнуто при высоте экрана, равной высоте прослойки, т.е. в трехслойном стеклопакете ( R"f = 0,47 м2оС/Вт). Однако это вызовет повышение энергоемкости стеклопакета, снижение его светотехнических свойств и снова приведет к неравномерности теплотехнических свойств нижней и средней зоны. Учитывая основную цель использования экрана -равенство локальных и средних значений Ro и гв по всей высоте остекления, - целесообразно использовать экраны высотой /4=80-150 мм. Наибольший эффект от использования экранов может быть достигнут при использовании экранов с теплоотражающими покрытиями или пленками. Светопрозрачные экраны могут успешно использоваться в окнах со спаренными переплетами и в трехслойных стеклопакетах.
В работе [4] светопрозрачный экран не превышал 0,2 Н и не оказывал влияния на светотехнические свойства окна. Вследствие этого не было необходимости исследовать возможное снижение коэффициента естественной освещенности (К.Е.О.) в рабочей зоне помещения в результате введения светопрозрачного экрана. С целью экономии энергии при эксплуатации окон представляется наиболее интересным исследовать возможность использования светопрозрачных экранов для повышения теплозащитных свойств как существующих, так и проектируемых светопрозрачных ограждений. Для этого необходимо рассмотреть использование светопрозрачных экранов большей величины, чем в работе [4], что даст более ощутимый экономический эффект. Наряду с этим появляется необходимость исследовать зависимость снижения К.Е.О. от высоты светопрозрачного экрана для того, чтобы выбрать его оптимальное значение (существенное увеличение теплозащитных характеристик при незначительном снижении К.Е.О. в рабочей точке помещения).
Были проведены исследования локального теплообмена в воздушных прослойках высотой 700 мм со светопрозрачным экраном
314
в межстекольном пространстве [173]. Высота экрана изменялась от 0,3 до 0,8 Но. Эксперименты проводились в натурных и в лабораторных условиях (с использованием интерферометра Маха-Цендера на установке, описанной выше). Воздушная прослойка в межстекольном пространстве в опытах составляла 30 и 53 мм. В качестве светопрозрачного экрана использовались стеклянные пла-стиньГтолщиной 6 мм, закрепленные в межстекольном пространстве на распорных рамках при различном расстоянии от «холодной» и «теплой» поверхностей воздушной прослойки. В процессе работы использовались интерферограммы в полосах конечной и бесконечной ширины.
Анализ экспериментальных данных показал, что характер теплообмена в воздушной прослойке с экраном в нижней части зависит в основном от соотношения высоты и ширины прослоек, а также от высоты светопрозрачного экрана. Незначительное влияние на теплообмен оказывает положение экрана в межстекольном пространстве. Наиболее высокий эффект достигался при установке экрана посередине воздушной прослойки.
В воздушных прослойках наблюдается три режима теплопередачи: теплопроводность, ламинарная и турбулентная конвекция. При режиме теплопроводности температурные поля изменяются линейно. При ламинарной конвекции температурные поля искривляются, но не изменяются во времени. При турбулентной конвекции температурные поля изменяются во времени (температура и тепловой поток колеблются около средней величины порядка ±15%). Локальные и средние коэффициенты теплоотдачи конвекцией и излучением на поверхностях воздушной прослойки можно рассчитывать по формулам (9.16 и 9.17), как для ламинарной естественной конвекции. Натурные исследования окон с экраном Лэ=0,75 Н показали, что в нижней части остекления от х=0 до х=0,75 Н процесс теплопередачи такой же, как и при трехслойном остеклении. Выше экрана теплопередача осуществляется как при двухслойном остеклении.
На основе проведенных исследований был получен патент, в котором зафиксированы закономерности, связывающие теплотехнические и светотехнические свойства окон с теплозащитными экранами [142].Высота экрана Н3 определяется из условия сохранения нормируемых СНиП “Естественное освещение” [187] значений коэффициента естественной освещенности в расчетных точках помещения по формуле:
315
sin2 Ог - sin2 в3	2(cos3 в2 - cos3 вэ)
2	+	3
sin2 03 - sin2 6t	2(cos3 0? - cos3 02)
~2	+~	3
/7Г
7/Г
из которой определяются 0,, в2, 6„ Д и Д
0} = 7Г/2 - arctg -- ;	в1 = я/2 - arctg	вэ = л/2 - arctg —;
1pm	рт	рт
Ь,	-	Ь-у
Д = arctg	Д	= arctg -z	,
рт	рщ
где 1рт - расстояние от рабочей точки	до окна;
Л/ - расстояние от нижней границы светопроема до условной рабочей поверхности;
h2 - расстояние от верхней границы светопроема до условной рабочей поверхности;
h3 - высота светопрозрачного экрана;
г„- коэффициент светопропускания участка окна с экраном;
г®3-коэффициент светопропускания окна без экрана;
bi - расстояние от оси продольного разреза до правой границы светового проема;
Ь2 - расстояние от оси продольного разреза до левой границы светового проема.
Уровень повышения термического сопротивления оконного блока с экраном подчиняется закономерности:
- . h, 1 + к э- ,
D"P _ ппр
2\)св(э)	J\)ce(2)
где - приведенное сопротивление теплопередаче светопрозрачной части окна с экраном;
7^,(2) - приведенное сопротивление теплопередаче светопрозрачной части окна без экрана;
Нд- высота светопрозрачного ограждения;
к - коэффициент пропорциональности, зависящий от материала экрана, ширины воздушной прослойки, типа переплета.
Применение экрана из листового оконного стекла (го=0,9) высотой hj-=Q,6Ho, установленного на двухслойном оконном блоке в спаренных переплетах, повышает сопротивление теплопередаче на
316
Рис. 9.17. Оконный блок в спаренном переплете со светопрозрачным экраном 1 - стекла;
2 - переплет;
3 - светопрозрачный экран
22% при снижении коэффициента светопропускания на 3% (рис.9.17) Экран из пленки (из триацетатцеллюлозы, г„=0,94) высотой йэ=0,7 Но увеличивает на 25% при снижении светопропускания - на 2%. Экран из термоусадочной пленки с , теплозащитным покрытием (то=0,68, £„=0,68) высотой 0,5 от высоты окна увеличивает уровень теплозащиты оконного блока на 30,5% при снижении коэффициента светопропускания на 4%.
Таким образом, использование предлагаемого оконного блока с экраном [142] значительно снижает интенсивность конвективного и лучистого теплообмена и повышает термическое сопротивление светопрозрачного ограждения, практически не снижая его светотехнических характеристик.
В нашем понимании энергосбережение предусматривает не только экономию энергии для отопления, вентиляции и горячего водоснабжения здания, но и энергию, затрачиваемую на производство строительных материалов и конструкций, изделий, а также на строитель
ство и ремонт зданий в течение срока его службы. При такой постановке вопроса, кроме повышения уровня теплозащиты светопрозрачных ограждений, важна и другая народнохозяйственная проблема - увеличение срока службы здания в целом и отдельных его элементов, в частности. Сейчас этой проблеме не придается серьезного значения. Для сравнения следует сказать, что срок службы стены здания из полнотелого кирпича не менее 300±50 лет, а срок службы обыкновенного стеклопакета равен 10±5 лет.
Для того, чтобы существующие одно- и двухкамерные стеклопакеты сделать конкурентоспособными по сравнению с двух- и трехслойным остеклением из обыкновенного стекла, необходимо понизить их стоимость (энергоемкость) и повысить срок службы. На такой стеклопакет получен патент №2171883 «Клееный стеклопакет» (Савин В.К. и Гладков С.А., выдан 10 августа 2001г.) [140]. Он отличается от традиционного тем, что в нем воздушная прослойка умышленно разгерметизирована и вентилируется наружным
317
воздухом таким образом, чтобы на внутренних поверхностях остекления со стороны воздушной прослойки не образовывался конденсат или иней, а его теплозащитные свойства не изменялись. Для этого необходимо, чтобы эквивалентный диаметр отверстия был равен:
d3 =	мм,
где: с — коэффициент, зависящий от типа стеклопакета;
h — толщина стеклопакета;
Н— высота стеклопакета.
Для проверки эксплуатационных свойств новых клееных стеклопакетов были проведены в НИИ строительной физики натурные и лабораторные испытания. Натурные испытания показали, что в течение трех лет теплотехнические и эксплуатационные свойства стеклопакетов остались практически такими же, как и у традиционных, изготовленных строго по ГОСТ 24866-99. На поверхности стекол со стороны воздушной прослойки ни в летнее, ни в зимнее время года никогда не выпадал конденсат или иней, на стеклах отсутствуют следы пыли или грязи.
Экономическую целесообразность применения клееных стеклопакетов новой конструкции можно оценить по приведенным затратам:
П — К + СгодТ,
где П - приведенные затраты на стеклопакет за срок его эксплуатации, $/м2;
К - единовременные капитальные затраты, $/м2;
Сг„й - годовые эксплуатационные затраты, $/(м2.год);
Т -срок службы стеклопакета, год.
Предварительные расчеты показывают, что единовременные затраты на новый стеклопакет примерно в два раза ниже, чем на традиционный:
ки=У2Ктр,
где: Кн, Ктр -единовременные капитальные затраты на изготовление нового и традиционного (ГОСТ 24866-99) стеклопакетов.
По оценкам скандинавских стран, проведенных в 80-х годах, долговечность традиционных стеклопакетов составляет: Г„„ = 10 + 5 лет. Долговечность нового стеклопакета, по крайней мере, в два и более раз выше, так как он заранее разгерметизирован. Примем срок службы нового стеклопакета Г„ = 20 лет.
Следовательно, при одинаковых эксплуатационных затратах в год мы за 10 лет эксплуатации получим экономию приведенных затрат Д/710 в сумме:
318
ДЯ,0 = 77, - Пг = Ктр - 1/2Кп,р = \/2Ктр , $/м2.
За вторые десять лет экономия приведенных затрат составит еще 1/27<шр и, кроме того, на смену стеклопакета (демонтаж и установка) потребуется примерно \ИКтр. Итого, за двадцать лет эксплуатации стеклопакета новой конструкции экономия приведенных затрат составит:
Д772О = 3/27<тр , $/м2.
В настоящее время стоимость однокамерного стеклопакета примерно составляет 20±4, $/м2. Следовательно, экономия Д772П составляет:
Д7720 = 3/2-20 = 30, $/м2.
За один год экономия составит: Пгод=1,5, $/(м2-год). Срок окупаемости нового стеклопакета Го=0 лет - после 1 года эксплуатации имеем доход 1,5, $/(м2-год). Переведем экономию затрат, выраженную в долларах, в экономию затрат в энергетических единицах Д^. Средняя стоимость тепловой энергии по стране примерно равна одному центу за 1кВтч. Экономия энергии с 1 м2 в год составит:
Д^гоэ=1,5/0,01=150 кВт ч/(м2год).	(9.19)
Это количество сэкономленной энергии превышает требуемое значение по нормам количества энергии, необходимой для отопления, вентиляции и горячего водоснабжения 1 м2 в год для 12- ти этажного здания, построенного в г. Москве (qmn = 95 кВтч/(м2год)).
Расчеты по формуле (9.19) дают возможность уменьшить энергоемкость изделия (стеклопакета) и существенно увеличить его долговечность. Однако в практике строительства существуют светопрозрачные и непрозрачные наружные ограждающие конструкции, имеющие вентилируемые воздушные прослойки.
Неправильная организация воздухообмена может изменить уровень теплозащиты стены или светопрозрачной конструкции и на поверхностях конструкций со стороны воздушной прослойки будет выпадать конденсат или иней и образовываться наледи. Выше на примере исследования окна со стеклопакетом и окна в спаренном переплете было показано, что теплозащитные свойства свегопрозрачной конструкции с герметичным стеклопакетом были выше уровня теплозащиты окна в спаренном переплете.
Причиной понижения уровня теплозащиты окна в спаренном переплете, у которого ширина воздушной прослойки составляла 55 мм, является неправильная организация воздухообмена в межстекольном пространстве. В настоящее время нет теории и экспери-
319
Рис. 9.18. Оконный блок в деревянном переплете ГОСТ 24700-99 с двухкамерным вентилируемым стеклопакетом 1 — фильтры
ментальных исследований, которые дали бы возможность рассчитывать воздухообмен вентилируемой прослойки и определить уровень снижения ее теплозащитных свойств.
На такие конструкции стен и окон с вентилируемыми воздушными прослойками в 2004г. был получен патент [139], в котором рассчитывается воздухообмен с заранее заданным незначительным снижением уровня теплозащиты конструкции (на 1-5%). При этом на внутренних поверхностях воздушной прослойки не выпадает конденсат и иней. Кроме того, для светопрозрачных ограждений предусмотрены меры, исключающие попадание в прослойку пыли и грязи.
На рис.9.18 показан деревянный оконный блок, выполненный по ГОСТ 21700-99 с двухкамерным стеклопакетом.
В нижней и верхней части деревянной створки выполнены вентиляционные отверстия, в которые вставлены фильтры для очистки воздуха от грязи и пыли. В каждой камере стеклопакета также выполнены отверстия. Движение воздуха осуществляется в результате действия гравитационных сил. Вентиляция камер стеклопакета осуществляется наружным воздухом. Количество отверстий может быть от одного и выше. Общая суммарная площадь отверстий рассчитывается по формуле:
V
F = -	,
°т° 3600К
где Fome -суммарная площадь отверстий вентиляционных каналов (м2);
V - скорость воздуха, проходящего через отверстие вентиляционного канала, равная 0,3-1,5 (м/сек);
W - суммарный объем воздушных прослоек, определяемый из условия:
W = H-Lh,
где Н, L, h -соответственно высота, ширина и толщина воздушной прослойки;
К„ - кратность воздухообмена (1/ч), определяемая по формуле:
320
где СЭф -коэффициент уменьшения теплозащитных свойств конструкции, равный:
Сэф = °ф =0,01-0,05, Х-ЛП
где Qih - теплопотери за счет фильтрации воздуха (Вт);
Q* = 0,28р(/в ~фКр,
Qm — теплопотери за счет перепада температур между наружным и внутренним воздухом (Вт):
Qm=QFom^
q - средний удельный тепловой поток (Вт/м2);
t -t q = “	,
tB, tH -соответственно температура наружного и внутреннего воздуха (°C);
р - плотность воздуха (кг/м3);
Ronp — приведенное сопротивление теплопередаче конструкции (м2оС/Вт);
-разность температур воздуха внизу и вверху вентилируемой воздушной прослойки (°C), которая определяется по формуле:
<1-^=0,45(тв-т„), где те -тн - температурный перепад между внутренней и наружной поверхностями остекления (°C), равный:
Ниже приведен пример расчета вентиляции межстекольного пространства оконного блока марки ОС 15-9А, выполненного по ГОСТ 11214-86 «Окна и балконные двери деревянные с двойным остеклением для жилых и общественных зданий».
Исходные данные для расчета
1	. Температура наружного воздуха, tH=-30 °C.
2	. Температура внутреннего воздуха, te=20 СС.
3	.Геометрические размеры воздушной прослойки (вентиляционный объем) оконного блока марки ОС 15-9А: высота Н=1,3 м, ширина L=0,715 м, толгцина (расстояние между стеклами) h=0,055 м.
4	.Приведенное сопротивление теплопередаче оконного блока R"p = 0,4 м2сС/Вт.
5	.Плотность воздуха в межстекольном пространстве р - 1,3 кг/м2.
11-870
321
Пример расчета суммарной площади вентилируемых отверстий
1.	Определяем разность температур на внутренней и наружной поверхностях остекления
г.-г.4/.-О^,6420 + 30)^‘6 = 30<
Ло	V, 4
2.	Определяем разность температур воздуха (/, -Z,).'
Z, -12 = 0,45(гв - тJ = 0,45 • 30 = 13,5 °C
3.	Принимаем, что уровень температуры воздуха оконного блока понизится на 1%(C3(j=0,01), и определяем кратность воздухообмена
к =	= _	0,01(20 + 30)
р 0,28p(z, - t2)R"p 0,28-1,35 • 13,5 • 0,4 • 0,055 '
4.	Определяем объем вентилируемой прослойки:
W = Н • L • h = 1,3 • 0,75  0,055 = 0,051 м3.
5.	Принимаем среднюю величину скорости воздуха в отверстиях V=0,5м/сек и находим суммарную площадь отверстий
F~.	= 4,4.0,05! =	1о.м2
тв 3600Е 3600-0,5
6.	Для вентиляции межстеколъного пространства предусматриваются два отверстия вверху и внизу оконного блока, которые рассчитываются по формуле:
|1‘-25з€=018.10-1м=8мм.
отв
d0
Предложенная конструкция позволяет обеспечить вентиляцию наружным воздухом в межстекольном пространстве, что делает невозможным образование в нем инея и конденсата, при этом снижение теплозащитных свойств конструкции составляет 1%.
Если в вентиляционных каналах размещаются фильтры, предохраняющие от попадания пыли и грязи в межстекольное пространство, то суммарную площадь вентиляционного канала необходимо увеличить на величину, определяемую из условия:
F -CF
Гф '~'Готв ’
где F# - суммарная площадь отверстия с фильтрами (м2);
С - постоянный безразмерный коэффициент, определяемый экспериментально для каждого фильтрующего материала:
С = ^отв
322

где ioim, 1ф - коэффициенты воздухопроницаемости при одинаковой разности давлений ДР в межстекольном пространстве и наружном воздухе (например, при ЛР=10Па).
Коэффициенты воздухопроницаемости iome, для круглых отверстий с диаметрами doms, с1ф можно определить из формул:
G	4G
•	__отв _ отв .
r~i	j2 ’
Gms
G. ^<Ь
Ф Fd> ф ф
Следовательно, при G„m(, = Grf, постоянный коэффициент С равен:
i d2.
(J _ Отв _ Ф
Для окна в спаренном переплете с диаметром отверстий dtMU, - 8 мм (см. пример расчета, приведенный выше) были проведены испытания согласно ГОСТ 26602.2-99 по определению воздухопроницаемости каналов без фильтра и с фильтром. В качестве фильтрующего материала применялась пакля.
В табл.9.14 приведены расчеты испытаний воздухопроницаемости двух каналов: один без фильтра dltm„ = 8 мм, диаметр другого подбирался опытным путем таким образом, чтобы G„m„ = Gb . Как видно из табл. 9.14, диаметр такого канала оказался равным </Л=16 мм.
Таблица 9.14
Зависимость воздухопроницаемости G, м’/ч, от разности давления Др
Вентиляционные отверстия	Разность давлений Др, Па		
	10	50	100
=8мм (без фильтров)	0,65	1,5	1,9
d.=16мм Ф (с фильтрами из пакли)	0,63	1,4	1,8
Согласно испытаниям, постоянный коэффициент С равен: С = ^- = А = 256=4.
т.е. при применении пакли в качестве фильтрующего материала диаметр отверстия должен быть увеличен в четыре раза.
и
323
Глава 10
ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕ ПРИ БОРЬБЕ
С ОБРАЗОВАНИЕМ КОНДЕНСАТА
НА ВНУТРЕННИХ ПОВЕРХНОСТЯХ
ОГРАЖДАЮЩИХ КОНСТРУКЦИЙ
10.1. Постановка задачи. Основные методы защиты конструкций
При низких отрицательных температурах наружного воздуха и при определенных значениях влажности воздуха в помещении на внутренних поверхностях ограждающих конструкций наблюдается конденсация водяного пара, выпадение инея и образование наледей. Все эти явления в значительной мере снижают эксплуатационные свойства ограждений. Конденсация на внутренних поверхностях стен и покрытий нормами не допускается. Поэтому основное внимание следует уделить борьбе с конденсатообразованием в окнах и фонарях.
Рассмотрим образование конденсата на внутренней поверхности однослойного купола [70]. В климатической камере в подфонарном пространстве была создана большая влажность внутреннего воздуха. При понижении температуры воздуха в холодном отсеке камеры можно наблюдать процесс конденсации. Вначале в нижней части купола началось образование микрокапель (отпотевание), а через полчаса зона конденсации составила 90% поверхности купола. Через 1 ч у опорной части купола образовалась полоса шириной 0,1-0,15 м, покрытая каплями диаметром 0,1 мм. Затем размер капель увеличивался и через 5 ч достиг 6-7 мм. Через 5,5 ч первые капли конденсата упали на пол. Образовавшиеся на внутренней поверхности капли скатывались вниз к основанию купола, оставляя влажную полоску, и затем падали на пол.
Процесс конденсации при достижении стационарного режима показан на рис. 10.1. На вершине купола конденсация отсутствует, а к его основанию размер капель закономерно увеличивается, приводя к конденсации. В окнах процесс конденсации также начинается с нижней части ограждения.
Для того, чтобы не допустить образования конденсата на внутренней поверхности остекления, необходимо выполнить условие Te>tp.
324
Рис. 10.1. Размер капель в различных зонах образования конденсата на внутренней поверхности купола
Зоны: 1 - капли отсутствуют; 2 - капли микроскопические; 3 - капли мельчайшие; 4 - капли мелкие; 5 - капли средние; 6 - капли крупные;
7 - капли критические
Температура на внутренней поверхности остекления определяется по формуле:
Из этой зависимости видно, что тв при данной разности температур определяется значениями сопротивления теплопередаче и ограждения Ro, а также коэффициента теплоотдачи ав у внутренней поверхности ограждения.
Повысить температуру внутренней поверхности светопрозрачного ограждения можно увеличением: температуры внутреннего воздуха у остекления, сопротивления теплопередаче конструкции, коэффициента теплоотдачи у внутренней поверхности. Первым способом можно воспользоваться при защите зенитных фонарей от образования конденсата. Для этого необходимо повысить температуру в подфонарном пространстве с помощью нагревательных элементов, например, установкой трубчатых нагревателей вдоль опорного контура зенитного фонаря. В этом случае формула (10.1) примет вид:
325
T =t -Г" “ "Ф /У R ’
где - температура в подфонарном пространстве.
Повысить термическое сопротивление светопрозрачной конструкции до нужных пределов можно путем введения в конструкцию новых слоев остекления и увеличения числа воздушных прослоек. Однако следует иметь в виду, что увеличение слоев остекления ведет к снижению световой активности. Светопрозрачные конструкции с коэффициентом светопропускания ниже 0,7 становятся неэффективными уже при числе слоев остекления более трех.
Так как коэффициент теплоотдачи у внутренней поверхности ограждения состоит из конвективной и лучистой составляющей, то путем обдува внутренних поверхностей ограждения струями воздуха можно воздействовать на конвективную составляющую ав.. Облучение светопрозрачных конструкций инфракрасными источниками тепла повышает лучистую составляющую коэффициента теплоотдачи.
Окна удобнее защищать плоскими полуограниченными струями воздуха. Этот способ нашел широкое применение при защите витрин магазинов от конденсатообразования.
Зенитные фонари целесообразно обдувать осесимметричными (круглыми) струями воздуха, направленными на ограждение под прямым углом.
10.2. Защита окон полуограниченной струей воздуха [152,155,164]
Эффективным средством борьбы с холодными токами воздуха и выпадением конденсата может служить тепловоздушная завеса из полуограниченной струи.
При подаче воздуха из плоской щели вдоль поверхности окна можно поддерживать заранее заданные параметры воздуха у внутренней поверхности остекления и таким образом регулировать тепломассообменные процессы в пристенном пограничном слое.
Рассмотрим физическую картину взаимодействия ниспадающего потока, обусловленного действием свободной конвекции, и направленной вверх струи жидкости. Для рассмотрения этого явления были проведены исследования в плоском гидролотке В рабочей части гидролотка была установлена плоская стенка, в одном конце которой поместили плоское сопло для создания полуограни-
326
ченной струи воды. В плоском гидролотке невозможно получить поток естественной конвекции. Однако профили скорости в ниспадающем потоке естественной конвекции и в полуограниченной струе качественно подобны (на стенке и на значительном удалении от нее и=0, на некотором расстоянии от стенки скорости имеют максимальные значения). Поэтому холодная ниспадающая конвективная струя (поток) имитировалась также полуограниченной струей воды. Струи были направлены навстречу друг другу.
В процессе эксперимента картину распределения линий тока фиксировали двумя индикаторами - алюминиевой пудрой и бумажным конфетти. На рис. 10.2а показано взаимодействие у стенки двух струй. В зоне встречи струи пристенный пограничный слой "набухает" и отрывается от поверхности, образуя вихревую зону. Движение частиц жидкости в этой зоне носит неустойчивый характер. Здесь можно наблюдать образование и распад двух вихрей. В месте встречи струй толщина пристенного слоя принимает наибольшие значения. Исследования в гидролотке позволили создать схему течения жидкости при взаимодействии ниспадающего холодного конвективного потока и восходящей полуограниченной струи, вытекающей из сопла с шириной щели Ьо и со скоростью и0 (рис. 10.26).
У внутренней поверхности остекления образуются три области.
1.	Область ниспадающего конвективного потока, протяженность которого равна Н-хос (Н -высота окна; хос - точка отрыва ниспадающего конвективного потока от остекления).
2.	Область течения полуограниченной турбулентной струи. Протяженность этой струи следует считать от х=0 до х=хос (хос - точка отрыва струи от остекления).
3.	Вихревая область протяженностью хок-хос. Как ниспадающий конвективный поток, так и полуограниченная струя состоят из пристенного пограничного слоя дт [область изменения и от стенки (у=0) (и=0) до максимального значения скорости (и=ит)] и струйного слоя 8 протяженностью от y=3m(u=u^) до у=д(и=0). При взаимодействии конвективного потока и полуограниченной струи образуется новая струя, ось которой в зависимости от количества движения и теплосодержания струй может быть направлена под любым углом к остеклению. При расчетах тепловой зашиты окон необходимо знать место встречи струй хв, координаты хос и хок, законы трения и теплоотдачи в пристенных пограничных слоях конвективной и полуограниченной струй, а также законы теплообмена в вихревой области.
327
Рис. 10.2.а) - линии тока у остекления; б) - схема движения воздуха при взаимодействии ниспадающего потока и восходящей полуограниченной струи
Рассмотрим струю, образующуюся при истечении жидкости из сопла с шириной щели во, скоростью ио, температурой to и распространяющуюся вдоль полубесконечной пластины (рис. 10.3). При течении струи вдоль пластины образуются пограничные слои: пристенный 6т, струйный 8 и тепловой 8t. Полуограниченная струя имеет начальный участок х<хо и основной х >Хо.
Рассмотрим распространение полуограниченной изотермической и неизотермической струй вдоль плоской поверхности остекления, температура которой тв меньше температуры в помещении /в.
10.2.1. Теплообмен между ограждением и изотермической полуограниченной струей
Интегральное уравнение энергии для установившегося двумерного движения имеет вид:
1 &т
\u(t-te)dy = -q^.	(10.2)
о	Ре
328
У
Puc. 10.3. Схема полуограниченной струи dt
Так как тепловой поток q = рсра— и касательное напряжение
du трения т - pv - , to
dt
я. _
у=О
(10.3)
Pr
Допустим, что профили скорости и температуры подобны и равны:
X1/I2"
У
u-um
У 8„
x|Z|2	Z 
8.
(Ю.4)
——(Re^,5/,2)= 91AV *	’
Подставив (10.4) и (10.3) в (10.2), получим уравнение:
PrvpJ/1'8 * * * 12 
Воспользовавшись связью между законом распределения скорости и гидравлическим сопротивлением, найдем закон изменения касательного напряжения трения на стенке [164]:
Z „ х-2/13
г„ = 0,00833/л/Д	,	(10.5)
< v J
8 /т> 14/13 z7/6\ ОДЗбП	Z1 Л z\
тогда— (Re,	) =	-,4/" •	(Ю.6)
ах	PrRe, v
Это дифференциальное уравнение имеет смысл при условии,
что известны зависимости ит и ёт
329
0.5
(Ю.7)
(10.8)
Скорость на внешней границе пристенного пограничного слоя в начальном участке полуограниченной струи (x/Z>o<13) равна ит=ио и в основном участке (х>13)[155]:
^ = 3,(
«о
Толщину гидродинамического пограничного слоя дт можно определить из решения интегрального соотношения Кармана:
I е,л	, я,»
— f/ж2dy-и~ \pudy = -т„.. dr J	dx J
Зададимся профилем скорости в виде:
/	Х>/12
У 8„
и
U т
Используя зависимости (10.9) и (10.5) и интегрируя, приводим уравнение (10.8) к виду:
—4(МА) “= 0,00833^
13 т dx '	dx ™ т'	7 т
-2/13
ит8' V
После несложных преобразований получаем уравнение: -2/13
£-ит	~ = 0,00833м,
91 dr 91 dr dr
или в безразмерном виде:
6 d8 72 d г du
91 m dr 91 dx m dx
где 8m =8„,/b0-, u^uju^.
и 8Г
т л
V
-2/13
(Ю.9)
(10.10)
и 8 т /
V
Начальный участок полуограниченной струи (х<13). Здесь скорость на внешней границе пристенного пограничного слоя ит с достаточной точностью для инженерных расчетов равна скорости истечения. Тогда, интегрируя уравнение (10.10) от 0 до х, получим:
<§„ =O,2x15/l5Reo2/15,	(10.11)
где Re0 = uobo/v.
Основной участок полуограниченной струи. Учитывая, что здесь ит меняется по (10.7), уравнение (10.8) приобретает вид:
^_0.1151Х+л=0.
dr ^„2/13 х
330
Путем подстановки у = 15/13 последнее уравнение можно привести к уравнению Бернулли:
у'+ — 0,11 Зх'^У - 90- Z = 0,
Л 13 Л 13 х
из решения которого определяем толщину пограничного слоя:
5т = (0,015x14/13Re;2/13+c)13/15.
Постоянную интегрирования с находим из условия, что при х„ = 13 толщины пограничных слоев Зт в начальном и основном участках струи равны. Приравняв последнее уравнение к (10.11), найдем г_ !’73 и окончательно запишем:
Re"3
5т = l,61Re’2/15(l + 0,0088x14/13)13/15.	(10.12)
Внеся в уравнение (10.6) значение <5т из (10.11) и выполнив интегрирование, получаем:
О 91х14/13 7/6х,4/15 = 1ЛУ1Х— + Рг
Если принять, что тепловой пограничный слой от устья струи начинает формироваться одновременно с динамическим, то с=0, а е надо рассматривать как постоянный параметр процесса, зависящий только от числа Рг.
£ = 0,92 Рг 6/7.
(10.13)
Подстановка в уравнение (10.6) значений ит и из (10.7) и (10.12) и последующее интегрирование приводят к уравнению:
s,t	X1'26
£7'6х’7/,3(1 + 0,0088х14/13)14/15 = 0,065 Рг“' Г—--------.,..dx + с •
ъ v	’	/х^о + одах14'13)1'15
При изменении х от 13 до 1000 величину (1+ 0,0088х14/13)1/15 с максимальным отклонением до 5% можно заменить на х1'26. В этом случае можно провести интегрирование правой части последнего уравнения и определить:
£ = Рг
0,1 Зх27726 (1 + 0,0088х14713)14715
х = 13 и £ = 0,92 Рг-6'7 с=-1 и, следовательно,
(1 + 0,0088х14713)14715
(10.14)
331
Локальный коэффициент теплообмена можно определить из соотношения:
а 0,0083п
V/ =-------=--------------
0 рсри. Pr^Re2'15’
Подставив вместо ит и <5т их значения, найдем локальный коэффициент теплообмена:
в начальном участке струи 0,0083и„
5 0 - x2/5£'/,2PrRe2/l5 ;
в основном участке струи 0,023
5 0 ~ PrRe2/|5x"/26(l+ 0,00833х|4/13)2'|5£1/|2 '
(10.15)
(10.16)
10.2.2. Теплообмен между ограждением и неизотермической полуограниченной струей
Струя жидкости, вытекающая из сопла, может иметь температуру в устье сопла 10, отличную от окружающей среды te. В этом случае профили температур имеют на внешней границе пристенного слоя максимальные значения tm. Для расчета теплообмена необходимо знать изменение температуры на внешней границе пристенного пограничного слоя вдоль поверхности остекления. С этой целью были проведены опыты, в которых горячая струя воздуха (^>4) настилалась на холодную стенку (4>гв).
На рис. 10.4 представлен график изменения безразмерной температуры вт /вп -(tm -г„) вдоль стенки. Видно наличие двух характерных участков:
tm -ТГЪ
Рис. 10.4. Изменение максимальной температуры вдоль остекления
332
1. Начальный участок струи (х < 10), в котором максимальная температура практически равна температуре в устье струи tm=t0.
2. Основной участок (х > 10), где tm изменяется по закону:
=	(10.17)
Заметим, что формулы (10.7) и (10.17) различаются только коэффициентом. Верхний предел применимости формулы (10.17) найдем, если tm приравнять тв:
х = 10,2
с - л
За этой точкой, вниз по течению струи, температурный напор на стенке не изменяется и равен 1в-те. Средний температурный напор можно найти после интегрирования (10.17) от 0 до х:
0, =0оу-'(6,4х1/2 -10).	(10.18)
Рассмотрим теплообмен при взаимодействии неизотермической струи с ограждающей конструкцией. Интегральное уравнение энергии для неизотермической струи имеет вид
=	(10.19)
dx 0J	& oJ Р°р
Зададим профили температуры и скорости в виде /	Х1/12	z	xl/12
J	I °,)
(10.20)
Подставив (10.17) и (10.20) в ( 10.19) и проинтегрировав, получаем уравнение
Подставив вместо тт 8т ит и их значения, окончательно получаем дифференциальное уравнение
J£14'12 + 14 14„/ 0,00894л:1'13 _ О_j 16ei/2f 0,00894л1'13 __1_) =
dx +13*	+ 0,0088л и'13 х) ’ $ 1^1 ч-0,0088л-14/|3 2х )
°’008
Рг(1 + 0,0088х14/,3)‘4/13 ’
Это дифференциальное уравнение было решено численным методом для Рг,=0,5ч-10. Ниже указаны значения £ при Рг=0,72.
333
Таблица 10.1
Значения £для изотермических и неизотермических струй
X	Значение £, вычисленное по	
	численному методу	формуле (10.14)
13	1,22	1,22
20	1,60	1,65
50	1,90	3,10
100	4,27	4,50
200	5,69	5,80
500	7,20	7,50
1000	8,10	8,20
Хорошее совпадение результатов расчета говорит о том, что коэффициенты теплообмена для изотермической и неизотермической струй изменяются по одному и тому же закону.
Подставляя значение Е, из (10.14) в формулы (10.15) и (10.16) и учитывая, что в формуле (10.14) можно постоянным коэффициентом пренебречь, получаем локальный коэффициент теплообмена для воздуха (Рг=0,72):
в начальном участке струи
st0-- 0,15Re“2/15x 2/5;
в основном участке струи
5/0 = 0,037 Re02/l5x-l81/3M (1 + 0,0088х |4/в) 1/15 « 0,037Re02/,5x ’/2 Последние формулы можно записать иначе:
Nue = 0,107ReJ,3/l5x 2/15;	(10.21)
Nu0 = 0,0268 Re{,3/15 x,/2.	(10.22)
Критерий Nuo среднего значения коэффициента конвективного теплообмена получим интегрированием выражений (10.21) и (10.22), т.е. при 0 < х < 13
= 0,178 Re;3'15 х"2'5;	(10.23)
Nu0 = 0,45 ReJ,3'15 х 1 (о,12х1/2 +1).	(10.24)
Изменение локального коэффициента теплообмена вдоль пластины показано на рис. 10.5. Как видно, экспериментальные данные для воздуха (Рг=0,71) хорошо согласуются в основном участке струи с кривой, полученной по (10.16).
334
Рис. 10.5. Изменение локального коэффициента теплоотдачи вдоль остекления 1 - расчеты по (10.16) для Reo=17000; 2 - то же для Re«=38000; о - опытные данные [121] для Reo=166OO...38160
Теплообмен в вихревой области был изучен экспериментально. В опытах воздух, засасываемый воздуходувкой из помещения, подавался в плоское сопло шириной 500 мм. Подогрев воздуха осуществлялся калорифером. Объектом исследования служила дюралюминиевая плита высотой 820 и шириной 500 мм. Она имела водяную рубашку. Воду для охлаждения плиты из напорного бака подавали через термостат в нижнюю часть водяной рубашки. Температурные поля были получены при помощи интерферометра ИЗК-454. Их обработка позволила определить локальные тепловые потоки и коэффициенты теплоотдачи. С помощью интерферометра, установленного неподвижно, можно исследовать ограниченный по высоте участок (225 мм). Поэтому экспериментальная установка была расположена на подъемнике, что позволило наблюдать температурное поле по всей высоте плиты. Скорость в устье сопла вычислялась по расходу воздуха, измеренного ротаметром. Она составляла 0,5-5 м/с. Для замера температуры поверхности пластины были заложены медьконстантановые термопары.
Обработка интерферограмм и пересчет поля плотностей на поле температур проводились по методике, описанной в работах [119.120]. За место встречи струй принималась такая точка на стенке, в которой толщина теплового пограничного слоя принимает наибольшее значение. Точка отрыва пограничного слоя от стенки
335
(граница вихревой области) определялись по сечению, в котором на интерферограммах в полосах "конечной" ширины наблюдался двойной излом температурного профиля у поверхности.
На рис. 10.6 приведены интерферограммы при распространении полуограниченной струи вдоль вертикальной изотермической стенки, температура которой тв меньше температуры окружающей среды Лв. Из рисунка видно, что увеличение числа Рейнольдса при постоянных начальных температурных условиях истечения вызывает перемещение вихревой области вверх вдоль поверхности теплообменника. В то же время протяженность вихревой области увеличивается. Наблюдениями установлено, что с увеличением числа Рейнольдса происходит усиление явлений флуктуации. Наибольшее колебание изотерм наблюдается в месте отрыва пограничного слоя от стенки и во внешней части вихревой области. Наименее подвержены флуктуации слои воздуха, непосредственно прилегающие к поверхности.
На рис. 10.7 представлена обработка опытных данных, позволяющая выявить зависимости характерных координат вихревой области (верхняя граница вихревой области - хок, нижняя - хос . и место встречи потоков -хв) от начальных условий истечения струи и параметров естественной конвекции.
Экспериментальные точки аппроксимируются кривыми 1, 2 и 3 (см. рис. 10.7), уравнения которых имеют вид:
Рис. 10.6. Интерферограммы взаимодействия неизотермической полуограниченной струи с ниспадающим потоком естественной конвекции
336
Рис. 10.7 Изменение ReJGrd'3 от х для точек: 1 - отрыва пограничного слоя струи от стекла; 2 - место встречи струй; 3 - отрыва естественной конвекции от стекла
а)	для места встречи струи и потока естественной конвекции (кривая 2)
Re = ^A8,65Gr01/3x„1/2; v
б)	для точки отрыва пшраничного слоя плоской полуограниченной струи от стенки (нижняя граница вихревой области, кривая 1)
Reo = lO,3Gro'X2;
в)	для точки отрыва пограничного слоя, обусловленного действием свободной конвекции (верхняя граница вихревой области, кривая 3)
Re0=7,2G«2.
На рис. 10.8 показано изменение локального коэффициента теплообмена в вихревой области. Обработка опытных данных между точкой отрыва пограничного слоя полуограниченной струи от стенки и местом встречи (хпг < х < хй) показывает, что опытные данные в этой области можно аппроксимировать выражением (рис. 10.8а):
=O,O27Re®'87x;t°-5[l + x.(o,O93Re®-17G/;,o'33x0;5 -1)],
где Х=(х-хос)/(х,-хос).
Локальный коэффициент теплоотдачи в месте встречи струй равен Nu0 = 0,0025 Re®-7 Gr0*-33, а при х > хок
Nu, = 0,15Gr00M.
337
Рис. 10.8. Изменение локального коэффициента теплоотдачи в вихревой области: а) - при х„с<х<х„; б) - при хе<х<хок
Локальный коэффициент между местом встречи струй и точкой отрыва пограничного слоя естественной конвекции от стенки можно рассчитать по формуле
№<0 = 0,0025 Re®’7 Gr00 33 [1 + (52/Re®'7 - 1)х.'],	(10.25)
где х. = (x-xof)/(xe-xot).
На рис. 10.86 представлены результаты обработки опытных данных по локальному теплообмену в зоне х„ < х < х„д.. Зависимость (10.25) удовлетворительно согласуется с опытными данными. Интересно отметить, что при значении Ren =245 локальный коэффициент теплоотдачи в этой области такой же, как и при турбулентной конвекции, и не зависит от продольной координаты.
10.2.3. Защита рабочей зоны помещения от ниспадающих холодных потоков воздуха
В этом случае следует применять полуограниченную изотермическую струю, направленную навстречу ниспадающему потоку воздуха. Встреча ниспадающего потока с полуограниченной струей
338
происходит в том месте, где их осевые (максимальные) скорости равны между собой (wm.cm=wm.K), Для того, чтобы ось образовавшейся после встречи новой струи была направлена перпендикулярно или под некоторым углом вверх к ограждающей конструкции, необходимо в месте встречи струй выполнить условие 3j8rm <1, т.е. отношение толщин пограничного слоя конвективной и полуограниченной струй должно быть меньше или равно единице. Это условие в первом приближении означает, что количество движения полуограниченной струи больше или равно количеству движения струи, обусловленной свободной конвекцией. Так как 8гт = 0,22b [24], а 8к = 0,34$“|/6 (L - x„)l/2, то можно записать:
О,340;116(Н-х,Г t
0,22$
где O.=tK-Te - разность между температурой воздуха внутри помещения и температурой стенки; Н-высота ограждения.
Из последней формулы можно определить хе: хв=1,2^3[(1 + 1,67$;/3£)/2-1].
Теплотехнический расчет окон при защите рабочей зоны помещения от проникновения холодных токов воздуха состоит в определении теплопотерь, оптимальных значений скорости струи, ширины выходного сечения сопла и сводится к следующим этапам.
1.	По СНиП выбирают расчетные значения температуры наружного и внутреннего воздуха.
2.	Рассчитывают сопротивление теплопередаче (м2ч°С/Вт) по формуле
Величины Re, Re„ и RH выбирают по СНиП П-А.7-71 (7?в=0,133; 7?„=0,05 м2ч°С/Вт).
3.	Определяют температурный напор: t„ - тв = R(te -tH)/R0 .
4.	Находят место встречи полуограниченной струи с ниспадающим конвективным потоком:
xe=l,2(zfl-r)1/3[l-l,67(/e-rj1/3]
(температурный перепад ta — Та принимают в качестве первого приближения).
5.	Определяют оптимальное значение иаЬ^г (все физические постоянные принимают при температуре 20°С):
и^'2 =0,155(гв-тв)1/3<2.	(10.26)
339
Выбрав ширину щели сопла Ь(], находят wn.
6.	Определяют средний коэффициент конвективной теплоотдачи в зоне действия струи по формуле (10.24), которую можно представить в виде
<₽ = 148(«Д F41[042(xojZ>J’5 +1].
где координату отрыва струи от стенки находят из формулы
Хо.с. =Tlu0\!(te-Te)'3.
7.	Определяют коэффициент теплоотдачи излучением:
4,3 17 <+273? /4+273?
а= — -	- -—
100 J I ЮО J
8.	Определяют средний температурный напор в зоне действия полуограниченной струи:
Л   \   Rempel в
U	+1Г’
(J в стр
где
9.	Определяют тепло потери в зоне действия полуограниченной струи:
Qemp = (С, + «л- те )стрхос.
10.	Находят координату отрыва конвективной струи от стекла:
= 58WpZ> (<, - гв)2/3.
11.	Определяют средние коэффициенты теплоотдачи конвекцией в вихревой области по формулам £9]
«L. = 0,78(/в -т0)1/3(«Д)-°’,3[1 + 27,8(МД)ч,’и];
=27,8(/в -те)1/3(МДГ7[1 + 0,013(МД)Ч)-7].
12.	Находят теплопотери в вихревой области:
Q„o.=[(с.+J+к.к.+«лХ^.к. - xe)\te -Te)S.
где S - ширина окна.
13.	Определяют теплопотери в зоне действия ниспадающего конвективного потока:
Q. = (< + «лХ'» - TSL - xOJC)S,
340
где а* =1,4б(1е-тв)1/3- средний коэффициент теплоотдачи; Н -высота окна.
14.	Общие теплопотери окна равны:
Q - Qcmp + Q„.o + Qk 
Пример. Требуется с помощью изотермической полуограниченной струи не допустить проникновения холодных токов воздуха в рабочую зону помещения и рассчитать оптимальные параметры струи и теплопотери через окно. Строительство здания намечено в Тбилиси. Светопрозрачное ограждение состоит из двойного сплошного остекления высотой 10 ми воздушной прослойки шириной 0,3м. Коэффициент теплопроводности стекла Я = 0,8 Вт/(м-ч°С); толщина стекла 0,01 м. Расчет ведем при ширине витража Ь = 1м.
1.	По СНиП выбираем для Тбилиси температуру наружного воздуха tH = -20 °C (температуру наиболее холодной пятидневки) и внутреннего z„ = 20 °C.
2.	Вычисляем сопротивление теплопередаче:
Ro = 0,133 + 4 • 0,01(0,7 + 0,22 + 0,05) = 0,637 .
3.	Находим
t„ - тв = 0,133(20 + 20)/0,637 = 8,3 °C.
4.	Определяем место встречи струи с ниспадающим потоком: хе = 1,2 - 8,31/3 [1 +1,67 • 8,3-|/3 ] = 2,9 м.
5.	Вычисляем комплекс:
и0Ь'/2 = 0,155  8,31'3 • 2,9|/2 = 0,53 м3/2/с
и, выбрав ширину щели сопла Ьо = 5 мм, определяем оптимальную скорость:
ц, = 0,53/0,0051'2 = 7,5 м/с.
6.	Находим координату
хос = 27-0,532/8,32/3= 1,85 м
и коэффициент теплоотдачи конвекцией струи Л \0’87
7,5-0,005j [0д2(1,85/0,005)°-5 +1]= 16,2 Вт/(м2-°С).
1,85 )
7.	Определяем коэффициент теплоотдачи излучением:
<,=1,48
341
«„=4,3
20 + 273?
100 J
<11,7 + 273?
I 100 J
/-=3,96^0.
0,3
8.	Вычисляем
, = r __0,05(20 + 20)	=36„с
•	'0,637-0,133 + 0,05	’
9.	Определяем теплопотери в зоне действия полуограниченной струи:
Qcmp = (16,2 + 3,9)3,6 • 1,85 • 1 = 135Вт.
10.	Находим координату:
хок = 5,8 • 0,532 /8,32'3 = 3,94 м.
11.	Вычисляем коэффициенты теплоотдачи конвекцией в вихревой области:
аокс = 0,78 • 8,31/3(7,5 • 0,005)^13[1+27,8(7,5 • О,ОО5)]°ои = 7,3 Вт/(м2-°С);
аок = 27,8 • 8,31/3(7,5 • О,ОО5)07 [1 + 0,013(7,5 • 0,005)~°’7 ] = 6 Вт/(м2-°С).
12.	Определяем теплопотери в вихревой области:
&+>. = [(7,3 + 3,9X2,9 -1,85)+(6,1 + 3,9X3,94 - 2,9)] • 8,3 • 1 = 184 Вт/(м2-°С).
13.	Вычисляем средний коэффициент теплоотдачи конвекцией: в зоне действия ниспадающего конвективного потока
< = 1,65 • 8,31/3 = 2,9 Вт/(м2-°С)
и теплопотери
QH = (3,9 + 2,9)- 8,3 • (10 - 3,94)  1 = 342 Вт
14.	Общие теплопотери через окно высотой 10 м равны:
CU =135 + 184 + 342 = 661Вт
При отсутствии полуограниченной струи теплопотери через окно были бы равны:
a6i4 =(3,9 + 2,9)-8,3-10-1 = 570Вт.
Таким образом, при применении полуограниченной струи для защиты рабочей зоны помещения от ниспадающих холодных токов теплопотери возрастают на 15%.
10.2.4. Борьба с выпадением конденсата на внутренних поверхностях ограждений
Чтобы эффективно бороться с выпадением конденсата при небольшом термическом сопротивлении ограждения, нужно сдуть конвективную струю с наименьшими энергетическими затратами.
342
В этом случае мы можем регулировать тепломассообменные процессы у внутренней поверхности ограждения.
Повысить температуру на поверхности ограждения выше точки росы тр можно либо благодаря увеличению коэффициента теплообмена (увеличением ио и Ьо), либо повышением температуры t0 в устье струи. Хотя увеличение и0, b0 и t0 приводит к повышению тв, но комплекс и()Ь0 нужно выбрать так, чтобы встреча струй состоялась на расстоянии L от устья струи (£=хв), а затем увеличивать to до тех пор, пока не будет достигнуто условие т„ > тп.
Оптимальное значение и$2 (м3/2/с) подсчитывают по формуле.
MoZ>'/2-O,155(^-rJ1/3Z1/2.
Учитывая, что локальные коэффициенты теплообмена уменьшаются до сечения отрыва пристенного пограничного слоя струи от стенки, а затем снова увеличиваются в вихревой области, температура ограждения будет также уменьшаться до х„.с. и увеличиваться в вихревой области до хв. Поэтому наиболее опасным сечением для выпадения конденсата будет начало отрыва пристенного пограничного слоя полуограниченной струи. Это сечение определяется из уравнения
х = 27u2b(t -т)’2/3. о.с.	о о\т в)
Запишем для сечения хпг уравнение tm — = ае (t - т ), 7)	о.с. \ т в / ’
Ко
(10.27)
из которого определим температуру на оси струи:

tH ~Т,
ao<&R,+Re +ДЗ
(10.28)
Локальный коэффициент а"с равен:
гДе =1,5б(/т -тв)1/3(мД)4’’13.
Подставляя а"п с в уравнение (10.27), получаем:
3,9k -г.к +1,5б(/т -г.Г(«АГ = v 7- р • (Ю.29) LR<+ R™ + R-
Из последней формулы методом последовательных приближений находим разность температур (rm -тд). Так как для сечения хо.с справедливо равенство
343
1/2
то найдем оптимальное значение to\
to
= re+0,28(/m
(10.30)
Общие теплопотери через ограждающую конструкцию подсчитываем по формуле
CU =	+ С к - Хое Х'« - )к •
Средний температурный напор (tn - тв) равен:

-^)ср=7,2(/о
Пример. Требуется с помощью полуограниченной струи воздуха защитить светопрозрачное ограждение от выпадения конденсата. Высота ограждения 3 м; толщина стекла 10 мм; Л=0,8 Вт/м°С); t„=-20°C; te=20°C; <р=53%.
1	. По J-J-диаграмме (при 5760 мм рт. ст.) определяем точку росы г„Ю° С и по формуле (10.25) находим
и0Ь"2 = 0,155(20-10)1/33‘/2 = 0,58м3/2/с.
2	.Принимаем ширину щели сопла Ьо=10 мм и находим скорость истечения струи из сопла:
и0 =0,58/0, ОГ2 =5,8 м/с.
З	.По формуле (10.26) определяем место отрыва струи от стенки: хв с = 27 • 5,82 • 0,01/102'3 = 1,95 м.
4	.По формуле (10.28) находим:
3,9(z_-r.)+l,56(5,8 0,01)-<“(<_-r.),n=	°
v 7 Vm e/ 0,01/0,6 + 0,05
Zm-re=16°C
5.По формуле (10.29) вычисляем температуру в устье струи:
(195 Y/2
/„=10 + 0,28-16’	=62 °C.
1,0,01)
344
б.Средние коэффициенты конвективного теплообмена равны:
иктр = 1,4/5,8 9^01 J [о,12(1,95/0,Ol)*15 + 1]= 18,1 Вт/(м2-°С)
= 0,78(20 -10)'3(5,8  0,01 ) ° '3 [1 + 27,8(5,8 • 0,01)]“ю = 9 Вт/(м2-°С)
7. Находим средний температурный напор (/т - тй\р к -	= ^-^[1 + 7,2(195'/2 -3,б)]= 20,3 °C.
8. Общие теплопотери равны:
Qo6u, = (3,9 +18,1)20,3  1,93 + (3,9 + 9)10(3 -1,95) 1 = 1005 Вт.
При отсутствии полуограниченной струи теплопотери через окно составили бы 550 Вт.
10.3.	Защита зенитных фонарей с помощью обдува осесимметричной струей воздуха[70,153,164]
Рассмотрим взаимодействие осесимметричной струи, вытекающей из сопла диаметром d0, с начальной скоростью ио, с внутренней поверхностью зенитного фонаря, расположенной нормально к потоку (рис. 10.9). При взаимодействии с ограждающей конструкцией струя воздуха разворачивается и образует два пограничных слоя: струйный 8 (область изменения скорости от нуля на границе с окружающей средой до максимального значения пт) и пристенный Зт (область изменения скорости от и„ до нуля на остеклении). Проведенные исследования [153] показывают, что скорость на внешней границе пристенного пограничного слоя ит изменяется вдоль ос-
Рис. 10.9. Схема взаимодействия осесимметричной струи с внутренней поверхностью зенитного фонаря
345
текления по различным законам. Опытные данные [153], представленные в безразмерной форме на рис. 10.10, позволяют установить три характерные области течения воздуха в пристенном пограничном слое:
-	область ускоренного течения, расположенная слева от линии I-I;
-	переходная область, заключенная между линиями I-I и П-П;
-	область автомодельного течения - вдоль линии П-П.
В нашем случае диаметр сопла do намного меньше размеров зенитного фонаря. Поэтому при исследовании теплообмена между остеклением и импактной струей, областью ускоренного течения и переходной областью можно пренебречь.
Существенной особенностью течения в автомодельной области является то, что скорость на внешней границе пристенного слоя не зависит от расстояния сопла до остекления и описывается формулой:
иг,= L32Jo	(10.31)
w0 Г
Рассмотрим теплообмен между изотермической импактной струей и ограждающей конструкцией. Используя видоизмененную аналогию Рейнольдса между процессами переноса количества движения и тепла, запишем уравнение энергии в следующем виде:
±-frfu(t-le)dr = 0>0228Mm(v/Mm^)'/4(r» -ОРг, г dr *
Зададимся распределением скорости и температуры:
Рис. 10.10. Изменения ит вдоль остекления. 1-6 - опыты автора; 7,8-данные работы [259]; 9, 10 - данные [17]; 11 - расчеты по формуле (10.31)
346
(10.32)
После подстановки (10.32) в интегральное уравнение энергии получим:
0,308 Г f 5/4j "I
= в 2/зп	dr + c 	(10.33),
V V ) Рг РгД J
Так как мы исключаем из рассмотрения область ускоренного течения и переходную область, то с=0. Подставляя значение ит из (10.31) в (10.33) и интегрируя, имеем
0,294г ' -Pr8/I5Pr,2/5Re°-2 '
Ввиду того, что тепловой поток у остекления с одной стороны равен
=0,0228/*-ОРг ^РгД V v )
а с другой равен qK = а(тв - tK), то
=	- O,O228Jonm Грг1/3 рг-‘
° Я v L v )
Подставляя в последнее уравнение значения ит и 8t, получаем распределение локальных коэффициентов теплоотдачи вдоль остекления:
М/о = 0,037 Re®-8 Рг0 5 Рг,0 8 J° .
г
Для струй турбулентное число Прандтля Рг,=0,5, для воздуха Рг=0,72. Тогда
М/о =0,056Re® 8 d° . г
Если физические параметры воздуха выбрать при температуре внутреннего воздуха 20°С, то конвективный коэффициент теплоотдачи (Вт м2 °C) будет равен:
.	(10.34)
[ г j
Из уравнения (10.34) видно, что локальный коэффициент теплоотдачи уменьшается от центра зенитного фонаря до его опорной части. Наиболее опасным сечением для выпадения конденсата яв-
347
ляется сечение, где ак имеет наименьшее значение, т.е. опорная часть зенитного фонаря. Запишем для этого сечения уравнение
Подставив значение
«к
в последнее уравнение и решив его относительно ак, получим:
а ^0 + аДГ' + [(0 - aR -1)2 - 4«,я]'2	(1035)
22?
Оптимальную скорость истечения струи из сопла (м/с) можно найти из уравнения (10.34):
w0 =0,056р^ , I 4> J
где rn г - радиус опорного стакана; ак - коэффициент теплоотдачи, вычисленный по формуле (10.35).
Если сечение опорного стакана имеет форму не круга, а квадрата со стороной z, то опасное сечение будет на расстоянии г„г=0,7£.
Расстояние h от сопла до остекления должно быть h > 10Jn. В этом случае, как показывают экспериментальные данные [164], локальные коэффициенты теплоотдачи изменяются без скачков (монотонно убывают).
Пример. Требуется не допустить с помощью осесимметричной струи выпадение конденсата на внутренней поверхности двухслойного зенитного фонаря, изготовленного из органического стекла.
Данные для расчета: размер фонаря L L = l,2-1,2м, термическое сопротивление воздушной прослойки RKn-0,2м2 °С/Вт; толщина стекла 6 мм; коэффициент теплопроводности стекла 0,8 Вт/(м°С); температура наружного воздуха tH=-20°C; температура внутреннего воздуха te=20^C; относительная влажность в подфонарном пространстве <р„ ф=70%.
По J-c/-диаграмме определяем температуру точки росы: г^=14,4°С.
Вычисляем коэффициент теплоотдачи излучением:
Z.+273? 4+273?
100 J I 100 J
4,3 = 7
348
4,3 20-14,4
20 + 273?
100 J
<14,4 + 273?
I 100 J
= 3,9 Bt/(m2-°C).
Определяем термическое сопротивление:
Я(1 =	+ £ Я,. + Ren = 0,05 + 2 °^56 + 0,2 = 0,35 м2-Вт
Находим безразмерную температуру:
в =	= 20 + 20 =71
te-Tp 20-14,4	’ '
Вычисляем локальный коэффициент теплоотдачи конвекцией:
7,1 + 3,9  0,35"* + [(7,1 + 3,9  0,35 -1)2 - 4 • 3,9 • 0,35р2 2-0,37
= 12,6Вт/(м2-°С).
Выбираем диаметр сопла с^ТО мм и, учитывая, что гп с = 0,7 • 1,2 = 0,84 м, определяем оптимальную скорость истечения струи:
м0 = 0,05бГ	= 0,05бГ -°’—12,61 = 18м/с.
I J I 0,07 )
10.4.	Обогрев подфонарного пространства
Число слоев (1, 2 или 3) светопропускающего заполнения зенитных фонарей определяется из условия невыпадения конденсата на внутренней поверхности остекления (те>тр). В цехах с повышенной влажностью и в условиях сурового климата невозможно выполнить это условие, если число слоев остекления менее трех. В этом случае для борьбы с образованием конденсата на внутренних поверхностях фонаря можно применять дополнительный обогрев подфонарного пространства трубчатыми нагревателями, расположенными вдоль нижнего периметра опорного контура фонаря. При этом температура поверхности нагревателей не должна превышать 80°С. Образующиеся над нагревателями теплые струи воздуха расходуют одну часть своего тепла на нагрев зенитного фонаря, а другую - на подогрев воздуха в подфонарном пространстве. Тепловые струи, взаимодействующие с внутренней криволинейной поверхностью зенитного фонаря, имеют много общих черт с тепловыми струями, настилающимися на внутреннюю поверхность окон. Различие состоит в том, что в зоне действия теплой струи у окна температура 4 постоянна, а в зоне действия
349
конвективной струи у фонаря температура в подфонарном пространстве сильно изменяется. Это отличие накладывает отпечаток на изменение максимальной температуры tm и коэффициента конвективной теплоотдачи ак вдоль поверхности зенитного фонаря.
С целью изучения теплопередачи через зенитные фонари при дополнительном обогреве подфонарного пространства автором были проведены исследования на моделях фонаря с использованием интерферометра ИЗК-454 и в климатической камере на конструкциях, выполненных в натуральную величину.
Экспериментальная установка для проведения опытов с использованием интерферометра состояла из теплообменника полуцилин-дрической формы диаметром 1м, который охлаждался водой, поступавшей из термостата. Воду в термостате охлаждали льдом и таким образом регулировали температуру поверхности теплообменника от 2 до ЗО°С. Теплообменник опирали на стакан высотой 200 мм, к боковым поверхностям которого крепили трубчатые электрические нагреватели различного диаметра (12 и 40 мм). Подводимую к электронагревателям мощность регулировали автотрансформатором. На поверхностях нагревателей, а также на теплоотдающей поверхности теплообменника были установлены термопары.
На рис. 10.11 приведена интерферограмма при взаимодействии холодной ниспадающей струи и теплой восходящей конвективной
Рис. 10.11. Интерферограмма изотерм в подфонарном пространстве зенитного фонаря
350
струи, образующейся над цилиндрическим нагревателем . При встрече теплая и холодная струи сливаются в одну. У внутренней криволинейной поверхности зенитного фонаря образуются три характерные области: теплой струи, вихревая и холодного ниспадающего потока. Благодаря взаимодействию холодной и теплой струй воздух в подфонарном пространстве интенсивно перемешивается. Для определения теплопотерь через зенитный фонарь и расчета температур на поверхностях зенитного фонаря необходимо знать зоны действия теплой и холодной струй, изменение максимальной температуры на оси теплой струи, а также локальные и средние коэффициенты теплоотдачи.
Обработка интерферограмм и анализ опытных данных показывает, что при значениях критерия Грасгофа:
Gr0=g/3(t0-?e)d3Jv2<W6
в зоне действия теплой струи наблюдается ламинарный режим движения воздуха. В этом случае максимальная температура на оси теплой струи tm (рис. 10.12а) зависит от относительного расстояния х = x'dn и температур тв, tntp; при х > 1 она определяется из выражения
> V'2
А ] X )
AzL 4-С.
(10.36)
Z"!	=0,32
'о-Тв
где х - расстояние, отсчитываемое от верхней кромки нагревателя по криволинейной поверхности зенитного фонаря .
Средний температурный напор (rm-re) определяется интегрированием формулы (10.36) от 0 до L (где L -дальнобойность тепловой струи):
1/2

= 0,64 Г<
d0_ L
При значениях критерия Grn = gfl(tn - ?„)d3 'v2 > 106 у остекления наблюдается турбулентный режим движения воздуха. При турбулентном режиме изменение максимальной температуры по оси теплой струи такое же, как и при взаимодействии конвективной струи вертикальной поверхностью, т.е.
tm ~-^ = 0,2s(&e | х-0’8,
А) ~	\)
где i90 = t0 - tn ф; tn ф температура в подфонарном пространстве.
351
Рис. 10.12. а) - изменение максимальной температуры по оси струи; б) - зависимость локального коэффициента теплоотдачи от х: D=400mm; 1 - с!0=12мм; t^HOXl; 2 - 40; 76; 3 -12; 80; 4 - 40; 55; 5 -12; 156; 6 - 40; 91; D=1000мм; 7 - ао=4Омм; t0=54 <С; 8 -12; 134; 9 - 40; 76; 10 - 40; 98; 11 - 12; 137; 12 -12; 112; 13 -расчеты по (10.36); 14 -расчеты по (10.37)
Локальные коэффициенты теплоотдачи для турбулентного режима можно рассчитывать по теоретической зависимости (8.8). При ламинарном режиме коэффициенты теплоотдачи у внутренней поверхности (рис.10.12б) остекления находят по формуле:
№/o=0,6Gro'/4| 0
I х J
Полученные зависимости позволяют рассчитать температурное поле на внутренней поверхности зенитного фонаря. При этом необходимо знать температуру в подфонарном пространстве. Исследования в климатической камере позволили определять не только tnih, но и оптимальное количество тепла, необходимое для того, чтобы устранить выпадение конденсата. В климатической камере исследовали конструкцию зенитного фонаря со светопропускающим элементом в виде
352
двухслойного купола с размером светового проема 1,4x1,2 м. Купол устанавливали на опорный стакан с наклонными гранями. Климатическая камера имела теплый и холодный отсеки. В холодном отсеке можно было достичь температуры воздуха -ЗО°С. Дополнительное тепло, необходимое для обогрева подфонарного пространства, создавалось трубчатыми электронагревателями (ТЭНами), размещенными по периметру опорного стакана.
Теплотехнические характеристики определяли исходя из условия постоянства теплового потока по сечению фонаря. Теплотехнические исследования конструкций зенитного фонаря проводили при 18 различных температурно-влажностных режимах, характеристики которых приведены в табл. 10.2.
Таблица 10.2.
Температурно-влажностные режимы испытаний конструкций зенитного фонаря
Режим	Температура наружного воздуха, t„,°C	Температура внутреннего воздуха, /в,°С	Относительная влажность, <рв, %	Температура нагревателя, t^C	Дополнительное тепло, С, Вт
1	-24,2	24,4	44	-	-
2	-20,9	22,1	49	234	645
3	-25,8	19,7	63	241	788
4	-22,9	24,7	69	265	900
5	-24,9	18,3	77	315	1050
6	-22,5	19,0	70	179	730
7	-24,8	19,6	62	140	623
8	-21,7	18,3	81	182	876
9	-23,3	19,9	68	151	700
10	-17,9	20,4	62	121	450
11	-18,2	20,5	64	141	473
12	-19,9	18,3	69	209	570
13	-17,2	18,8	79	179	695
14	-12,0	18,8	79	144	480
15	-12,8	18,6	61	123	220
16	-13,5	19,2	56	65	160
17	-13,6	20,4	46	45	76
18	-14,6	21,7	48	50	103
12 - 870
353
При этом ТЭНы были размещены по двум коротким сторонам опорного стакана (два ТЭНа) или по всем его четырем сторонам (четыре ТЭНа).
Из табл. 10.2 видно, что в опытах относительная влажность внутреннего воздуха изменялась от 44 до 81%, а расход дополнительного тепла, при котором не происходит выпадение конденсата на внутренней поверхности фонаря, составлял 76 .1050 Вт. Анализ результатов исследований показал, что при двух ТЭНах расход дополнительного тепла на 20% больше, чем при четырех. Таким образом, расположение ТЭНов по всем сторонам стакана обеспечивает наименьший расход тепла.
Расход дополнительного тепла увеличивается при снижении температуры наружного воздуха и увеличении его относительной влажности. При практических расчетах обогреваемых двухслойных зенитных фонарей можно пользоваться графиком, показанном на рис. 10.13. График позволяет найти оптимальное количество дополнительного тепла, необходимого для устранения конденсатообра-зования с 1м2 зенитного фонаря.
Рис. 10.13. График для определения расхода дополнительного тепла в зенитном фонаре: а) - с однослойным; б) - с двухслойным остеклением
354
В климатической камере определяли температуру и влажность в подфонарном пространстве. На рис.(10.14) приведены графики изменения температуры и относительной влажности воздуха по высоте климатической камеры. При отсутствии дополнительного обогрева (режим 1) отмечено незначительное повышение температуры и понижение относительной влажности в подфонарном пространстве». При дополнительном обогреве (режимы 3, 7) изменение температуры и относительной влажности воздуха до перекрытия имеет почти такой же характер, как и без обогрева, в подфонарной зоне отмечается резкое повышение температуры и понижение относительной влажности. Наибольшее значение температуры и наименьшее значение относительной влажности наблюдаются на расстоянии 100 мм от внутренней поверхности остекления.
Температуру в подфонарном пространстве при наличии системы обогрева в первом приближении можно определять по формуле 1„.Ф = tp., + Д/(я - 2)+ °33^ОИ,
где , - температура в рабочей зоне, °C; А/ - температурный градиент, °С/м; Н высота помещения, м; дйпп - количество дополнительного тепла, Вт/м2.
Рис. 10.14. Распределение температуры и относительной влажности по высоте климатической камеры
12*
355
Глава 11
ЭКОНОМИЯ ЭНЕРГИИ
ПРИ СТРОИТЕЛЬСТВЕ И ЭКСПЛУАТАЦИИ ЗДАНИЙ ДЛЯ ХРАНЕНИЯ КАРТОФЕЛЯ И ОВОЩЕЙ
ИЛ.Общие положения
Экономия первичных энергоресурсов при строительстве и эксплуатации зданий овощехранилищ является важной народнохозяйственной задачей.
Хранение картофеля и других овощей производится россыпью в закромах и без закромов (навалом). Продукцию также хранят в контейнерах. Если жилой дом является средой обитания человека и средой его жизнедеятельности, то овощехранилище также является средой обитания для картофеля, лука, свеклы и моркови. В хранилищах с помощью ограждающих конструкций, а также системы отопления и вентиляции, необходимо создать особый микроклимат помещений. Человек может выжить в довольно широком диапазоне изменения температур (от минус 50°С до плюс 50°С), влажности (от 10 до 100%), скорости ветра (от 0 до 90 м/с). Овощи при длительном хранении выживают при сравнительно узком диапазоне изменения температур в помещении, например, картофель при 2-j4°C, лук -от минус 1°С до плюс 1°С. Картофель и корнеплоды хорошо хранятся при 90-95% влажности внутреннего воздуха, а лук - при 70-90%. При этом влаговыделения не должны превышать для картофеля 4,5 г/(т-ч), а для корнеплодов - 6,2ч-7,2г/(т-ч).
Биологическая жизнь картофеля и овощей от рождения до употребления их в пищу протекает по законам функционирования живого организма. В процессе жизни интенсивность обмена веществ, происходящих в продукции, различна и зависит от параметров наружного воздуха (температуры, влажности и скорости движения воздуха). В период хранения картофеля и овощей интенсивность обмена веществ в продукции необходимо замедлить до минимальных величин.
Картофель, как и человек, в процессе хранения дышит. В результате его дыхания выделяется углекислый газ и тепло. Для предупреждения кислородного голодания продукции необходимо применять естественную или механическую вентиляции, а для уменьшения интенсивности дыхания следует снижать температуру воздуха до
356
2-ь4°С. Хранение картофеля и овощей с применением естественной вентиляции приводит к большим потерям продукции, так как она обеспечивает только 10% требуемого воздухообмена.
Эффективность загрузки хранилища можно оценивать по коэффициенту использования его внутреннего объема (по отношению объема, занятого продукцией, к внутреннему объему хранилища, м3/м3), который, по данным [75], равен при хранении навалом 0,83, в закромах - 0,72 и в контейнерах - 0,53. Энергоэффективность при эксплуатации хранилищ зависит от эффективности его загрузки и, в частности, от высоты размещения картофеля и корнеплодов. При их размещении в закромах слоем до 2 м эффективность загрузки составляет 40-45% [217]. Только при загрузке хранилища навалом можно максимально сократить потери массы продукции. При этом, чем больше высота слоя продукции, тем выше энергетическая эффективность хранилища. В некоторых хранилищах достигнуты высокие результаты хранения картофеля при высоте слоя 8-ь 10 м.
В нашей стране строятся овощехранилища по типовым проектам вместимостью от 1 до 10 тыс.тонн, рассчитанные для климатических условий с температурой наружного воздуха -20; -30; -40°С. Наиболее энергоэффективными являются хранилища, построенные в г. Орле и г. Брянске, вместимостью по 10 тыс. тонн. Они представляют собой здания полузаглубленного типа размером в плане 24x108 м. Высота насыпи в средней их части достигает 9,6 м.
В настоящее время перед учеными, проектировщиками и строителями стоит задача строительства еще более крупных комплексов вместимостью до 25 тыс.тонн продукции. При эксплуатации овощехранилищ необходимо сохранить массу продукции с необходимым химическим составом. Избежать потери массы невозможно. Практика хранения овощей и картофеля показывает, что минимальные потери составляют 7%, а максимальные - 25% и выше. Основной причиной потери массы картофеля является испарение с поверхности клубней воды. Если хранить картофель при относительной влажности воздуха в пределах 80 - 95%, то потери массы можно сократить в два раза. Исходными данными для теплофизического расчета зданий овощехранилищ являются климатические параметры наружного воздуха и требования к микроклимату помещений и ограждающим конструкциям, которые изложены в нормативном документе [195]. В период хранения допустимые колебания температуры в массе продукции не должны превышать 1-2 °C, а относительной влажности 5-10%. Такие требования могут быть достигнуты при достаточно высоких уровнях теплозащиты наруж
357
ных ограждающих конструкций и высокой надежности оборудования систем отопления и вентиляции.
Тепловой режим картофелеовощехранилищ характеризуется довольно небольшими тепловыми потоками, небольшими перепадами температуры и относительной влажности воздуха. Это накладывает жесткие требования к точности поддержания системами автоматического регулирования параметров внутреннего воздуха с учетом погрешности приборов в системах автоматики.
Основное назначение ограждающих конструкций овощехранилищ - предотвратить отрицательное влияние на микроклимат низких температур наружного воздуха в зимний период, высоких температур и интенсивной солнечной радиации в весеннее время. Совместно с системами отопления и вентиляции стены и окна должны обеспечивать в течение длительного периода оптимальные температурно-влажностные режимы хранения продукции, а также защищать ее от неблагоприятных воздействий внешних климатических факторов. Ограждающие конструкции хранилищ должны иметь необходимые теплозащитные свойства и обладать высокими эксплуатационными качествами.
Уровень теплозащиты ограждающих конструкций тесным образом связан с теплофизическими процессами, протекающими в насыпи хранимой продукции. Масса хранимой продукции представляет собой среду с постоянно действующими источниками тепло- и влаговыделений. Только комплексный подход с одновременным учетом параметров наружного климата, внутренней среды и тепломассообменных процессов, происходящих в массе продукции, а также в самом хранилище позволяет решить задачу проектирования наружных ограждающих конструкций с наименьшими затратами энергии.
По технологическим условиям хранения температура и относительная влажность воздуха верхней зоны хранилища должны находиться в соответствии с микроклиматом межклубневого пространства слоя продукции. Такие условия определяются постоянным обменом воздуха межклубневого пространства слоя и воздуха хранилища. Необходимость поддержания параметров воздуха в хранилище в заданных пределах обусловлена не только оптимальными температурно-влажностными условиями хранения, но также обеспечением условий, препятствующих образованию конденсата на поверхности клубней и на внутренней поверхности ограждающих конструкций. Поэтому обоснование и разработка способов, устраняющих образование конденсата, является существенным фактором по обеспечению нормальных условий технологического
358
режима хранения. Опыт эксплуатации хранилищ показывает, что наибольшие отклонения от требуемых параметров наблюдаются в верхнем слое насыпи. Слой продукции толщиной до 0,5 м подвержен усушке и увлажнению, что приводит к более интенсивному распространению микробиологических заболеваний и является одной из основных причин потерь продукции.
Особо важной проблемой является бесперебойное снабжение зданий хранилищ электроэнергией и бесперебойная работа оборудования, которое создает необходимый тепловой и влажностный режим в помещениях. При ремонте оборудования или аварийном отключении электроэнергии нужно знать время, в течение которого будет обеспечена сохранность продукции.
При неправильном проектировании крупных хранилищ навального типа вблизи наружных ограждений возможно промерзание клубней, в то время как в центральной зоне хранилища из-за внутренних выделений продукции могут появиться зоны самовозгорания.
В конце прошлого века расчет хранилищ производился согласно требованиям СНиП П-3-79*’ “Строительная теплотехника” [192], СНиП 2.10.02-84 “Здания и помещения для хранения и переработки сельскохозяйственной продукции” [195] и ОНТП 6-96 “Нормы технологического проектирования зданий и сооружений для хранения и обработки картофеля и овощей с учетом особенностей теплообмена в этих зданиях” К этим нормативным документам было выпущено “Пособие по теплотехническому расчету зданий для хранения и переработки картофеля и овощей’’ разработанное совместно двумя институтами: Гипронилсельпромом (авторы Лусто В.П., Бурцев В.И. и Лисовская З.П.) и НИИ строительной физики (автор Савин В.К.) [144]. К недостаткам этого документа следует отнести тот факт, что уровень теплозащиты ограждающих конструкций определялся из условий стационарного теплообмена. Однако в нашем мироздании все процессы и явления происходят при нестационарных условиях теплообмена. В расчетах жилых и общественных зданий можно не учитывать нестационарность процессов и явлений, так как это не приводит к большим ошибкам. В то же время при расчетах зданий овощехранилищ этого делать нельзя, потому что продукция хранится в очень узком диапазоне температур и влажности. Она чувствительна как летом, так и зимой к постоянно меняющимся климатическим условиям.
Одной из главных причин высоких потерь сельскохозяйственной продукции является неумение проектировщиков отслеживать и использовать экспериментальные и теоретические исследования ученых с целью расчетов в холодные и теплые периоды года нестацио
359
нарных тепломассообменных процессов. Сегодня возможно проводить такие расчеты для различных типов хранилищ и определять локальные температуры и влажности в любой точке хранимой продукции в течение всего срока хранения. Кроме того, проектирование следует вести таким образом, чтобы обеспечить не только сохранность картофеля или овощей, но и не допустить преждевременного разрушения ограждающих конструкций здания. Разумеется, необходимо, чтобы расходы на строительство и эксплуатацию хранилищ в энергетических единицах измерения были бы минимальны.
В настоящей главе в основном изложены результаты исследований автора и его аспирантов Лисовской З.П. и Моисеенко А.М. [31, 32, 93, 94, 129, 130, 144, 160, 161, 164, 166].
11.2. Теплоустойчивость ограждающих конструкций
Теплоустойчивость ограждающих конструкций играет важную роль для сохранения картофеля и овощей. Она тесным образом связана с экономией энергии при эксплуатации хранилищ. Периодические воздействия параметров наружного климата, особенно в зимний и весенне-летний периоды года, вызывают колебания температуры внутренних поверхностей конструкций и, таким образом, нарушается тепловой, воздушный и влажностный режимы в хранилище. При расчете теплоустойчивости хранилищ необходимо выбрать такой уровень теплозащиты ограждений, при котором колебания температур на внутренних поверхностях покрытия и на поверхности продукции были бы минимальными.
Теоретические исследования теплоустойчивости наружных ограждающих конструкций изложены во многих работах и, в частности, в [21, 112, 200, 207]. Однако для картофелеовощехранилищ подобные исследования отсутствуют. Нами выполнены исследования теплоустойчивости хранилищ и разработана методика расчета температурных полей, которая позволяет определить поступление тепла в верхнюю зону хранилища и продлить срок хранения продукции, используя естественный холод.
Многослойные наружные конструкции являются наиболее распространенными при строительстве зданий овощехранилищ.. Ограждение (покрытие или стена) по толщине состоит из нескольких последовательно размещенных однородных слоев различных материалов, расположенных перпендикулярно направлению координатной оси. Математическая модель для расчета теплоустойчивости трехслойной ограждающей конструкции (покрытия или стены) была разработана и решена в работах Моисеенко А.М. Она вклю-
360
чает в себя (рис. 11.1) систему уравнений — теплопроводности покрытия (11.1) и слоя сельскохозяйственной продукции (11.2), а также начальные (11.3) и граничные (11.4) - (11.9) условия:
dt,	d2ti 7=1,23;	(11.1)
ОТ	ох с	(И.2)
dt dt	
	(11.3)
dr dx	
t ~ 0> G = Go» G — Go» G — Go ’ G - Go > * - G >	(И.4)
x = 0;	^^ = aH(t,-t ); ox	(H.5)
dt.	
x = s-	t.=t2; OX	ox	(11.6)
dL do	
x = 32;	—- = Л'—G=G’- 2 '	2 sy	Jx-s’	2	3' 8x	8x	(11.7)
x = ^3;	" v- = «XG - 7W)+ak (t3 8x	(H.8)
Рис. 11.1. Расчетная схема теплоустойчивости ограждающей конструкции хранилищ: 1 — внешний фактурный слой ограждения; 2 - эффективный утеплитель; 3 - внутренний фактурный слой; 4 — внутренний воздушный слой хранилища; 5 — слой насыпи продукции.
361
* =	-Л4^ = а,^(т)-е4)-а,(/4-1в);	(11.9)
дх
x = L; t4=t-t0;	(11.10)
где ^(т)=Г}Ц,	*7(г) = ^Ц.	(Н.П)
В (11.1) входят три дифференциальных уравнения:
-	при j = l для внешнего слоя покрытия (стены), где ((х,т) -температура, а,- коэффициент температуропроводности внешнего слоя покрытия (стены);
-	при 7 = 2 для утеплителя, где /2(х,г) - температура, а2- коэффициент температуропроводности утеплителя;
-	при 7=3 для внутреннего слоя покрытия (стены), где /3(х,г) -температура, а} - коэффициент температуропроводности внутреннего слоя покрытия (стены).
В правую часть уравнений (11.2) и (11.3) входят слагаемые, учитывающие контактный теплообмен между пористым телом (продукцией) и воздухом, движущимся внутри насыпи со скоростью V. Здесь Pi=aS/(pecem)y /32=о(5/(ркск(1-тп))-, S - удельная поверхность насыпи; рв, св- плотность и удельная теплоемкость воздуха; рк, ск -плотность и удельная теплоемкость продукции; m - пористость насыпи; а - коэффициент теплообмена между продукцией и воздухом, который определяется формой, размером включений (элементов пористого тела), физическими свойствами, скоростью воздуха и принимается в виде [75]:
а = 1,5 + 43v .
В уравнении (11.2) учитываются внутренние источники тепла (биологические тепловыделения продукции). Здесь /4(х,г) - температура продукции, а4 - коэффициент температуропроводности ее, q/c - постоянно действующий источник тепла [75], общее количество которого определяется из уравнения:
-^ = ^, q = q0expb6,
где q0 - количество тепла, выделяемого при 0°С, Вт/кг;
b - температурный коэффициент, характеризующий скорость распада веществ в сырье, (1/°С);
0 - температура сырья, (°C);
с - удельная теплоемкость сырья, Дж/кг°С.
Как показали опыты, изменение температуры в слое сельскохозяйственной продукции при самосогревании подчиняется линейному закону. Причем скорость прогрева весьма мала и не превы
362
шает для лука 0,03°С/ч, для картофеля 0,05°С/ч. Поэтому можно qr,expb6
линеаризовать отношение — в определенном интервале тем-с
ператур, т.е. представить это отношение в виде:
Чо&УЬв =M0 + N,	(11.12)
с
N
где-----коэффициент линеаризации экспоненты, °C.
М
N
Так, например, для слоя картофеля — = 12,74 - в интервале М
температур от 0°С до 7,5°С.
Таким образом, уравнение (11.2) можно переписать в виде:
ст сх
Все теплофизические характеристики и начальные температуры предполагаются постоянными величинами, так же как и коэффициенты теплообмена	, определяемые из эксперимента.
Аналитическое решение уравнений (11.1)-(11.10) с учетом соотношения (11.12) затруднено по ряду причин. В (11.5) t можно представить в виде гармоники, аппроксимирующей ход суточного изменения наружного воздуха, т.е.
t = A cos(<yг + <р) + В,
где А - амплитуда гармоники температуры наружного воздуха;
В - среднесуточное значение температуры наружного воздуха; а> - частота колебаний;
ср - фаза колебаний.
Решение затруднено и наличием условий (11.8), (11.9), в которые входят неизвестные величины:
а) в (11.8) и//(г),
б)в(11.9) /4Ци£(г).
Считая, однако, £(г) и г/(т) искомыми величинами для (11.1) — (11.10), можно свести эту краевую задачу для их определения к паре интегральных уравнений типа свертки. С помощью операционного метода такие интегральные уравнения преобразуются в алгебраические, но для изображенных по Лапласу функций т](т),
363
Определяя в пространстве изображения F] ,F2 и с учетом численного преобразования Лапласа, получим	а значит,
/2, t3, t4 по известным методам.
Обозначим
00
L[f]= \f(x,r)e-s'dT, Z[^ = F„ L[t]\= F2, L[t]=Tt, z = 1,2,3,4. 0
Известно,что £[в]=—, Zpv]=—, £[r 1= —, 5	S ’ S
(	\1 .SCOS69 + <WSinfi>
L\A cosk»r + <p)\ = A--------——.
s + co
В изображениях (ll.l)-(ll.lO)они примут вид:
sTi-ti0=atT^, / = 1,2,3,	(11.13)
sT4-t40=a4T4+MT4 + N/s,	(П.14)
’	11 и 1	2	2	’
V	s + co s J
x = 8i,AiT;=Air2,T,=T2-,	(11.16)
x = 82,A2T; = ^,T2 = T3-	(11.17)
x = 83,-W; = aXT3-F2)+aAT3-± ;	(11.18)
\	5 7
х=г>4,-лл=«Хл-г4)-«А-^|,	(И19)
Т4 ограничена при x —> oo; (7'4=/ft).	(11.20)
Согласно изложенному при модельной задаче методу, следует в конечном итоге рассматривать как уравнения для определения Ft и F2. С учетом (11.20) решение уравнения (11.14) будет иметь вид:
1с — Xf ") f	KJ
Т4=Дехр - -----х	(11.21)
а4 j s- М s-M
Постоянную интегрирования Д выразим через изображения известных величин /'l(s), воспользовавшись условием (11.19), тогда получим:
?;=/;Мл-л(Л	(п-22)
где
364
s-M
«4
/
аяехр
к
*2
exp -
s-M с ----
«4
Л
Обозначив C(s)= —	- ^5COS^> + 6)S^n<z> и подставляя общие
5	5	5 + а>
решения (11.13):
в условия (11.15), (11.16), (11.17), (11.18), получим для определения Ci;, С21 систему из шести линейных уравнений, в которую входит и F2:
365
Решая эту систему, найдем коэффициенты CVl,C2i, а значит, и 7],Г2,Т3, выраженные через изображения известных функ-й	Ний и F,(s\
ii;	Таким образом, в пространстве изображений определены изо-
i|,	бражения всех через известные величины и FX,F2.
|;р	Для определения F{ и F2 воспользуемся условиями (11.11).
|	В принятых обозначениях
t	=
<	-/2(4
или
Л(^)-Л(^3И
.M^-/A)=f2.
Откуда получаем:
366
F
1 i+z&kto) ’
(11.23)
2
(11.24)
Равенствами (11.23), (11.24) функцииF{(s),F2(s) полностью определены:
7} - c./S/j —x + c2ich —x + — ,i = 0,1,2,3;	(11.25)
у a. ya, s
T.=- /,(4 	(11-26)
1 + Ji (Ai )jа (A)
Перевод F((.s), F2(sl 7](x,s) при i = 1, 2, 3, 4 в оригиналы, то есть получение £(т), г}(т), /,.(х,г), следует осуществлять по соотношению (11.11):
£(<?) = £Xsin(2« + 1)6'; ^) = Jcmsin(2w + 1)6»,	(11-27)
/?=0	/и=0
/,(#,х) =	(x)sin(2w + l)0, в = arccose (r, /=1,2,3,4.	(11.28)
л-0
Коэффициенты C„,Cm,C' определяются, как было показано выше, из решения системы линейных алгебраических уравнений.
Отдельно определяются температуры t при известном значении t4.
11.3. Тепловой режим в хранилище при отключении системы энергоснабжения
При отключении системы энергоснабжения возникает необходимость оценить теплоустойчивость зданий картофелеовощехранилищ и определить время, в течение которого не погибнет продукция.
При ремонте оборудования также необходимо знать время, в течение которого обеспечивается сохранность продукции. Все хранилища относятся по степени обеспечения надежности энергоснабжения к третьей категории, при которой допускается аварийное отключение энергоснабжения на срок до 24 часов. При аварийном отключении источников энергоснабжения, когда создаются неблагоприятные условия хранения продукции, необходимо исследовать теплоустойчивость ограждающих конструкций овощехранилищ. В этом случае согласно нормам технологического проектирования [135], в летний период эксплуатации хранилищ макси
367
мально допустимую температуру поверхности насыпи продукции следует принимать на два градуса выше рекомендуемой по нормам технологического проектирования, а в зимнее время ее принимают при хранении корнеплодов и овощей на один градус ниже минимального значения, допустимого нормами технологического проектирования, а для картофеля - равной 0,5°С.
Для определения времени, допустимого на ремонт электрооборудования, в течение которого обеспечивается сохранность продукции при отключении всей системы энергоснабжения, была рассмотрена математическая модель, которая разработана на основе взаимосвязанного учета переноса тепла и влаги между ограждающими конструкциями, помещением здания и насыпью продукции.
Рассмотрим тепловой режим помещения хранилища, в котором картофель хранится навалом. Систему взаимосвязанных дифференциальных уравнений можно записать в следующем виде [94]:
/ = 1’2’3;	(1L29)
от dx
& = a^+M4+N-^[f(tJ-d];	(11.30)
от дх	1 - с
(П.3!) дт £ дх £
Граничные условия имеют вид:
_	„ dt,
х = 0; Al-L = aH(tl-ti ), дх
с , dt. , dt,
х = 8,; Я.—- = Л,—t,=t‘ дх дх
_	. dt,	dt,
х — 32, Zj	— Я, ——, t2 —t3;
dx	dx
X =	~ ал(?з — ^|х=#4) + aKt(h
X = L-, t4=f(r),^- = 0.
dx
Здесь Z, - температура, индексы Z Г, 2, 3, 4 обозначают соответственно внешний фактурный слой (0<х<<5,), утеплитель ( <5, < х < 82), внутренний фактурный слой (32 < х < 83) стены (внешнего покрытия), продукцию (84 < х < L); индекс в соответст
368
вует воздушной зоне 8} < х < <5А; а, D, а - коэффициенты температуре-, теплопроводности, диффузии, теплообмена; d, £ - влагосо-держание, пористость; т - время; q„ - теплота парообразования; М, N- известные физические постоянные (см. уравнение (11.12):
Рфс„
где £и - испарительная способность элементов насыпи, доли единицы;
FH - удельная поверхность насыпи;
0- коэффициент влагообмена;
с„ - теплоемкость насыпи;
Рф - физическая плотность продукции;
£=161332 Па - переводной коэффициент.
При этом температура te внутри хранилища при неработающей системе энергоснабжения не будет поддерживаться постоянной, а будет являться функцией временит . Тогда к уравнениям (11.30) и (11.31) необходимо добавить уравнение баланса тепла для воздуха в зоне <5з <х<84 (рис.11.1):
— =------------rLz. (/,I .	(/	. jl, 3,<х<34,
дт Ac«(^4-^)L V х=йз	V /J
где Cg - удельная теплоемкость воздуха;
Р" - плотность воздуха;
84 - 83 - расстояние между внутренней поверхностью ограждения и поверхностью насыпи продукции;
^з|х=^ * температура на внутренней поверхности покрытия;
| л=й4 ' температура на поверхности насыпи продукции;
ак - конвективный коэффициент теплоотдачи между внутренней поверхностью ограждения и воздухом;
- конвективный коэффициент теплоотдачи между поверхностью слоя продукции и воздухом.
В уравнениях (11.30), (11.31) учитываются внутренние биологические тепловыделения продукции, аппроксимируемые линейной зависимостью, а также тепловлагоперенос с учетом линеаризации - равновесного влагосодержания воздуха от температуры на интервале возможного изменения температуры продукции t4 . При этом /(^4)=a/-he/U где ai=0,004 кг/кг, «/=0,000248 1/°С.
Функция f\t4) аппроксимирует точную кривую при отклонении до 3% в пределах температур от 0 до 50°С.
Начальные условия принимаются по [93].
13 - 870
369
В рассматриваемом нами случае система вентиляции не функционирует и температура продукции t4 со временем в глубине насыпи постепенно возрастает за счет самосогревания клубней. Поэтому в качестве граничного условия при х=£ рассматривалось условие 1-го рода. Причем функция /(т) принималась в виде:
/(*)=*„
где tm _ температура массы продукции в момент отключения системы вентилирования, °C;
к - темп разогрева продукции за счет внутренних тепловыделений, °С/ч.
Коэффициент А: выбирается из эксперимента. Например, согласно опытным данным |132] при исследовании насыпи картофеля без ее вентилирования темп разогрева к = 0,05 °С/ч.
Для решения поставленной краевой задачи была построена неявная разностная схема, аппроксимирующая исходные уравнения в частных производных системой алгебраических уравнений. Полученная система решается методом прогонки. Разностная схема и решение данной задачи выполнены А.М. Моисеенко. Программа, реализующая этот алгоритм, написана на языке Фортран для ПЭВМ. Построенная математическая модель позволяет рассчитывать время, необходимое на ремонт системы энергоснабжения на фоне заданных погодных условий, а также дает возможность проследить за ходом температур в хранилище во время аварийной ситуации как для i < 3, так и для произвольного количества слоев ограждающих конструкций. Это делает возможным «проигрывать» на ПЭВМ различные варианты в случае отключения источников энергоснабжения в хранилище и получать обоснованные решения многих практических задач.
На рис. 11.2 представлены графики изменения температур на внутренней поверхности покрытия, на поверхности слоя продукции и внутреннего воздуха в зависимости от времени в летний и зимний периоды эксплуатации хранилищ.
Для определения температурного поля в покрытии, в продукции, в верхней зоне (пространство между покрытием и продукцией) в начале февраля 1984 года сотрудниками НИИ строительной физики (рук. Савин В.К., отв. исп. Шагов В.Н. и при участии Моисеенко А.М.) были проведены натурные исследования в картофелехранилище совхоза «Куликовский» Орловской области.
В ходе экспериментов измерялась температура в ограждении хранилища, в массе картофеля и на поверхности насыпи, а также температуры наружного и внутреннего воздуха хранилища. По ма-
Рис. 11..2. Изменение температур на внутренней поверхности покрытия x=s и на поверхности слоя картофеля x=g при различных значениях термического сопротивления покрытия R. 1-температура на внешней поверхности покрытия при R- 3,02 м2- °С/Вт, м2- °С/Вт, R = 1,40 м2- °С/Вт; 2,3- температура t3 x=g — з т	л к	/	.. t 3
м °CfBm; 6,7 - температура t,
= 3,02 м- °С/Вт; 4,5- температура t
1 •—л. м
= 2,15
и Мх=/>4 nPuR < R = 2,15
3 *=<У3 U ^4 х=й4	2,15
^4|х=£4 при R = 1,40 м-°С/Вт.
териалам этих исследований были построены графики температур воздуха внутри хранилища поверхности насыпи картофеля /Карт и в массе tm , представленные на рис. 11.3.
Аварийное отключение системы энергоснабжения картофелехранилища произошло 5 февраля в 24 часа, а включение - 6 февраля в 6 часов. Как следует из графиков, температура воздуха внутри хранилища и на поверхности продукции понижается, а в массе картофеля увеличивается. Возрастание температуры /т объясняется самосогреванием картофеля в глубине насыпи при неработающей системе вентилирования.
Сопоставление экспериментальных данных с расчетными значениями tKapm, tm и Гетд позволило установить хорошее согласование между ними (см. рис. 11.3).
13*
371
Рис. 11.3. Графики изменения температур наружного tH и внутреннего Гвозд воздуха, внутренней поверхности покрытия Гпок (а). Графики изменения температуры воздуха в верхней зоне хранилища , на поверхности насыпи картофеля tKapm> массы картофеля на глубине 0,5 м от поверхности насыпи tm (б).
___- экспериментальная кривая;----расчетная кривая.
Рассмотренная выше прикладная модель была использована для выполнения численных экспериментов. Цель этих исследований заключалась в изучении элементов микроклимата хранилища в зимних условиях при отключении системы отопления и вентиляции для различных климатических зон и в определении времени, необходимого на ремонт оборудования.
Расчеты проводились для разных вариантов температур наружного воздуха: -30, -25, -20, -15°С. Причем температура наружного воздуха принималась постоянной в течение нескольких суток. Температура массы продукции (картофеля) на глубине 2 м равна 2°С. В верхней зоне хранилища температура воздуха в начальный момент времени равнялась 2°С. Покрытие хранилища изготовлено из рубероида толщиной 0,02 м, утеплителя из жестких минерало
372
ватных плит толщиной 0,12 м и железобетонных плит толщиной 0,03 м. Высота верхней зоны хранилища, не заполненной продукцией, равна 1м. В результате исследований получены изменения температур от времени (в течение нескольких часов). Численный счет на ПЭВМ прекращался в случае, когда температура на поверхности насыпи картофеля снижалась ниже +0,5°С.
По данным результатам построен график, представленный на рис. 11.4, по которому можно определить время, допустимое на ремонт оборудования в зависимости от температуры наружного воздуха. Из этого графика следует, что теплозащитные свойства покрытия данного картофелехранилища удовлетворяют условиям третьей категории надежности электроснабжения для климатической зоны с расчетной зимней температурой наружного воздуха -15°С, а для остальных зон - второй категории.
Рис. 11.4. График зависимости допустимого времени на ремонт системы энергоснабжения (1-для стен; 2-для покрытий) от температуры наружного воздуха.
11.4. Математическое моделирование процессов тепловлагообмена в насыпи вентилируемой продукции в картофелехранилище [166]
Охлаждение и хранение плодов и овощей проводится, как правило, в плотном слое при продувке его охлаждающим воздухом. В этих условиях потеря влаги продуктом, продолжительность охлаждения до требуемой температуры, распределение в слое и продуваемом воздухе температур и влагосодержаний обусловлены сопряженными процессами теплообмена и переноса влаги, испаряющейся с поверхности продукта. Анализ этих закономерностей охлаждения и хранения должен опираться на теорию тепломассопереноса в плотном слое [19].
373
Однако большинство известных методик [75] основано на интегральных балансовых соотношениях, оперирующих понятиями типа «количество тепла на тонну продукции», и не всегда позволяет корректно провести качественный анализ указанных закономерностей. В ряде работ [42, 74 79, 129] предпринимались попытки описания процессов охлаждения и хранения продукта на основе анализа локальных закономерностей тепломассопереноса в слое продукции. При этом не учитывались перенос тепла и влаги в направлении нормали скорости фильтрации воздуха в слое, контактная теплопроводность между элементами слоя, тепло дыхания и ряд других факторов, что ограничивает область применения рекомендаций.
Особенность промышленных хранилищ заключается в неоднородности поступающего на хранение сочного сельскохозяйственного сырья и загрязнения его посторонними примесями. Механизированная уборка снижает качество продукции из-за посторонних примесей, что приводит к уменьшению пористости штабеля и появлению зон самосогревания сырья. Чтобы учесть эту особенность, загрузка сырья в хранилище осуществляется определенным способом, разработанным и примененным в одном из картофелехранилищ г.Орла. Смысл этого способа заключается в следующем: навальная засыпка загрязненной продукции производится в промежутки между вентиляционными каналами, равномерно распределенными по всей длине пола хранилища так, чтобы посторонние примеси не препятствовали доступу охлаждающего воздуха, подаваемого в эти каналы. Таким образом, можно считать, что все хранилище делится на зоны, заполненные условно чистой продукцией (над каналами) и продукцией с посторонними примесями, пористость которой близка к нулю.
Ниже рассматривается тепломас-соперенос в слое продукции высотой h, продуваемом в направлении у воздухом, подаваемым через нижнее горизонтальное сечение слоя шириной в (симметричная задача). Слой продукции с посторонними примесями (в<х<с) не продувается (рис. 11.5). Температура слоя в начальный момент отличается от тем
Рис. 11.5. Расчетная схема. О < х < в - зона условно «чистой» продукции, в < X < С - зона продукции с посторонними примесями.
374
пературы воздуха на входе в слой, поэтому в системе протекают нестационарные, взаимосвязанные процессы переноса тепла и влаги. Причем при неизменных параметрах воздуха на входе распределения температур и влагосодержаний в системе необходимо стремиться к некоторым стационарным (равновесным) процессам.
При описании этих процессов принята двухкомпонентная модель взаимопроникающих сред. Тепломассообмен между твердым и газовым компонентами в слое учитывается с помощью соответствующих коэффициентов тепломассоотдачи. Теплота парообразования учитывается как сток тепла на поверхности частиц твердого
компонента.
В соответствии с приведенной физической моделью процессы нестационарного тепломассопереноса описываются следующей системой дифференциальных уравнений:
- уравнения энергии для твердого и газового компонентов слоя:
dt dt
dr dy
dT dr
ДХ/?2(Т-г)+ A{T + BX -- m dx dy )
/3mSqn£
___rm л.п и
^Р.РоА1-т)
Ш-d}
(11.33)
(11.34)
= ^-t);
- уравнение массопереноса в газовом компоненте слоя:
+	+	+	(11.35)
dr dy т dx т dy рвт
— уравнение теплопроводности для слоя продукции с посторон-		
ними примесями: de	(d2e d2e} dr	^Sr2 dy y	+	+ ^2 ’	(11.36)
- краевые условия:
r = 0; Т = Т„, t=tm,0 = Oa,,d = d^ (11.37) у = 0; Т = 7](т), t = z0(t), О = #(?} d = J0(t); (11.38)
dy	dy	dy
x = 0; — = 0, —= 0; dx dx
(11.40)
375
х = в; Япр — = Л— ,T = 0,d = d ; "р дх гр дх
х = с; — = 0.	(11.42)
дх
В случае неравномерного профиля скорости воздуха на входе в слой и неоднородной пористости слоя продукции к системе следует добавить уравнения неразрывности и движения воздуха в слое. В данной задаче рассматривается случай равномерного распределения скорости воздуха и постоянной по сечению пористости слоя. Массоперенос на поверхности протекает по закону Дальтона.
Для нахождения функций, входящих в (11.33) - (11.36), использован численный метод конечных разностей. При отработке методики расчета в систему уравнений был введен ряд ограничений, упростивших ее:
-	теплофизические свойства и характеристики компонентов слоя принимались не зависящими от температуры;
-	члены, учитывающие тепло дыхания и (Тпр), линеаризовались на интервале возможного изменения температуры продукции Т„р. При этом функция fijnp) аппроксимирует точную кривую при отклонении до 3% в пределах изменения температур от 1 до 50°С [9].
Для решения системы уравнений (11.33) - (11.36) был использован локально-одномерный метод, позволяющий реализовать вычисления по экономичной схеме. Решение разностных уравнений проводилось по неявной схеме методом прогонки [93]. Это позволило выбирать при решении достаточно крупные шаги по временной координате. Вычислительный процесс, основанный на указанном алгоритме, был реализован в виде программы расчета на языке Фортран для ПЭВМ.
Был рассмотрен расчет полей температур и влагосодержаний в слое картофеля высотой /г=6 м, шириной в=1 м для чистой продукции, продуваемой воздухом, и шириной 0,5 м для продукции с посторонними примесями. Температура воздуха на входе в слой принята неизменной во времени /„=1°С. Начальное распределение температур и влагосодержаний в слое принято равномерным 7L = Тапр = 4 °C, da = 0,005 кг/кг. Физические свойства и характеристики продукции принимались по [51, 245]. Коэффициенты диффузии влаги в воздухе Дх, Ду рассчитывались по [245]. В данном расчете принималось Дх-Ду:
(И.41)
<273 + / А
______СР
273
ДХ = ДУ=Д<
где Дс = 2,2 • 10'5 м/с; Zc/>=3°C.
376
Коэффициент межкомпонентного теплообмена а, определялся по формуле «/=1,5+43 и, а коэффициент массообмена /?„, брался по [23]:
Д = 1,89 10’€кг/(м3с).
Удельное тепло парообразования (скрытая теплота испарения) q„ для области изменения температуры приточного воздуха от минус 2 до 13°С [99]:
qn = (597 - 0,55/, )4,19 • 103 Дж/кг.
Коэффициент испарительной способности сырья и удельная поверхность 5 для картофеля согласно [75] соответственно равны:
£„=0,012 (доли единицы), 5=120,25 м2/м3.
Для каждого шага по времени получены значения функции Тпр, te, и d в узлах сеток. На рис. 11.6 представлены распределения температуры Тпр и влагосодержаний по сечению слоя в различные моменты времени. Наблюдается также неравномерность температур и влагосодержаний воздуха, обусловленная тепломассопереносом в поперечном направлении. Имеет место неравномерность температур и влагосодержаний воздуха и в продольном направлении (рис.11.7).Расчеты показывают, что при относительной влажности (^298%) охлаждающего воздуха, подаваемого в насыпь хранимой продукции, теплопотери за счет испарительного охлаждения с поверхности клубней снижают точность определения температур без учета этого коэффициента на 5-7%.
Рис. 11.6. Изменение во времени распределения температуры (а) и изменение во времени распределения влагосодержаний (б) для у=3м.	------v = 0,1л/ / с,---v = 0,05л/ / с.
377
Рис. 11.7. Изменение во времени распределения по высоте слоя Т„род для центрального сечения х=0.
———V = 0,1 м/с;---------V =0,05 м/с.
11.5. Оптимизация уровня теплозащиты ограждающих конструкций овощехранилищ [161]
Оптимизация уровня теплозащиты ограждающих конструкций картофелеовощехранилищ заключается в обеспечении температур-но-влажностых условий, необходимых для сохранности продукции при минимуме энергетических затрат на строительство и эксплуатацию хранилищ.
Хранилища характеризуются низкими температурами и высокой относительной влажностью внутреннего воздуха. Перепады этих параметров также приняты малыми. В столь жестких условиях большое значение приобретают вопросы, связанные с точностью теплотехнического расчета ограждающих конструкций здания.
Лучистый и конвективный теплообмен в хранилищах является одним из главных видов теплопередачи. Правильность и точность применяемых расчетных формул теплообмена в таких условиях является одной из важных предпосылок достижения оптимальных режимов хранения.
Температура картофеля в массе должна составлять /Л,=2Н°С при относительной влажности ^>л,=90т-95%, а корнеплодов /л,=-1н-1°С и </ju=90-: 95%. Избытки тепла и влаги, выделяющиеся в процессе хранения, удаляются с помощью систем вентиляции (периодическая продувка массы продукции); необходимый температурный и влажностный режим в помещении обеспечивается системой отопления.
378
Используемый при проектировании хранилищ теплотехнический метод расчета ограждающих конструкций основан на решении уравнений теплового баланса при стационарном режиме без учета вентиляции продукции. В расчетах принимается, что температура и влажность воздуха в хранилище равны температуре и относительной влажности продукции в массе (te=tM;	кроме
того, не допускается выпадение конденсата на покрытии и стенах, причем температуру внутренней поверхности принимают выше температуры точки росы или вводят коэффициент запаса. Условия /в=/Л„- <рв=<рм заложены в расчет потому, что температура на поверхности продукции tnp всегда оказывается ниже температуры основной массы 4,. Вследствие этого в верхнем слое возникает свободная конвекция, вызывающая интенсивную сушку продукции. Кроме того, при снижении температуры воздуха в помещении и в массе продукции ниже расчетной его относительная влажность повышается до 100%, и в поверхностном слое выпадает конденсат, что значительно ухудшает условия хранения и увеличивает отходы.
Наиболее целесообразным способом борьбы с естественной конвекцией является увеличение температуры поверхности продукции при помощи различных источников тепла. Этот способ рекомендован к применению специалистами Канады, Финляндии, т.е. стран, где наблюдается холодная зима. В США, странах Восточной и Западной Европы, для которых характерен мягкий климат и где строят хранилища с высоким уровнем теплоизоляции, защиты от конденсации в верхнем слое продукции не предусматривается. В большинстве районов нашей страны нормальная эксплуатация хранилищ без повышения температуры внутренних поверхностей ограждений (даже при значительном увеличении сопротивления теплопередаче конструкций) вообще невозможна.
В настоящей работе разработан метод расчета ограждающих конструкций хранилищ с учетом автоматического подогрева внутреннего воздуха, исключающий возникновение конвекции в верхнем слое продукции [161]. Воздух в хранилище подогревается до температуры, обеспечивающей условие t„p=tM.
Подогрев воздуха в хранилище позволяет не только предотвратить его переохлаждение, но и регулировать относительную влажность, снижать ее при минимальных наружных температурах. Снижение относительной влажности воздуха не связано с ростом потерь массы продукции из-за повышения интенсивности испарения влаги [40]. К увеличению испарения влаги в продукции ведет снижение относительной влажности воздуха, находящегося в скважинах насыпи, а в нашем случае воздух при отключенной системе активного вентилирования близок к насыщенному.
379
Наш метод предусматривает, что влагосодержание воздуха в массе продукции и воздуха помещения постоянны, благодаря чему относительная влажность воздуха в массе продукции всегда больше относительной влажности в помещении. В основу метода оптимизации уровня теплозащиты ограждающих конструкций положены требования, предъявляемые к покрытию, стенам и температурно-влажностному режиму помещений. Эти требования в основном заключаются в следующем.
1.	Система отопления хранилища обеспечивает необходимый температурный и влажностный режим в помещении.
2.	Минимальная температура воздуха в массе картофеля -2°С; корнеплодов - 1°С; лука-репки продовольственного -3°С; лука-матки - 6°С. Максимальная температура в массе картофеля —4°С; корнеплодов - 1°С; лука-репки продовольственного —1°С; лука-матки-12°С.
3.	Температура внутреннего воздуха в помещении должна быть на 2-6°С выше температуры хранимой продукции.
4.	Выпадение конденсата в верхнем слое продукции не допускается.
5.	При хранении продукции россыпью предусматривается активное вентилирование массы продукции. Продолжительность работы систем вентиляции определяется из условия выделений влаги и тепла массой продукции. Температура воздуха, поступающего в массу продукции, может быть для овощей на 1°С ниже минимально допустимой для хранения, а для картофеля - не ниже 0,5°С.
6.	Конденсация влаги на внутренней поверхности покрытий и стен не допускается.
Экономически целесообразное сопротивление теплопередаче должно быть рассчитано из условия обеспечения наименьших энергетических затрат при строительстве и эксплуатации здания и при соблюдении технологических норм, теплотехнических требований к ограждающим конструкциям, приведенных в п.п. 2-6.
Покрытие. Приведенное сопротивление теплопередаче покрытия, которое должно обеспечить условие t„OK> тр, определяется по формуле:
(И-43)
Цц/ж
Неизвестные в уравнении (11.43) - температура внутреннего воздуха te и тепловой поток, проходящий через покрытие q„OK„ -можно найти из решения системы уравнений теплового баланса (рис. 11.8).
380
Рис. 11.8. Расчетная схема для определения сопротивления покрытия при подогреве внутреннего воздуха: 1 - насыпной слой хранимой продукции; 2 - горизонтальная поверхность насыпного слоя продукции
9^+9^ =°;
(11,44)
(11,45)
где QnP ~ лучистый тепловой поток между верхним слоем продукции и внутренней поверхностью покрытия, равной:
Г273 + ^
, 100
5,67 ( 1
Яр 1 F ( 1
— + -ЗЕ- —-1
е F пр пок
273 + / Г
100 J

где F„p, F„OK - площади поверхности соответственно продукции и покрытия, 1„р- температура поверхности продукции,
е„р, £тк ~ степень черноты поверхности соответственно продукции и покрытия (в расчетах £’„р=£'„(,А=0,9),
к -лучистый тепловой поток
9тж = Чщ,<Р„р-пок 5
где (рлр^пок -угловой коэффициент облученности между поверхностью покрытия и поверхностью продукции
<Рпр-тк = (rn-h)/b,
где b -ширина хранилища, h - высота стены от уровня верхнего слоя продукции до покрытия,
9т» " конвективный тепловой поток, проходящий через верхний слой продукции, равный:
9;=<,(с-^Х
381
где а*р - l,68(z„ - tn/>) - коэффициент теплоотдачи конвекцией.
Уравнения (11.44) и (11.45) были решены методом последовательных приближений. Результаты расчета для массы картофеля при tM=2°C и массы корнеплодов при Л,=0°С приведены на графиках (рис.11.9-11.11) в виде зависимостей /« отт„ок=тр и qmK от (рв. Относительная влажность воздуха в помещении хранилища определяется по графикам (рис. 11.12).
Рис. 11.9. Зависимость расчетных значений температуры внутреннего воздуха картофелехранилищ от температуры точки росы:
1 - tM=tnp-2 <U; 2 - 3; 3 -4
При автоматическом контроле и регулировании параметров режима хранения (te и необходимо учитывать погрешность приборов систем регулирования. Так, при отклонении te от оптимальной величины сопротивление теплопередаче должно быть больше
Рис. 11.10. Зависимость расчетных значений температуры внутреннего воздуха в помещениях хранения корнеплодов, моркови и капусты от температуры точки росы: 1 -2-0; 3-7
Рис. 11.11. Зависимость теплового потока, проходящего через покрытие, от относительной влажности внутреннего воздуха: 1 - при хранении корнеплодов; 2 - картофеля.
382
Рис. 11.12. Зависимость относительной влажности воздуха от температуры при различных значениях точки росы. расчетного. Поэтому необходимый уровень теплозащиты с учетом погрешности приборов составит:
где А/?о - приращение термического сопротивления ограждающих конструкций
где £ - относительная погрешность термического сопротивления, определяемая с помощью графика (рис. 11.13).
Современные приборы для контроля и регулирования температуры и влажности воздуха имеют абсолютную погрешность соот-
Рис. 11.13. Изменение расчетных значений термического сопротивления покрытия от температуры и относительной влажности воздуха в помещении хранения: -l<te<6; tH—-25
383
ветственно Д/ = ±1°С, А^> = +5%, при этих значениях А/ и А^> значение е составляет 0,54.
Из рис. 11.13 видно, что наименьший градиент dR/dtp имеет место при <ре - 85% и, следовательно, в этом диапазоне изменения будут минимальны. При <ре > 85% термодинамическая система «продукция - воздух - покрытие» становится неустойчивой, так как малым изменениям относительной влажности соответствуют большие изменения термического сопротивления. Например, при изменении <ре от 90до 95% значение увеличивается с 5,5 до 20м2оС/Вт.
Оптимизация уровня теплозащиты покрытия картофелехранилищ состоит из следующих этапов:
-	для заданного района строительства по СНиП «Строительная климатология» [186] с учетом СНиП «Теплозащита зданий» [194] определяем расчетную температуру наружного воздуха;
-	определяем температуру точки росы на внутренней поверхности покрытия тп°к, используя данные норм технологического проектирования хранилищ (температуру массы продукции tM и относительную влажность продукции <рм).
По найденному значению температуры точки росы на внутренней поверхности покрытия определяем температуру внутреннего воздуха te, используя графики, изображенные на рис. 11.9.
Зная te, тп°к и R^noK, по графику на рис. 11.12 определяем относительную влажность внутреннего воздуха хранилища;
Тепловой поток, проходящий через покрытие картофелехранилища, находится по графику на рис. 11.11.
Приведенное сопротивление теплопередаче определяем по формуле:
р«/’	_
"Опок
9пок
В качестве примера приведем расчет покрытия наземного картофелехранилища емкостью 1760 т. Способ хранения продукции -россыпью без закромов. Место строительства г.Москва.
1.	Согласно СНиП «Теплозащита зданий» [194] за расчетную температуру наружного воздуха принимается средняя температура наиболее холодных суток. Эта температура наружного воздуха по СНиП «Строительная климатология» [186] равна tH=-28cC.
2.	Согласно нормам технологического проектирования хранилищ ОНТП 6-88 температура массы картофеля должна быть 1^=2%? (наименьшая температура хранения), а относительная
384
влажность воздуха в массе картофеля равна (ры=90%. Для этих параметров температура точки росы равна Тр<ж= 0,5°С.
3.	По графику, изображенному на рис. 11.9, находим температуру внутреннего воздуха, которая te= 4,8 °C.
4.	Для tf=4,8cC и тп°к =0,5 по графику (рис. 11.12) находим относительную влажность внутреннего воздуха в помещении хранилища (рв=74%о.
5.	Для (рк=74% по графику (рис.11.11) определяем тепловой поток, проходящий через покрытие, q™K = 15 Вт/м2.
6.	Рассчитываем приведенное сопротивление теплопередаче покрытия:
=	=	= 2,2м2ЯС/Вт.
15
7.	По графику (рис.11.13) определяем приращение сопротивления теплопередаче ARO, которое для <ро=74% равно ARo=1,2m2 Т/Вт.
8.	Находим требуемое сопротивление теплопередаче покрытия: RZK = RoL +А^ =2,2 + l,2 = 3,W<U®m.
Согласно расчетам теплоустойчивости покрытия, сопротивление теплопередаче R^0K = 3,4 м2сС/Вт трехслойной панели обеспечивает минимальные колебания температуры на внутренней поверхности продукции и удовлетворяет требованиям хранения при отключении системы энергоснабжения (как мы помним, сооружение относится к третьей категории надежности — отключение энергоснабжения разрешается на 24 часа).
Оптимизация уровня теплозащиты покрытия заключается в обеспечении необходимой внутренней среды помещения для хранения картофеля при минимуме энергетических затрат на строительство покрытия и его эксплуатацию.
Если при строительстве жилых и общественных зданий величина требуемого сопротивления теплопередаче, определяемая по санитарно-гигиеническим нормам, всегда меньше величины сопротивления теплопередаче, рассчитанного из условия энергосбережения, то при расчете картофелехранилищ, наоборот, величина ^опок больше R^m, найденного из условия энергосбережения.
Многочисленные расчеты по приведенным затратам, в т.ч. и наши, подтверждают это положение.
Таким образом, величина требуемого сопротивления теплопередаче покрытия R^0K = 3,4 м2 Xl/Bm будет его оптимальным значением.
385
Стены. Требуемое сопротивление теплопередаче стен определяется по СНиП «Теплозащита зданий» [194]:
При расчете R"pm разногласия вызывает средняя величина коэффициента теплоотдачи ав=8,7Вт/(м2оС). Для исходных параметров хранилища, в приведенном выше примере, 7?”^ было бы
Rmp =
4,8 + 28
8,7(4,8-0,5)
= 0,88 м^С/Вт.
Авторы «Пособия» [144] (Лусто В.П., Савин В.К., Бурцев В.И. и Лисовская З.П.) понимали, что для картофелехранилищ значение ав ниже, чем в [194] и, следовательно, требуемое значение сопротивления теплопередаче должно быть выше. От ГипроНИИсельпрома в Госстрой СССР неоднократно поступали предложения снизить ав с 8,7 до 6,5 Вт/(м2оС), но решение было отрицательным. В самом деле, коэффициент теплоотдачи у внутренней поверхности равен:
ав=ал + ак,
где для нашего примера средний коэффициент теплоотдачи излучением равен:
_ J,67* Г<273 + /? <273 + т ?~
л te-re L 100 ) t 100 J
5,67-0,81
4,8-0,5
<273 + 4,8?
I 100 J
<273 + 0,5?
I 100 J
= 3,4Bt/(m2oC).
Средний коэффициент теплоотдачи конвекцией определяется по формуле:
ак = l,68(ze - гв)1/3 = 1,68(4,8 - 0,5)1/3 = 2,7 Вт/(м2оС).
Тогда ав = 3,4 + 2,7 = 6,1 Вт/(м2оС).
В этом случае требуемое сопротивление теплопередаче стены должно быть:
RZ = У + 28 ч = 1’25 м^С/Вт.
Ост 6,1(4,8 —0,5)
Если в расчетах не снизить ав, то при расчетных температурах наружного воздуха на внутренних поверхностях стен будет выпадать иней, а при более высоких tH - конденсат. Оптимальные значения уровня теплозащиты стен картофелеовощехранилищ принимаются после их расчета на основе энергоэкономического анализа, методика которого была изложена выше.
386
ПРИЛОЖЕНИЯ
Приложение 1
Теплотехнические показатели строительных материалов и конструкций
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги н>, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности Л, Вт/(м.°С)	
	Плотность Х>, кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-ности Л, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
Бетоны и растворы							
1 .Железобетон	2500	0,84	1,69	2	3	1,92	2,04
2.Бетон на гравии или щебне из природного камня	2400	0,84	1,51	2	3	1,74	1,86
2.Туфобетон	1800	0,84	0,64	7	10	0,87	0,99
3.	«	1600	0,84	0,52	7	10	0,70	0,81
4.	«	1400	0,84	0,41	7	10	0,52	0,58
5.	«	1200	0,84	0,29	7	10	0,41	0,47
7. Пемзобетон	1600	0,84	0,52	4	6	0,62	0,68
8.	«	1400	0,84	0,42	4	6	0,49	0,54
9.	«	1200	0,84	0,34	4	6	0,40	0,43
10. «	1000	0,84	0,26	4	6	0,30	0,34
11. «	800	0,84	0,19	4	6	0,22	0,26
Продолжение приложения I
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги н>, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности Л, Вт/(м.°С)	
	Плотность X,, кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-ности Л, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
12.Бетон на вулканическом шлаке	1600	0,84	0,52	7	10	0,64	0,70
13. «	1400	0,84	0,41	7	10	0,52	0,58
14. «	1200	0,84	0,33	7	10	0,41	0,47
15. «	1000	0,84	0,24	7	10	0,29	0,35
16. «	800	0,84	0,20	7	10	0,23	0,29
17.Керамзитобетон на керамзитовом песке и керамзитопенобетон	1800	0,84	0,66	5	10	0,80	0,92
18. «	1600	0,84	0,58	5	10	0,67	0,79
19. «	1000	0,84	0,27	5	10	0,33	0,41
20. «	800	0,84	0,21	5	10	0,24	0,31
21. «	600	0,84	0,16	5	10	0,20	0,26
22. «	500	0,84	0,14	5	10	0,17	0,23
23 .Шунгизитобетон	1400	0,84	0,49	4	7	0,56	0,64
24. «	1000	0,84	0,27	4	7	0,33	0,38
389
Продолжение приложения 1
390
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги н>, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности Л, Вт/(м.°С)	
	Плотность , кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-ности X, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
25.Перлито-бетон	1200	0,84	0,29	10	15	0,44	0,50
26. «	800	0,84	0,16	10	15	0,27	0,33
27. «	600	0,84	0,12	10	15	0,19	0,23
28.Шлакопемзобетон (термозитобетон)	1800	0,84	0,52	5	8	0,63	0,76
29. «	1400	0,84	0,35	5	8	0,44	0,52
30. «	1000	0,84	0,23	5	8	0,31	0,37
31. Шлакопемзопено- и щлакопемзогазобетон	1600	0,84	0,47	8	И	0,63	0,70
32. «	1400	0,84	0,35	8	11	0,52	0,58
33. «	1000	0,84	0,23	8	11	0,35	0,41
34. «	800	0,84	0,17	8	11	0,29	0,35
35. Бетон на доменных гранулированных шлаках	1800	0,84	0,58	5	8	0,70	0,81
36. «	1600	0,84	0,47	5	8	0,58	0,64

Продолжение приложения 1
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги н>, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности Л, Вт/(м.°С)	
	Плотность /0 , кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-ности X, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
37. «	1200	0,84	0,35	5	8	0,47	0,52
Бетоны ячеистые							
39. Газо- и пенобетон, газо- и пеносиликат	1000	0,84	0,29	10	15	0,41	0,47
40. «	800	0,84	0,21	10	15	0,33	0,37
41. «	400	0,84	0,11	8	12	0,14	0,15
42. «	300	0,84	0,08	8	12	0,11	0,13
43. Газо- и пенозолобе-тон	1200	0,84	0,29	15	22	0,52	0,58
44. «	800	0,84	0,17	15	22	0,35	0,41
Цементные, известковые и гипсовые растворы							
45. Цементно-песчаный	1800	0,84	0,58	2	4	0,76	0,93
46. Сложный (песок, известь, цемент)	1700	0,84	0,52	2	4	0,70	0,87
47. Известково-песчаный	1600	0,84	0,47	2	4	0,70	0,81
Продолжение приложения 1
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги и>, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности Л, Вт/(м.°С)	
	Плотность , кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-ности А, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
48. Цементно-шлаковый	1400	0,84	0,41	2	4	0,52	0,64
49. «	1200	0,84	0,35	2	4	0,47	0,58
50. Плиты из гипса	1200	0,84	0,35	4	6	0,41	0,47
51. «	1000	0,84	0,23	4	6	0,29	0,35
52. Листы гипсовые обшивочные (сухая штукатурка)	800	0,84	0,15	4	6	0,19	0,21
Кирпичная кладка и облицовка природным камнем А. Кирпичная кладка из сплошного кирпича							
53. Глиняного обыкновенного (ГОСТ 530-80) на цементно-песчаном растворе	1800	0,88	0,56	1	2	0,70	0,81
52. Силикатного (ГОСТ 379-79) на цементнопесчаном растворе	1800	0,88	0,70	2	4	0,76	0,87
53. Шлакового на цементно-песчаном растворе	1500	0,88	0,52	1,5	3	0,64	0,70

Продолжение приложения 1
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги w, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности Л, Вт/(м.°С)	
	Плотность %,, кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-НОСТИ Л, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
Б. Кирпичная кладка из кирпича керамического и силикатного пустотного							
54. Керамического пустотного плотность 1400кг/м3 (брутто) на цементно-песчаном растворе	1600	0,88	0,47	1	2	0,58	0,64
55. Керамического пустотного плотностью 1000 кг/м3 (брутто) на цементно-песчаном растворе	1200	0,88	0,35	1	2	0,47	0,52
56. Силикатного одиннадцатипустотного на цементно-песчаном растворе	1500	0,88	0,64	2	4	0,70	0,81
57. Силикатного четырнадцатипустотного на цементно-песчаном растворе.	1400	0,88	0,52	2	4	0,64	0,76
Продолжение приложения 1
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги н>, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности Л, Вт/(м.°С)	
	Плотность Х>, кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-ности Л, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
58. Гранит, гнейс и базальт	2800	0,88	3,49	0	0	3,49	3,49
59. Мрамор	2800	0,88	2,91	0	0	2,91	2,91
60. Известняк	2000	0,88	0,93	2	3	1,16	1,28
61. «	1600	0,88	0,58	2	3	0,73	0,81
62. Туф	2000	0,88	0,76	3	5	0,93	1,05
63. «	1600	0,88	0,41	3	5	0,52	0,64
64. «	1400	0,88	0,33	3	5	0,43	0,52
65. «	1000	0,88	0,21	3	5	0,24	0,29
Ш. Дерево, изделия из него и других природных органических материалов							
66. Сосна и ель поперек волокон (ГОСТ 8486-66**, ГОСТ 9463-72*)	500	2,30	0,09	15	20	0,14	0,18
Продолжение приложения 1
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги w, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности А, Вт/(м.°С)	
	Плотность X,, кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-ности А, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
67. Сосна и ель вдоль волокон	500	2,30	0,18	15	20	0,29	0,35
68. Дуб поперек волокон (ГОСТ 9462-71*, ГОСТ 2695-83)	700	2,30	0,10	10	15	0,18	0,23
69. Дуб вдоль волокон	700	2,30	0,23	10	15	0,35	0,41
70. Фанера клееная (ГОСТ 3916-69)	600	2,30	0,12	10	13	0,15	0,18
71. Картон облицовочный	1000	2,30	0,18	5	10	0,21	0,23
72. Картон строительный многослойный (ГОСТ 4408-75*)	650	2,30	0,13	6	12	0,15	0,18
73. Плиты древесноволокнистые и древесностружечные (ГОСТ 4598-74*, ГОСТ 10632-77*)	1000	2,30	0,15	10	12	0,23	0,29
Продолжение приложения 1
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги н>, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности Л, Вт/(м.°С)	
	Плотность , кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-ности Л, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
74. «	800	2,30	0,13	10	12	0,19	0,23
75. Плиты древесно-волокнистые и древесностружечные	(ГОСТ 4598-74*, ГОСТ 10632-77*)	600	2,30	0,11	10	12	0,13	0,16
76. «	400	2,30	0,08	10	12	0,11	0,13
77. «	200	2,30	0,06	10	12	0,07	0,08
78. Плиты фибролитовые (ГОСТ 8928-81) и арболит (ГОСТ 19222- 84) на портландцементе	800	2,30	0,16	10	15	0,24	0,30
79. «	600	2,30	0,12	10	15	0,18	0,23
80. «	300	2,30	0,07	10	15	0,11	0,14
81. Пакля	150	2,30	0,05	7	12	0,06	0,07
IV. Теплоизо-ляционные материалы
А. Минерало-ватные и стекловолок-нистые
Продолжение приложения 1
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги н>, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности Л, Вт/(м.°С)	
	Плотность , кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-ности Л, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
82. Маты минераловатные прошивные (ГОСТ 21880-76) и на синтетическом связующем (ГОСТ 9573-82)	125	0,84	0,056	2	5	0,064	0,07
83. «	50	0,84	0,048	2	5	0,052	0,06
84. Плиты мягкие, полужесткие минераловатные на синтетическом и битумном связующих (ГОСТ 9573-82, ГОСТ 10140-80, ГОСТ 12394-66)	350	0,84	0,091	2	5	0,09	0,11
85. «	300	0,84	0,084	2	5	0,087	0,09
86. «	200	0,84	0,070	2	5	0,076	0,08
87. «	100	0,84	0,056	2	5	0,06	0,06
88. Маты и полосы из стеклянного волокна прошивные (ТУ 21-23-72-75)	150	0,84	0,061	2	5	0,064	0,07
397
to	Продолжение приложения 1
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги w, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности А,	
	Плотность Х>, кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-ности А, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
Б. Полимерные							
89. Пенополистирол	150	1,34	0,05	1	5	0,052	0,06
90. «	100	1,34	0,041	2	10	0,041	0,052
91. Пенополистирол	40	1,34	0,038	2	10	0,041	0,05
92. Пенопласт ПХВ-1	125	1,26	0,052	2	10	0,06	0,064
93. «	100 и менее	1,26	0,041	2	10	0,05	0,052
94. Пенополиуретан	80	1,47	0,041	2	5	0,05	0,05
95. «	60	1,47	0,035	2	5	0,041	0,041
96. «	40	1,47	0,029	2	5	0,04	0,04
97. Плиты из резольно-фенолформальдегидно-го пенопласта	100	1,68	0,047	5	20	0,052	0,076
98. «	40	1,68	0,038	5	20	0,041	0,06
99. Перлитопластбетон	200	1,05	0,041	2	3	0,052	0,06
100. «	100	1,05	0,035	2	3	0,041	0,05
101. Перлитофосфоге-левые изделия	300	1,05	0,076	3	12	0,08	0,12
102. «	200	1,05	0,064	3	12	0,07	0,09
Продолжение приложения 1
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги ю, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности А, Вт/(м.°С)	
	Плотность X,, кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-ности А, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
В. Засыпки							
103. Гравий керамзитовый	800	0,84	0,18	2	3	0,21	0,23
104. «	600	0,84	0,14	2	3	0,17	0,20
105. «	400	0,84	0,12	2	3	0,13	0,14
106. «	300	0,84	0,108	2	3	0,12	0,13
107. Гравий шунгизито-вый	800	0,84	0,099	2	4	0,20	0,23
108. «	400	0,84	0,11	2	4	0,13	0,14
109. Щебень и песок из перлита вспученного	600	0,84	0,11	1	2	0,111	0,12
ПО. «	400	0,84	0,076	1	2	0,087	0,09
111. «	200	0,84	0,064	1	2	0,076	0,08
112. Песок для строительных работ	1600	0,84	0,35	1	2	0,47	0,58
Г. Пеностекло или газостекло							
113. Пеностекло или газостекло	400	0,84	0,11	1	2	0,12	0,14
114. «	300	0,84	0,09	1	2	0,11	0,12
115. «	200	0,84	0,07	1	2	0,08	0,09
399
Продолжение приложения 1
400	'	14 — 870
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги н>, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности Д Вт/(м.°С)	
	Плотность Уо , кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопровод-ности А, Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
V. Материалы кровельные, гидроизоляционные, облицовочные н рулонные покрытия для полов А. Асбестоцементные							
116. Листы асбестоцементные плоские	1800	0,84	0,35	2	3	0,47	0,52
117. «	1600	0,84	0,23	2	3	0,35	0,41
Б. Битумные							
118. Битумы нефтяные строительные и кровельные	1400	1,68	0,27	0	0	0,27	0,27
119. «	1200	1,68	0,22	0	0	0,22	0,22
120. «	1000	1,68	0,17	0	0	0,17	0,17
121. Асфальтобетон	2100	1,68	1,05	0	0	1,05	1,05
122. Рубероид, пергамин, толь	600	1,68	0,17	0	0	0,17	0,17
В. Линолеумы							
Продолжение приложения 1
Материал	Характеристики материала в сухом состоянии			Расчетное массовое отношение влаги ю, %		Расчетные Коэффициенты теплопроводности Д Вт/(м.°С)	
	Плотность у0, кг/м3	Удельная теплоемкость с, кДж/кг. °C)	Коэффициент теплопроводности Д Вт/(м. °C)				
				А	Б	А	Б
123. Линолеум поливинилхлоридный многослойный	1800	1,47	0,38	0	0	0,38	0,38
124. «	1600	1,47	0,33	0	0	0,33	0,33
125. Линолеум поливинилхлоридный на тканевой подоснове	1800	1,47	0,35	0	0	0,35	0,35
126. «	1600	1,47	0,29	0	0	0,29	0,29
127. «	1400	1,47	0,23	0	0	0,23	0,23
VI. Металлы и стекло							
128. Сталь стержневая арматурная	7850	0,482	58	0	0	58	58
129. Чугун	7200	0,482	50	0	0	50	50
130. Алюминий	2600	0,84	221	0	0	221	221
131. Медь	8500	0,42	407	0	0	407	407
132. Стекло оконное	2500	0,84	0,76	0	0	0,76	0,76
Приложение 2
Степень черноты строительных материалов
Наименование материала	/, °C	Е
Алюминий полированный	50-500	0,04-0,06
Алюминий с шероховатой поверхностью	20-50	0,06-0,07
Алюминий сильно окисленный	50-500	0,2-0,3
Алюминиевый лак по шероховатой поверхности	20	0,4
Алюминиевая окраска	50	0,5
Алюминиевая бронза	20	0,6
Бронза полированная	50	0,1
Бронза пористая, шероховатая	50-150	0,55
Вольфрам	200	0,05
	600-1000	0,1-0,16
Железо листовое оцинкованное, блестящее	30	0,23
Железо листовое оцинкованное, окисленное	20	0,28
Жесть белая старая	20	0,28
Золото тщательно полированное	200-600	0,02-0,03
Латунь полированная	200	0,03
Латунь матовая, тусклая	20-350	0,22
Латунь листовая, прокатанная	20	0,06
Латунь листовая, обработанная наждаком	20	0,2
Латунь, окисленная при 600 °C	200-600	0,59-0,61
Медь полированная	50-100	0,02
Медь торговая, шабренная до блеска	20	0,07
Медь окисленная	50	0,6
	500	0,88
Медь расплавленная	1100-1300	0,13-0,15
Молибден	600-1000	0,08-0,13
	1500-2200	0,19-0,26
Молибденовая нить	700-2500	0,1-0,3
Никель технический чистый, полированный	200-400	0,07-0,09
Никель, окисленный при 600 °C	200-600	0,37-0,48
Никель, нанесенный на чугунную поверхность	50	0,05
Никелевая проволока	200-1000	0,1-0,2
Окись никеля	500-650	0,52-0,59
	1000-1250	0,75-0,86
Нихромовая проволока, чистая	50	0,65
	500-1000	0,71-0,79
Нихромовая проволока, окисленная	50-500	0,95-0,98
Олово блестящее	20-50	0,04-0,06
Платина чистая полированная	200-600	0,05-0,1
Платина	1000-1500	0,14-0,18
Платиновая проволока	50-200	0,06-0,07
	500-100	0,1-0,16
	1400	0,18
Платиновая лента	900-1100	0,12-0,17
Ртуть чистая	0,100	0,09-0,12
Серебро чистое, полированное	200-600	0,02-0,03
Свинец	250	0,08
Свинец серый окисленный	20	0,28
Свинец окисленный	200	0,63
Сталь листовая, шлифованная	950-1100	0,55-0,61
Стальное литье, полированное	750-1050	0,52-0,56
Сталь, листовой прокат	50	0,56
Сталь с шероховатой плоской поверхностью	50	0,95-0,98
Сталь ржавая, красная	20	0,69
Сталь окисленная	200-600	0,8
Сталь листовая с блестящим слоем окиси	20	0,82
Сталь сильно окисленная	50	0,88
Сталь никелированная, матовая	500	0,98
Сталь свежепрокатанная	20	0,11
Сталь оцинкованная	20	0,24
Сталь легированная (8% Ni; 18% Сг)	20	0,28
Хром полированный	500	0,35
	50	0,1
Цинк полированный	500-1000	0,28-0,38
Цинк, окисленный при 400 °C	200-300	0,04-0,05
Цинк листовой	400	0,11
14*
403
402
' !
Окись цинка	50	0,2
Чугун жидкий	1000-1200	0,5-0,6
Чугун обточенный	1300	0,28
Чугун, окисленный при 600 °C	800-1000	0,6-0,7
Чугунное литье	200-600	0,64-0,78
Чугун в болванках	50	0,81
Асбестовый картон	1000	0,95
Асбестовая бумага	20	0,96
Асбошифер	40-400	0,93-0,94
Бумага	20	0,96
Вода (слой толщиной 0,1 мм и более)	20	0,8-0,9
Смоченная металлическая поверхность	50	0,95
Гипс	20	0,98
Дерево строганое	20	0,8-0,9
Кварц плавленный, шероховатый	20	0,8-0,9
Кирпич огнеупорный, слабо излучающий	20	0,93
Кирпич огнеупорный, сильно излучающий	500-1000	0,65-0,75
Кирпич шамотный	500-1000 20 1000	0,8-0,9 0,85 0,75
Кирпич огнеупорный, динасовый	1200	0,59
Кирпич динасовый, неглазурованный, шероховатый	1000	0,66
Кирпич динасовый, глазурованный, шероховатый	1000	0,8
Кирпич огнеупорный, корундовый	1100	0,85
Кирпич огнеупорный, магнезитовый	1000	0,46
Кирпич красный шероховатый	1000-1300	0,38
Кирпичная кладка оштукатуренная	20	0,88-0,93
Лак черный матовый	20	0,94
Лак черный блестящий, распыленный на железе	40-100	0,96-0,98
Лак белый	20	0,87
Масляные краски различных цветов	40-100	0,8-0,95
Мрамор сероватый полированный	100	0,92-0,96
Резина твердая	20	0,93
Резина мягкая серая, шероховатая	20	0,95
404
Сажа ламповая	20	0,86
Сажа с жидким стеклом	20-400	0,95
Сажа, нанесенная на твердую поверхность	20-400	0,96
Снег	50-1000	0,96
Стекло	20-100 250-1000	0,96 0,94-0,91 0,87-0,72
Толь	20	0,91-0,93
Уголь	100-600	0,81-0,79
Угольная нить	1000-1400	0,53
Фарфор глазурованный	20	0,92
Шеллак черный, блестящий на железе	20	0,82
Шеллак черно-матовый	75-150	0,91
Шлаки котельные	0-100 200-500 600-1200 1400-1800	0,97-0,93 0,89-0,78 0,76-0,70 0,69-0,67
Эмаль белая	20	0,9
405
Приложение 4
ПриложениеЗ
Температура точки росы tp, °C, для различных значений температуры внутренего воздуха t„ °C, и относительной влажности <рт %.
Температура внутреннего воздуха 4, °C	Относительная влажность (рв, %.						
	40	50	60	70	80	90	95
-5	-15,3	-12,9	-10,83	-9,11	-7,62	-6,24	-5,6
-4	-14,4	-11,93	-9,89	-8,11	-6,62	-5,24	-4,6
-3	-13,42	-10,98	-8,95	-7,16	-5,62	-4,24	-3,6
-2	-12,58	-10,04	-7,95	-6,21	-4,62	-3,34	-2,6
-1	-11,61	-9,1	-7,0	-5,21	-3,66	-2,34	-1,6
0	-10,65	-8,16	-6,06	-4,26	-2,7	-1,34	-0,62
1	-9,98	-7,32	-5,21	-3,4	-1,82	-0,41	0,31
2	-9,07	-6,52	-4,38	-2,56	-0,97	0,52	1,29
3	-8,22	-5,66	-3,52	-1,69	-0,08	1,52	2,29
4	-7,45	-4,84	-2,7	-0,87	0,87	2,5	3,26
5	-6,66	-4,03	-1,87	-0,01	1,83	3,49	4,26
6	-5,81	-3,22	-1,04	0,94	2,8	4,48	5,25
7	-5,01	-2,39	-0,21	1,9	3,77	5,47	6,25
8	-4,21	-1,56	-0,72	2,86	4,77	6,46	7,24
9	-3,41	-0,78	1,66	3,82	5,74	7,45	8,24
10	-2,62	0,08	2,6	4,78	7,71	8,44	9,23
12	-1,04	1,9	4,48	6,7	8,65	10,42	11,22
14	0,63	3,76	6,36	8,62	10,59	12,4	13,21
16	2,41	5,6	8,24	10,54	12,56	14,36	15,2
18	4,2	7,44	10,12	12,46	14,5	16,34	17,19
20	6,0	9,28	12,0	14,38	16,44	18,32	19,18
22	7,69	11,12	13,88	162,8	18,38	20,3	21,6
25	10,46	13,86	16,71	19,15	21,32	23,24	24,14
30	14,92	18,44	21,38	23,92	26,17	28,18	29,11
35	19,38	23,02	26,08	28,7	31,02	33,12	34,08
406
Физические постоянные сухого воздуха (Р=0.098МПа)
t,°C	А кг/м3	сР, Дж/ (кг°С)	Д Вт/ (м°С)	<з-10б, м2/с	/ИО6, Н-с/м2	V, м2/с	Рг
-100	1,98	1,014	1,89	11,8	12,2	5,94	0,742
-50	1.515	1.013	2.04	12,7	14,6	9,23	0,728
-40	1,515	1,013	2,12	13,8	15,2	10,04	0,728
-30	1,453	1,013	2,20	14,9	15,7	10,80	0,723
-20	1,395	1,009	2,28	16,2	16,2	12,79	0,716
-10	1,342	1,009	2,36	17,4	16,7	12,43	0,712
							
0	1,293	1,005	2,44	18,8	17,2	13,28	0,707
10	1,247	1,005	2,51	20,0	17,6	14,16	0,705
20	1,205	1,005	2,59	21,4	18,1	15,06	0,703
30	1,165	1,005	2,67	22,9	18,6	16,00	0,701
40	1,128	1,005	2,76	24,3	19,1	16,96	0,699
50	1,093	1,005	2,83	25,7	19,6	17,95	0,698
							
60	1.060	1.005	2.90	27.2	20.1	18.97	0.696
70	1.029	1.009	2.96	28.6	20.6	20.02	0.694
80	1.000	1.009	3.05	30.2	21.1	21.09	0.692
90	0.972	1.009	3.13	31.9	21.5	22.10	0.690
100	0.946	1.009	3.21	33.6	21.9	23.13	0.688
							
120	0.898	1.009	3.34	36.8	22.8	25.45	0.686
140	0.854	1.013	3.49	40.3	23.7	27.8	0.684
160	0.815	1.017	3.64	43.9	24.5	30.09	0.682
180	0.779	1.022	3.78	47.5	25.3	32.49	0.681
200	0.746	1.026	3.93	51.4	26.0	34.85	0.680
250	0.674	1.038	4.27	61.0	27.4	40.61	0.677
							
300	0.615	1.047	4.60	71.6	29.7	48.33	0.674
350	0.566	1.059	4.91	81.9	31.4	55.46	0.676
400	0.524	1.068	5.21	93.1	33.0	63.09	0.678
500	0.456	1.093	5.74	115.3	36.2	79.38	0.687
							
600	0.404	1.114	6.62	138.3	39.1	96.89	0.699
700	0.362	1.135	6.71	163.4	41.8	115.4	0.706
800	0.329	1.156	7.18	188.8	44.3	134.8	0.713
1000	0.277	1.185	8.07	245.9	49.0	177.1	0.719
407
Приложение 5
Нормативная периодичность капитальных ремонтов наружных ограждающих конструкций зданий в годах при различных условиях их эксплуатации [8]
Конструктивные элементы	в нормальных условиях	При степени агрессивности воздействия среды:		
		слабой	средней	сильной
1. Стены:				
- железобетонные и бетонные панель- ные	25	20	18	15
- каменные из штучных материалов	25	20	18	15
- каменные облегченной кладки	18	15	12	8
2. Покрытия железобетонные	25	20	18	15
3. Штукатурка фасадов	10	10	-	-
4. Кровля:				
- шиферная	20	18	15	12
— рулонная	10	10	8	8
Примечание-. Оценки степени агрессивного воздействия среды производятся по СНиП 2.03.II-85 «Защита строительных конструкций от коррозии»
408
Приложение 6
Физические характеристики воды и льда
Характеристика	Температура, °C	Вода	Лед
1. Плотность у, кг/м3	0	999,87	917
2. Относительное изменение объема V Av/v, % —	при замерзании —	при оттаивании		+9,037	-8,282
3. Коэффициент температурного расширения pioVcy1 -	объемного -	линейного	0-20 о-(-ю)	5,3	15,0 5,0
4. Удельная теплоемкость, кДж/(кг°С)	20 -20	4,187	2,093
5. Коэффициент теплопроводности X, Вт/(м°С)	20 0 -20	0,588 0,551	1,74 2,21
6. Удельная теплота г, кДж/кг - испарения (конденсации) — замерзания (таяния)		2260	334
409
Приложение 7
Таблица перевода единиц системы МКГСС в СИ
Наименование величины	Единица в системе МКГСС	Коэффициент перевода в СИ	Единица в СИ
Энергия, работа, количество тепла	^кг/с2 кГм ккал	1 9,81 4187	Дж Дж Дж
Масса	КГ	9,81	кг
Сила	кГ, кг м./ с2	9,81	н
Давление	кГ/см2 мм вод ст мм рт ст	9,81 9,81 123	Па Па Па
Температура	°C	1	К(°С)
Тепловой поток	Ккал/ч	1,163	Вт
Плотность теплового потока	Ккал/(м2ч)	1,163	Вт/м2
Коэффициент тепло-проводрости	Ккал/мч°С	1,163	Вт/(м°С)
Коэффициент теплопередачи	Ккал/м2оС	1,163	Вт/(м°С)
Коэффициент теплоотдачи	Ккал/м2оС	1,163	Вт/(м°С)
Сопротивление теплопередаче	Ккал/м2оС	1,163	Вт/(м°С)
Термическое сопротивление	Ккал/м2оС	1,163	Вт/(м°С)
Теплоемкость	Ккал/кг°С	1,163	Вт/(кг °C)
Коэффициент динамической вязкости	кГс/м2	9,81	Нс/м2
Коэффициент воздухопроницаемости	кг/м2чмм вод ст	1/9,81	кг/м2 Па
Сопротивление воздухопроницанию	м2 ч мм вод ст/кг	9,81	м2 ч Па/кг
410
ЛИТЕРАТУРА
1.	Абрамович Г.Н. Теория турбулентных струй. М., Физматгиз, 1960, 715 с.
2.	Авдуевский В.С. и др. Основы теории полета космических аппаратов. М., «Машиностроение», 1972, 680 с.
3.	Аврух А.Я. Проблемы себестоимости электрической и тепловой энергии. М., "Энергия", 1956.
4.	Авторское свидетельство № 688244 /Стеклопакет/. Савин В.К., Тарасов В.П., Крутов В.В. - Бюллетень изобретений и открытий, 1979, №36.
5.	Авторское свидетельство № 669045 /Стеклопакет/. Савин В.К. и др. -Бюллетень изобретений и открытий, 1979, № 23.
6.	Авторское свидетельство № 885519 /Окно/. Савин В.К. и др. //Бюллетень изобретений и открытий, 1981, № 45.
7.	Авторское свидетельство № 947337 /Наружное ограждение/. Савин В.К., Бутовский И.Н. //Бюллетень изобретений и открытий, 1982, № 4.
8.	Александровский С.В. Долговечность наружных ограждающих конструкций, М., НИИСФ РААСН, 2004.
9.	Александровский С.В. Метод прогнозирования долговечности наружных ограждающих конструкций. //Исследования по строительной теплофизике. Сб. трудов НИИСФ. М., 1984.
10.	Авторское свидетельство № 1775538 /СССР/ Трехслойная светопрозрачная папель/ В.К Савин, И.Н.Лебедев //БИ, 1992, № 42.
11.	Акатнов Н.И. Распространение плоской турбулентной струи вдоль твердой, гладкой и шероховатой поверхностей. //Известия АН СССР. ОТН. Сер. «Механика и машиностроение», 1960, № 1, с. 27-32.
12.	Банхиди Л. Тепловой микроклимат помещений, М., Стройиздат, 1981.
13.	Барберг, Кэттон, Эдвардс. Естественная конвекция в замкнутом пространстве. //«Теплопередача». Сер.С, 1976, № 2.
14.	Баринова Л.С., Волков Ю.С. Строительство - определяющий фактор устойчивого развития. //«Строительный эксперт», 2002, №4 (119).
15.	Бай Ши-и. Теория струй. М., Физматгиз, 1960,410 с.
16.	Батурин В.В., Эльтерман В.М. Аэрация промышленных зданий. М., Госстройиздат, 1953.
17.	Батурин В.Б. Основы промышленной вентиляции. М., Профиздат 1951.
18.	Берман Р.К. Теплопроводность твердых тел. М., 1979.
19.	Берман М.И., Календерьян В.А. Тепломассоперенос в плотном продуваемом слое плодов и овощей. - ИФЖ, 1986, № 2.
412
20.	Блох А.Г. Основы теплообмена излучением. М., Госэнергоиздат, 1962.
21.	Богословский В.Н. Строительная теплофизика. М., «Высшая школа», 1982.
22.	Богословский В.Н. Тепловой режим здания. М., Стройиздат, 1979.
23.	Бодров В.И. Хранение картофеля и овощей. Горький, Волго-Вятское издательство, 1985.
24.	Брдлик П.М. К вопросу о турбулентной естественной конвекции. //ИФЖ, т. 13, 1967, № 2.
25.	Брдлик П.М., Савин В.К. Теплообмен в окрестности критической точки при осесимметричном струйном обтекании плоских поверхностей, расположенных нормально к потоку. //ИФЖ, 1966, т. 10, № 4, с. 423-428.
26.	Брдлик П.М., Савин В.К. Переход ламинарного пограничного слоя в турбулентный при осесимметричном струйном обтекании плоских поверхностей, расположенных нормально к потоку. //ИФЖ, 1966, т. 11, №4, с. 432-437.
27.	Брдлик П.М., Савин В.К. Исследование теплообмена при осесимметричном струйном обтекании плоских поверхностей, расположенных нормально к потоку. //«Научные труды НИИСФ», 1967, вып. 2, с. 123-142.
28.	Брдлик П.М., Савин В.К. Исследование гидродинамики затопленной осесимметричной струи, набегающей перпендикулярно на пластину. - В кн.: Строительная теплофизика. М., 1966, с. 132-138.
29.	Брдлик П.М., Бурцев В.И., Савин В.К. Экспериментальное изучение теплообмена в застойной зоне, возникающей при воздействии плоской полуограниченной струи с потоком естественной конвекции у вертикальной изотермической поверхности. //ИФЖ, 1967, т.13, № 6.
30.	Брилинг Р.Е. Воздухопроницаемость ограждающих конструкций и материалов. М., Стройиздат, 1949.
31.	Бурцев В.И., Лисовская З.П. К расчету лучистого теплообмена в верхней зоне хранилища. - В кн.: Проблемы экономики энергетических ресурсов в сельскохозяйственных сооружениях. Орел, 1981.
32.	Бурцев В.Н., Савин В.К. Экспериментальное изучение быстроты затухания максимальной избыточной температуры в плоской ограниченной струе. И «Научные труды Гипронисельпром», М., Стройиздат, 1969, вып. 2, с. 241-250.
33.	Бутовский И.Н., Матросов Ю.А. Теплозащита энергетически эффективных зданий. Обзорная информация, вып.6, М., 1987.
34.	Богуславский Л.Д. Технико-экономические расчеты при проектировании наружных ограждающих конструкций зданий. М., «Высшая школа», 1969.
35.	Варгафтик Н.Б. Теплопроводность жидкостей и газов. М., 1978.
36.	Власов О.Е. Основы строительной теплотехники. ВИА РККА, 1938.
413
37.	Власов О.Е., Еремеев Г.Г. и др. Долговечность ограждающих и строительных конструкций. М., Госстройиздат, 1963.
38.	Власов О.Е. Значение термоупругих напряжений в повышении долговечности строительных конструкций. — В.кн.: Строительная физика. Состояние и перспективы развития. М., Строийиздат, 1961.
39.	Волкинд И.Л. Промышленная технология хранения картофеля, овощей и плодов. М. Агропромиздат, 1989.
40.	Волкинд И.Л., Лобанова А.С. Влияние относительной влажности воздуха в картофеле-овощехранилищах на сохранность продукции.-консервная и овощная промышленность, 1972.
41.	Волкинд И.Л., Позин Г.М. Система уравнений тепло-массообмена для хранилищ с активной вентиляцией. - В кн..: Проектирование, строительство и эксплуатация хранилищ для картофеля и овощей. /Гипронисельпром, Орел, 1972.
42.	Волков М.А. Тепломассообменные процессы при хранении пищевых продуктов. М.; Легкая и пищевая промышленность, 1982.
43.	Волконский В., Кузовкин А. Нефтяной комплекс: финансовые потоки и ценообразование. - «Экономика», 2002, №6.
44.	Волчков Э.П., Кутателадзе С.С., Леонтьев А.И. Взаимодействие затопленной турбулентной струи с твердой стенкой. //ПМТФ. М., 1965, №2, с. 25-28.
45.	Гардон Р., Акфират И. Характеристики теплопередачи при ударе двумерных воздушных струй. //Теплопередача. Сер. С. Труды Американского об-ва инженеров-механиков (русск. перев.), 1966, № 1, с. 110-118.
46.	Гершензон Ю.А., Ивянский А.З., Павлинова Н.Б. О воздухопроницаемости окон в домах массового строительства, И «Жилищное строительство», N4,1982.
47.	Гершуни Г.З., Жуховицкий Е.М. Конвективная устойчивость несжимаемой жидкости. М., «Наука», 1972.
48.	Гершуни Г.З., Жуховицкий Е.М. Конвективная устойчивость. - В кн.: Итоги науки и техники. Сер. Механика жидкости и газа, ВИНИТИ АН СССР, 1978, № 11.
49.	Гиндоян А.Г., Мочалов В.А., Вермишев М.К. Некоторые вопросы конвективного теплообмена в светопропускающих заполнениях криволинейного очертания. - В кн.: Светопрозрачные конструкции, М., Стройиздат, 1970.
50.	Гиндоян А.Г., Файнштейн В.А., Иванова Н.Н. Влияние временного отключения энергоснабжения систем обеспечения микроклимата на тепловой режим в картофеле-овощехранилищах //«Холодильная техника», 1986, № 9.
51.	Гинзбург А.С., Громов М.А. Теплофизические характеристики картофеля, овощей и плодов. М.; Агропромиздат, 1987.
414
52.	Глушко Г.С. Дифференциальные уравнения для масштаба турбулентности и расчет пограничного слоя на плоской пластине. - В кн.: Турбулентные течения. М., «Наука», 1970, с. 264.
53.	Горомосов М.С. Микроклимат жилищ и его гигиеническое нормирование, М.: «Стройиздат», 1960.
54.	ГОСТ 25891-83. Методы определения сопротивления воздухопроницанию ограждающих конструкций. М.: Стройиздат, 1983.
55.	ГОСТ 30494-96 Здания жилые и общественные. Параметры микроклимата в помещениях, МНТКС, 1999.
56.	Дропкин В., Сомерскейла. Теплоотдача путем естественной конвекции в жидкостях, ограниченных двумя параллельными плоскостями, которые располагаются под разными углами наклона к горизонтали. - Теплопередача: М., «Мир», 1965, № 1.
57.	Глазьев С.Ю. Экономическая теория технического развития. М., «Наука», 1990.
58.	Глазьев С.Ю., Львов Д.С., Фетисов Г.Г. Эволюция техникоэкономических систем: возможности и границы централизованного регулирования, М., «Наука», 1992.
59.	Грязнов В.Л., Полежаев В.И. Исследование некоторых разностных схем и аппроксимаций граничных условий для численного решения уравнений тепловой конвекции. - Препринт №40, Институт проблем механики АН СССР, 1974.
60.	Грязнов В.Л., Полежаев В.И. Численное решение нестационарных уравнений Навье-Стокса для турбулентного режима естественной конвекции. - Препринт №81, М., Институт проблем механики АН СССР, 1977.
61.	Губернский Ю.Д., Лицкевич В.К. Жилище для человека, М., Стройиздат, 1991.
62.	Гулабянц Л.А., Рыбалов Е.И., Качалов А.Н. Теплообмен при естественной конвекции в каналах различной ориентации. // Научн.тр. НИИСФ.. Теплозащитные свойства ограждающих конструкций зданий, М., 1980.
63.	Гулабянц Л.А., Клюшников Ф.В. Снижение теплопотерь через окна за счет использования стекол с низкой степенью черноты. И Сб. тр. НИИСФ. Исследования по вопросам экономии энергии при строительстве и эксплуатации зданий, 1982.
64.	Гусев Н.М. Естественное освещение зданий. М., Госстройиздат, 1961.
65.	Гухман А.А. Введение в теорию подобия. М., «Высшая школа». 1973.
66.	Гребер Г., Эрк С., Григулль У. Основы учения о теплообмене. М., Изд-во иностр, лит., 1958.
67.	Данцинг Н.Н. Освещение жилых и общественных зданий. //«Руководство по коммунальной гигиене», т.Ш, М., Медгиз, 1963.
415
68.	Дмитриев А.Н. Управление энергосберегающими инновациями. М., АСЕ, 2001.
69.	Дроздов В.А., Савин В.К., Серков Б.П. Технические исследования многощелевых заполнений. //Известия вузов, сер. «Строительство и архитектура», 1975, № 5.
70.	Дроздов В.А., Савин В.К., Александров Ю.П. Теплообмен в светопрозрачных ограждающих конструкциях. М.: Стройиздат, 1979.
71.	Дроздов В.А., Александровский Ю.П., Савин В.К., Ермаков Н.С. Особенности теплопередачи через зенитные фонари при обогреве под фонарного пространства. - В кн.: Совершенствование светопрозрачных конструкций промышленных зданий. М„ 1973, выл. 24.
72.	Дроздов В.А., Бутовский И.Н. Теоретические предпосылки создания светопрозрачных конструкций с повышенными теплоизоляционными свойствами. - Научн. тр. ЦНИИПромзданий. М., 1970, вып.16.
73.	Дроздов В.А., Гликин С.М., Савин В.К. и др. Применение стекла в строительстве. Справочник. М., Стройиздат, 1983.
74.	Дячек П.И. О теории тепловлажностных процессов при хранении сочных продуктов полеводства. - Холодильная техника, 1981, № 4.
75.	Жадан В.З. Теплофизические основы хранения сочного растительного сырья на пищевых предприятиях. М.; «Пищевая промышленность», 1976.
76.	Жадан В.З. Влагообмен в плодоовощехранилищах. М.: Агропромиз-дат, 1985.
77.	Жимерин Д.Г. Энергетика и экономика, М., "Знание", 1966.
78.	Зельдович Я.Б. Предельные законы свободно восходящих конвективных потоков. //ЖЭТФ, 1937, т. 7, вып. 12, с. 1463-1465.
79.	Иванов В.И., Мальцева Е.М. Выбор рациональных режимов активного вентилирования картофеля и овощей при охлаждении и хранении. //Холодильная техника, 1985, № 11.
80.	Из доклада Президента МАГ, мэра Москвы Ю.М.Лужкова. //«Энергосбережение», №4,2000.
81.	Из "Плана действий Правительства РФ по реализации в 2003 г. Программы социально-экономического развития РФ на среднесрочную перспективу (2002-2004 гг.)
82.	Ильинский В.М. Строительная теплофизика. М., «Высшая школа», 1974.
83.	Ильичев В.А. Научно-технические достижения и интеллектуальные проблемы инноваций в строительстве. - Российская академия архитектуры и строительных наук. Дела и люди. Т.П. 1999-2003. - М.: Едиториал, УРСС, 2004
84.	Инструкция по определению экономической эффективности капитальных вложений в строительстве (СП 423-71). М., Стройиздат, 1972.
416
85.	Исакович Г.А., Слуцкий Ю.Б. Экономия топливно-энергетических ресурсов в строительстве. М„ Строиздат, 1988.
86.	Итоги работы строительного комплекса и жилищно-коммунального хозяйства России в 2003 г. //«Экономика строительства», 2004, №3.
87.	Казанцев И.А., Либер И.С. Тепловая защита и инженерное оборудование зданий на Севере. Л., Стройиздат, 1975.
88.	Качалов А.Н. Сложный теплообмен в ячеистой стенке: Дисс. канд. техн. наук. -М.: МИХМ, 1982.
89.	Кейс В.М. Конвективный теплообмен и массообмен. М.: « Энергия», 1972.
90.	Кирпичев М.А. Теория подобия. М., Изд.АН СССР, 1953.
91.	Ключников А.Д., Иванцов Г.П. Теплопередача излучением в огнетехнических установках. М., «Энергия», 1970.
92.	Кондратьев Н.Д. Большие циклы конъюктуры/ Вопросы конъюкту-ры. 1925, т.1, вып.1.
93.	Кондрашов В.А., Моисенко А.М. Исследование теплоустойчивости хранилищ сочного сельскохозяйственного сырья.// Вестник Россель-хозакадемии. 2002., № 4.
94.	Кондрашов В.И., Моисеенко А.М. Математическое моделирование теплового состояния хранилищ при отключении энергоснабже-ния.//Доклады РАСХН. 2003, № 3.
95.	Кондрашов В.И., Моисеенко А.М. Математическое и компьютерное моделирование тепло-влагообменных процессов в овощехранили-щах.//Механизацня и электрификация сельского хозяйства, 2003, №9.
96.	Константинова В.Е. Выбор надбавок к расчетным теплопотерям, учитывающих сквозную инфильтрацию наружного воздуха через ограждения жилых зданий. - Труды НИИСТ. М., Стройиздат, 1959, №3.
97.	Константинова В.Е. Расчет воздухообмена в жилых и общественных зданиях. М., Стройиздат, 1964.
98.	Конт-Белло Ж. Турбулентное течение в канале с параллельными стенками. М., «Мир», 1968, с. 176.
99.	Кремнев О.А., Сатановский А.Л. Воздушно-водоиспарительное охлаждение оборудования. М.; Машгиз, 1961.
100.	Ключников А.Д., Иванцов Г.П. Теплопередача излучением в огнетехнических установках. М., «Энергия», 1970.
101.	Клюшников Ф.В., Петражицкий Г.Б. Численные методы решения уравнений свободной конвекции. //Труды МВТУ им.Баумана, 1973, №170, вып. 1.
102.	Конституция Российской Федерации. М., «Новая Волна», 1999.
103.	Краснов Н.Ф. Аэрогазодинамика. М., «Высшая школа», 1971, с. 630.
104.	Кришер О. Научные основы техники сушки. М., Изд-во иностр, лит., 1961.
105.	Кутателадзе С.С., Леонтьев А.И. Тепломассообмен и трение в турбулентном пограничном слое. М., «Энергия», 1972.
417
106.	Кутателадзе С.С. и др. Турбулентная естественная конвекция в вертикальном слое. //Теплофизика высоких температур, 1977, т.15, №3.
107.	Кэттон. Конвекция в замкнутой прямоугольной полости. Возникновение движения. Теплопередача: «Мир», 1970, №1.
108.	Ленин В.И. Полн.собр. соч. Изд.5-е
109.	Ливчак В.И. Реалистический подход к энергосбережению в существующем жилом фонде города. //«Энергосбережение», 2002, №5.
ПО. Ливчак И.Ф. Вентиляция многоэтажных жилых домов. М., Гос-стройиздат, 1951.
111.	Литвинцева Г. П. Анализ ценовых диспропорций в российской экономике. И Проблемы прогнозирования, М., №4,2002 г.
112.	Лыков А.В. Теоретические основы строительной теплофизики. Минск. Изд-во Академии наук БССР, 1961.
113.	Лыков А.В. Теория теплопроводности. - М.: «Высшая школа», 1967.
114.	Лыков А.В. Явления переноса в капиллярно-пористых телах. М., Гостехнотеоретиздат, 1954.
115.	Лыков А.В. Теория сушки. М., Госэнергоиздат, 1968.
116.	Макгрегор И., Эмери Е. Свободная конвекция в вертикальных слоях жидкости при средних и высоких числах Прандтля. //Теплопередача.// Серия С. Труды Американского об-ва инженеров-механиков, 1969, № 3.
117.	Малышева А.Е. Гигиенические вопросы радиационного теплообмена человека с окружающей средой, М., «Медицина», 1968.
118.	Малышева А.Е. Гигиеническая оценка рационального охлаждения зданий. - В кн.: Исследования по строительной физике. М., Стройиздат, 1959.
119.	Малоземов В.В. Определение локальных коэффициентов теплоотдачи с помощью интерферометра. -В кн.: Строительная теплофизика. -М.- «Энергия», 1966.
120.	Малоземов В.В., Турчин И.А. Методика определения температурных полей с помощью интерферометра. //ИФЖ, 1965, т. 8, №2.
121.	Майерс Т.Е., Шауер И.И., Юстис Р.Н. Теплообмен в плоских турбулентных струях у стенки. //Теплопередача. Сер. С. Труды Американского об-ва инженеров-механиков (русск. перев.), 1963, №3, с. 23-30.
122.	Матросов Ю.А. Регионы России переходят на энергетический принцип проектирования строительства зданий. И «Энергосбережение», 2002, №2.
123.	МГСН 2.01-99 «Энергосбережение в зданиях», М., 1999 г.
124.	Медведева Е.А. Технологические уклады и энергопотребление. //Сибирский энергетический институт. СО РАН, 1994.
125.	Методика и нормативы для определения стоимости эксплуатации промышленных зданий на стадии их проектирования. //Труды ЦНИ-ИПромзданий, 1971.
418
126.	Михеев М.А., Основы теплопередачи. М., Госэнергоиздат, 1956.
127.	Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. М., «Энергия», 1973.
128.	Моисеев С. Взлет и падение монетаризма. И «Вопросы экономики», 2002, №9.
129.	Моисеенко А.М. Исследование теплоустойчивости зданий овощехранилищ. //Сб.научн. трудов. Актуальные вопросы строительной физики. -М.: НИИСФ, 1984.
130.	Моисеенко А.М., Бурцев В.И., Савин В.К. Расчеты температурного режима верхней зоны охлаждаемых картофелехранилищ. //Сб. докладов научно-практического семинара «Инженерное оборудование и прогрессивные технологии при хранении и переработке сельскохозяйственной продукции». - Орел, ОГСХА, 1998.
131.	Народное хозяйство России / Статистический сборник - М., 2001.
132.	Николаевский В.Н. Механика пористых и трещиноватых сред. М.: «Наука», 1984.
133.	Ныоэл М., Шмидт Ф. Теплопередача при ламинарной и естественной конвекции в прямоугольной замкнутой полости. И Теплопередача: «Мир», 1965, №1.
134.	Оболенский Н.В. Архитектура и солнце. М., Стройиздат, 1968.
135.	Общесоюзные нормы технологического проектирования зданий и сооружений для хранения и обработки картофеля и овощей. ОНТП -6-80. М.: «Колос», 1981.
136.	Основные методические положения технико-экономических расчетов в энергетике. М., Металлургиздат, 1959.
137.	Остроумов Г .А. Свободная конвекция в условиях внутренней задачи. М..-Л., ГТТИ, 1952.
138.	Патанкар С., Сполдинг Д. Тепломассообмен в пограничных слоях. М., «Энергия», 1971.
139.	Патент на изобретение № 2235842 «Светопрозрачные конструкции», (авт. Савин В.К.), выдан 10 сентября 2004г.
140.	Патент на изобретение № 2171883 «Клееный стеклопакет» (авт. Савин В.К., Гладков С.А.), выдан 10 августа 2001
141.	Патент на изобретение № 2135726 «Оконный блок» (авт.Савин В.К., Савина Н.В., Верховский А.А.), выдан 27 августа 1999
142.	Патент на изобретение №2091557 «Окно с повышенными теплозащитными свойствами» (авт.Савин В.К., Верховский А.А.), выдан 27 сентября 1997
143.	Повх И.Л. Техническая гидромеханика. Л.: «Машиностроение», 1969.
144.	Пособие по теплотехническому расчету зданий для хранения и переработки картофеля и овощей (к СНиП 2.10.02-84), (авт.Лусто В.П., Савин В. К., Бурцев В.И., Лисовская З.П. и др.) - М.: Стройиздат, 1988.
419
145.	Прандтль Л., Гидроаэромеханика, М., ИЛ, 1951, с. 575.
146.	Путин В.В. Выступление на Всероссийском совещании по проблемам развития ТЭК России. // «Энергетическая политика», 2001, вып. 1-2.
147.	Рейтби Г., Холланде К. Ламинарная и турбулентная свободная конвекция от эллиптических цилиндров. Частные случаи: вертикальная пластина и горизонтальный круговой цилиндр.// Теплопередача, 1976, №1.
148.	Рекомендации по расчету светопрозрачных конструкций зданий с учетом светотехнических, теплотехнических качеств и техникоэкономических показателей. (Савин В.К. и др.). - М.: Стройиздат, 1985.
149.	Реттер Э.И., Стриженов С.И. Аэродинамика зданий. М., Госстрой-издат, 1968.
150.	Рэндалл К. и др. Характеристика теплообмена при свободной конвекции в плоскопараллельных полостях. // Теплопередача: изд. «Мир», 1979, т. 101, №1.
151.	Савин В.К. Паралогизм, парадоксы и энергосбережение. Современные строительные конструкции. //«Окна и двери» №1, 2003 г.
152.	Савин В.К. Исследование гидродинамики в пристенном пограничном слое полуограниченной струи. //ИФЖ, 1969, т. 17, № 4, с. 733-736.
153.	Савин В.К. Исследование гидродинамики и теплообмена в плоских импактных струях. //«Труды IV Всесоюзного совещания по тепло- и массопереносу». Минск, 1972, т. 1, ч. 2, с. 273-275.
154.	Савин В.К. Теплопередача через окна при наличии отопительных приборов. - В кн.: Совершенствование светопрозрачных ограждений промышленных зданий. М., Стройиздат, 1978, вып. 42.
155.	Савин В.К. Настилающая турбулентная струя как средство борьбы с холодными токами воздуха и выпадением конденсата на вертикальных поверхностях ограждения. - В кн .: Кондиционирование воздуха и вентиляция лабораторных зданий. М., «Наука», 1975.
156.	Савин В.К., Шантырь Г.Н. Теплопотери через обогреваемые одинарные остекления в климатических условиях г. Москвы. - В кн.: Общие вопросы строительства. М., ЦИНИС, 1973, №1.
157.	Савин В.К., Некрасов Б.Д. Бесконтактный метод определения теплопроводности строительных и теплоизоляционных материалов. - В кн..: Инженерно-теоретические основы строительства. М.: ВНИИИС, 1983, вып.7, сер.ОЗ.
158.	Савин В.К. Исследования локальных и средних значений коэффициента теплопередачи в вертикальных герметичных воздушных прослойках ограждений.//Труды НИИСФ. Исследование теплозащиты зданий.-М., 1983.
420
159.	Савин В.К. Энергоэкономический анализ элементов наружных ограждающих конструкций и оболочки здания в целом. Современные строительные конструкции. //«Окна и двери»,2002, №7-9 (64-66).
160.	Савин В.К., Бурцев В.И., Лисовская З.П. Определение теплофизических характеристик экзотермического слоя с линейным распределением температуры. // Научные труды НИИСФ: Микроклимат и теплоизоляция зданий, 1979.
161.	Савин В.К., Бурцев В.И.,Лисовская З.П. Оптимизация уровня теплозащиты ограждающих конструкций картофелехранилищ. // Научные труды НИИСФ; Исследования по строительной теплофизике, 1984.
162.	Савин В.К., Зворыкин Н.Д. Методика расчета энергетической эффективности наружных ограждающих конструкций зданий. // Исследования по строительной теплофизике Сб.тр. НИИСФ, 1989.
163.	Савин В.К. Теплотехнические, светотехнические и экономические основы проектирования окон зданий, строящихся на Севере. - В кн.: Энергоэффективные здания. Советско - финский семинар. Часть 1. М., 1984.
164.	Савин В.К. Теоретические основы и инженерные методы теплотехнических расчетов светопрозрачных ограждений, докт. дисс., НИИСФ, 1985.
165.	Савин В.К., Бурцев В.И., Лисовская З.П. Определение теплофизических характеристик экзотермического слоя с линейным распределением температуры.- В кн.: Строительная теплофизика. М.; Госстрой СССР, НИИ строительной физики, 1979.
166.	Савин В.К., Моисеенко А.М., Кондрашов В.И. Математическое моделирование процессов тепловлагообмена в насыпи вентилируемой продукции в картофелехранилище. // Сб. докладов восьмой научно-практической конференции (Академические чтения) «Стены и фасады. Актуальные проблемы строительной физики». М., НИИСФ, 2003.
167.	Савин В.К., Захарьян Р.З. Расчет теплообмена у внутренней поверхности окна при наличии восходящих тепловых струй. - В кн.: Совершенствование свегопрозрачных конструкций промышленных зданий. «Труды ЦНИИПЗ», М., Стройиздат, 1973, вып. 24, с. 54-64.
168.	Савин В.К. Теплообмен между окном и гравитационной струей. //«Известия вузов. Сер. Строительство и архитектура». Новосибирск, 1974. №11, с. 128-132.
169.	Савин В.К., Коргер М., Микшер А.М. Тепломассообмен при конвективной сушке строительных материалов с сопловым обдувом. //ИФЖ, 1975, №2, с. 346.
170.	Савин В.К., Серков Б.П. Теплоизоляционные качества пластмассовых заполнений зенитных фонарей и окон с ограниченными воздушными прослойками. //Труды ЦНИИПЗ, М., 1977, вып. 47.
421
171.	Савин В.К., Микшер А.М. Сушка стен при отделочных работах с помощью соплового обдува. Ташкент, «Гелиотехника», 1975, № 2, с. 55-59.
172.	Савин В.К. К вопросу о турбулентной естественной конвекции у вертикальной изотермической стенки.//Труды НИИСФ, Строительная теплофизика.-М., 1979.
173.	Савин В.К., Верховский А.А. Исследования теплотехнических свойств окон со светопрозрачным экраном в межстекольном пространстве. //«Жилищное строительство», 1995, №11.
174.	Савин В.К. Критерий энергетической эффективности наружного ограждения.//Окна и двери,- 2001, №4(49).
175.	Савин В.К. Энергоэффективность наружных конструкций зданий. //«Энергосбережение».- 2002, №6.
176.	Савин В.К. Методика расчета теплопотерь наружного ограждения зданий с учетом светотеплотехнических свойств окон и уровня теплозащиты стен.//Окна и двери.- 2002, №4-5 (61-62).
177.	Савин В.К. Расчет, проектирование и нормирование воздухопроницаемости ограждающих конструкций./ Сб. докл. «Проблемы строительной теплофизики систем обеспечения микроклимата и энергосбережения в зданиях». - М., НИИСФ РААСН, 2000.
178.	Савин В.К., Давыдова Н.С. Конвективный теплообмен в воздушной прослойке и у внутренней поверхности окна при наличии нагревательного прибора и подоконника. //Сб. трудов НИИСФ. М., 1985.
179.	Савин В.К., Давыдова Н.С. Инженерный метод теплофизического расчета окон при установке под ними нагревательных приборов. //Сб. трудов НИИСФ: Теплоизоляция зданий, М., 1986.
180.	Санитарные нормы проектирования промышленных предприятий. (СН 245-71). М., Стройиздат, 1972.
181.	«Санитарные правила по постройке жилых зданий», утвержденные Наркомздравом РСФСР в 1922 году.
182.	Семенова Е.И. Воздухопроницаемость окон жилых и общественных зданий. М.: Стройиздат, 1969.
183.	Семенова Е.И. Теплотехнические исследования окон с теплоотражающими стеклами. //Научн.тр. ЦНИИЭПжилища, 1976.
184.	Семенова Е.И. Зависимость теплотехнических свойств окна с теплоотражающим стеклом от степени черноты стекла и температуры наружного воздуха. //Сб. научи, тр. Красноярский Промстройниипро-ект. - Красноярск.
185.	Складирование картофеля и овощей и фруктов, а также промышленная переработка картофеля. Проспект акционерного общества Юлай-нен Инсинееритоймисто. Хельсинки, Ратаместаринкате, 1981.
186.	СНиП И-А.6-72. Строительная климатология и геофизика. М., Стройиздат, 1973.
422
187.	СНиП П-А.8-72. Естественное освещение. Нормы проектирования. М., Стройиздат, 1973.
188.	СНиП 23-05-95. Естественное и искусственное освещение, М., 1995.
189.	СНиП 2.07.01-89*. Градостроительство. Планировка и застройка городских и сельских поселений, М., 1990.
190.	СНиП 2.04.05-91*. Отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха, М., 1994.
191.	СНиП 2.08.01-89*. Жилые здания, изд. 1995.
192.	СНиП П-3-79*. Строительная теплотехника, изд. 1998.
193.	СНиП 31-02-2001. Дома жилые одноквартирные, изд. 2001.
194.	СНиП 23-02-2003. Теплозащита зданий, изд. 2004.
195.	СНиП 2.10.02.-84. Здания и помещения для хранения и переработки сельскохозяйственной продукции, изд. 1984.
196.	СНиП П-В.6-62. Строительная теплотехника, изд. 1962.
197.	СниП П-В. 4-58. Нормы проектирования ограждающих конструкций.
198.	СниП 11-В.6-62. Ограждающие конструкции. Нормы проектирования.
199.	Справочное пособие к СНиП. Расчет и проектирование ограждающих конструкций зданий. М. Стройиздат, 1990
200.	Стройка (приложение к справочнику «Строитель»), 2002, №41(367).
201.	Табунщиков Ю.А. Расчеты температурного режима помещения и требуемой мощности для его отопления или охлаждения. М.; Стройиздат, 1981.
202.	Табунщиков Ю.А., Хромец Д.Ю., Матросов Ю.А. Тепловая защита ограждающих конструкций зданий и сооружений. М., Стройиздат, 1986.
203.	Типовая методика определения экономической эффективности капитальных вложений и новой техники в народном хозяйстве СССР. М., Госпланиздат, 1960.
204.	Титов В.П. Учет воздухопроницаемости стыков панелей при теплотехническом расчете ограждений. - В сб.: «Сантехпроект», 4(8), 1961.
205.	Турчин И.А. Влияние дискретно-распределительного вдува и отсоса на теплообмен при естественной конвекции у вертикальной поверхности. Автореферат дис. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. Минск, НИИ тепломассообмена, 1964.
206.	Фабрикантов Н.Я. Аэродинамика. М., «Наука», 1964.
207.	Филипов Л.П. Исследование теплопроводности жидкостей. М., 1970.
208.	Фокин К.Ф. Строительная теплотехника. М.; «Высшая школа», 1970.
209.	Фокин К.Ф. Строительная теплотехника ограждающих частей зданий. М., Госстройиздат, 1973.
210.	Фремптон К. Современная архитектура. Критический взгляд на историю развития. М., Стройиздат, М., 1990.
423
211.	Хинце О.П. Турбулентность. М., Физматгиз, 1962, с. 236.
212.	Холл А. Опыт методологии для системотехники, М., «Советское радио», 1975.
213.	Холланде и др. Перенос тепла свободной конвекцией через наклонные слои. //Теплопередача, 1976, № 2.
214.	Чумак И.Г., Чепуренко В.П., Чуклин С.Г. Холодильные установки. М.; «Легкая и пищевая промышленность», 1981.
215.	Шантырь Г.В. Савин В.К. Технико-экономическая эффективность применения различного типа остекления витрин. - В кн.: Общие вопросы строительства, ЦИНИС, 1973, № 3.
216.	Шаповалов И.С., Лицкевич В.К. Микроклимат квартиры, М., «Знание», 1975.
217.	Широков Е.П. Технология хранения и переработки плодов и овощей. «Колос», 1978.
218.	Шорин С.Н. Теплопередача. М., «Высшая школа», 1964.
219.	Шнеллер Н. Сушка влажных поверхностей с помощью струй теплого воздуха. //«Труды IV Всесоюзного совещания по тепло-и массопе-реносу». Минск, 1972, т. 2.
220.	Шепелев И.А. Приточные вентиляционные струи и воздушные фонтаны. //«Известия АН СССР», 1961, № 4, с. 90-108.
221.	Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. М., «Наука», 1974, с. 712.
222.	Эккерт Э.Р., Дрейк Р.М. Теория тепло- и массообмена. М.-Л., Гос-энергоиздат, 1961.
223.	Энергетическая стратегия России на период до 2020 года. Распоряжение Правительства РФ от 28 августа 2003 г. №1234-Р, Москва.
224.	«Энергоэффективная экономика» /Федеральная целевая программа. Утверждена постановлением Правительства Российской федерации 17.11.2001 г. №796.
225.	Юдаев Б.Н. Теплопередача. М., «Высшая школа», 1981,319 с.
226.	Юдаев Б.Н., Михайлов М., Савин В.К. Теплообмен при взаимодействии струй с преградами. М., «Машиностроение», 1977.
227.	Яременко Ю.В. "Правильно ли поставлен диагноз?" //«Экономические науки», 1991, №1.
228.	Яременко Ю.В. Приоритеты структурной политики и опыт реформ. М., «Наука», 1999.
229.	Ясин Ю.Д., Ясин В.Ю., Ли А.В..Пенополистиролы. Ресурс и старение материала. Долговечность конструкций. //«Строительные материалы», 2002, N5.
230.	Baird С. D., Goffney J.J.Anumerical procedure for calculating heat transfer in bulk loads of fruits or vegetables. - ASHRAE Trans, 1976, Vol.82, №2, p.525-540.
231.	Bakke P. An experimental inyestigation of a wall jet. Journal of Fluid Mechanics, 1957, vol. 2, № 5, p. 467-472.
424
232.	Burton W. Post -Harvest Behavior and Storage of potatoes. - Applied Biology. England, 1978.
233.	Burton W. Recent developments inpotate storage. - Agr, Engr.,1977, 31. l.p.
234.	Catton I. Natural convection in enclosures. - 6 th International Heat Transfer Conference, Toronto, 1978. - Ottawa: Keynote pap. 1978, Vol.6, p.13-31.
235.	Chu H., Churchill S.W. The development and testing of numerical method for computation of laminar natural convection in enclosures. -Computers and Chemical Engineering, 1977, Vol.l, №2.
236.	Comfort E.H., O'Connor T., Cass L.A. Proceeding Heat Transfer and Fluid Meeh. Inst. Santa Clara, Calif., 1966
237.	Danieel K. “ Klimat isuren oder nur heizen?“. Technische Rdsch, 1971, s.13.
238.	Devahl Davis. Laminar natural convection in an enclosed rectangular cavity. - International Journal of Heat and Mass Transfer, 1968, Vol.ll.
239.	Eckert E. Heat Transfer and Flurd Mechanics Institute, American Society of Mechanical Engineers, Berkey, Calif, 1949.
240.	Eckert E., Carlson W. Natural convection in enclosures. - International Jjoumal of Heat and Mass Transfer, 1961, Vol.2, № 1, p.106-114.
241.	Fanger P.O. Thermal Comfort. Me Grow Hill. 1970.
242.	Griffils E., Davis A. Food Investigation Board, «Special Rep”, №9. Dept.
Ind, Res., London, 2,1931.
243.	Hart J. Stability of the flow in a differentially heated inclined box. -Journal of Fluid Mechanics, 1971, vol. 47, № 6, p.546 —576.
244.	Keynes J.M. The General Theory of Employment. Interest and Money/ Macmillan, 1936.
245.	Kraussold H. Forsch. Gebiete ingenieur, v.5, 1934.
246.	Kunii D., Smith J.M. Heat transfer characteristics of porous rocks.-AIChE Joum, vol.6, №1, p.71-78.
247.	Landis F., Janowitz H. Transient Natural Convection in a Narrow Vertical Cell Proceedings of the Third International Heat Transfer Conference, 1966, p. 139-151.
248.	Marchall A. Industry and Trade/ Macmillan, 1921.
249.	Mill J.S. Principles of Political Economy / longmans, Green, Reader and Deyr, 1874.
250.	Mull W., Reiher H. Warmeschutze durch Luftschichten Gesundheits-. Ingenieurwesens Beichte, 1930, vol.28.
251.	Nikuradze J. Gesetzassigkeit der turbulenten Stromung in glaten Rohren. - Arb. Ind.-Web., 1932, Bd.356.
252.	Poots G. Heat transfer by laminar free convection in enclosed plane gas layers. - Quarterly Journal Mechanics and Applied Mathematics, 1958, Vol.9.
425
Р аз д ел II. Энергоэффективность
Глава 5. Энергоэффективность наружного ограждения (стена+окно) при эксплуатации здания
5.1.	Общие положения......................................144
5.2.	Критерий энергетической эффективности окон	...	145
5.3.	Критерий энергетической эффективности наружного ограждения.............................................149
5.4.	Методика расчета теплопотерь наружного ограждения при эксплуатации зданий с учетом светотеплозащитных свойств окон и уровня теплозащиты стен.................155
Глава 6. Энергоэффективность при строительстве и экплуатации зданий
6.1.	Историческая справка (экономика и политика) ....	160
6.2.	Методика оценки эффективности теплозащиты зданий 162
6.3.	Технико-экономические расчеты при определении эффективности теплозащиты ограждающих конструкций зданий.........................................-	. .	168
6.4.	Тарифы, экономика, эффективность.....................177
6.5.	Энергетическая модель и эффективность при строительстве и эксплуатации здания....................180
Раздел III. Энергосбережение
Глава 7. Экономия энергии при строительстве и эксплуатации зданий
7.1.	Паралогизм, парадоксы и энергосбережение.............192
7.2.	Расчет экономии тепла при эксплуатации окон	...	198
7.3.	Минимизация энергозатрат при расчете оболочки здания	201
7.4.	Примеры расчета......................................204
7.5.	Долговечность и эффективность........................207
7.6.	Оценка эффективности зданий с различными сроками службы. .	 218
Глава 8. Энергосбережение при установке нагревательных приборов под окнами
8.1.	Тепловая защита рабочей зоны помещения...............223
8.2.	Теоретический расчет теплообмена между ламинарной гравитационной струей и окном..........................224
8.3.	Теплообмен между турбулентной гравитационной струей и окном................................................227
8.4.	Экспериментальные исследования.......................230
8.5.	Локализация холодных потоков воздуха, расчет теплопотерь и температурного поля у внутренней поверхности окна.......................................236
8.6.	Влияние подоконника на теплообмен ...................245
8.6.1. Теплообмену внутренней поверхности окна . . . . 248
8.6.2. Теплообмен в воздушной прослойке..................252
8.6.3 Исследование окон в климатической камере .	. . 256
8.6.4 Методика теплотехнического расчета окон ....	261
Глава 9. Повышение теплозащиты и энергоэффективности ограждающих конструкций
9.1.	Основные способы повышения термического сопротивления конструкций.............................264
9.2.	Энергоэффективность и стратегии..................267
9.3.	Щелевидные конструкции...........................271
9.3.1.	Конвективный теплообмен в вертикальных многощелевых конструкциях...........................272
9.3.2.	Влияние угла наклона многощелевой конструкции
на конвективную составляющую теплообмена . . .	279
9.3.3.	Методика расчета многощелевых конструкций . . .	288
9.3.4.	Теплотехнические испытания фрагментов многощелевых панелей........................... ...	293
9.4.	Теплозащитные покрытия...........................295
9.5.	Энергоемкость, долговечность и эффективность. . . .	308
Глава 10. Энергосбережение при борьбе с образованием конденсата на внутренних поверхностях ограждающих конструкций
10.1.	Постановка задачи. Основные методы защиты конструкций.......................................... 324
10.2.	Защита окон полуограниченной струей воздуха	326
10.2.1.	Теплообмен между ограждением и изотермической полуограниченной струей.............................328
10.2.2.	Теплообмен между ограждением и неизотермической полуограниченной струей.............................332
10.2.3.	Защита рабочей зоны помещения от ниспадающих холодных потоков воздуха............................338
10.2.4.	Борьба с выпадением конденсата на внутренних поверхностях ограждений.............................342
10.3.	Защита зенитных фонарей с помощью обдува осесимметричной струей воздуха.	345
10.4.	Обогрев подфонарного пространства...............349
Глава 11. Экономия энергии при строительстве и эксплуатации зданий для хранения картофеля и овощей
11.1	. Общие положения................................356
11.2	. Теплоустойчивость ограждающих конструкций	360
11.3	. Тепловой режим хранилища при отключении системы энергоснабжения.......................................367
11.4	. Математическое моделирование процессов тепловлагообмена в насыпи вентилируемой продукции в картофелехранилище..................................373
11.5	. Оптимизация уровня теплозащиты ограждающих конструкций хранилищ..................................378
Приложения........................................ ....	388
Литература...............................................412
253.	Quan G. High Rayleigh number convection in an enclosures. A numerical study. - Physics of Fluid, 1972, Vol.15.
254.	Rubell A., Landis F. Numerical study of natural convection in a vertical rectangular enclosures. - International Symposium of High Speed Compt-ing in Fluid Mechanics. - New York: American Institute of Physics, 1969, Supll.ll.
255.	Schmidt E., BecmannW. Tech. Meeh. Thermod., v.l, №10, 11,1930.
256.	Shumpeter J.A. Capitalism, socialism and democracy. N-Y., 1942.
257.	Stewartson K. Brief Reports, 1958, vol.lx-a.
258.	Tabor H. Radiation Convection and Conduction Coefficients in Solar Collectors. - BuLRes., Councill of Israel, 1974, vol.6.
259.	Weise R. Forschung a.d. Gebiete des Ingenieurwessens, 1935, vol.6, №6.
260.	Wiedhard K. Turbulente Grenzschichten. Gottinger Monographic, Bd.5, 1946.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие................... 4
Введение............................................6
Раздел!. Энергоперенос
Глава 1. Микроклимат помещений зданий
1.1	.Общие положения............................. 12
1.2.	Тепловой режим.............................. 16
1.3.	Состояние воздушной среды помещения............23
1.4.	Световой микроклимат...........................25
Глава 2. Перенос энергии
2.1.	Общее уравнение переноса энергии...............30
2.2.	Теплопроводность...............................32
2.3.	Конвективный теплообмен........................36
2.4.	Теплообмен излучением..........................40
2.5.	Перенос массы..................................44
Глава 3. Теплопередача через наружные ограждающие конструкции
3.1.	Методы исследования теплопередачи...........49
3.2.	Основы теории подобия, аналогия между теплообменом и массообменом...................................51
3.3.	Процесс теплопередачи через оболочку здания ... 57
3.4.	Теплообмен у внутренней поверхности ограждений . .	60
3.5.	Конвективный и лучистый теплообмен в замкнутых воздушных прослойках.............................79
3.6.	Расчет температурных полей и теплопередачи .... 91
3.7.	Расчет влажности внутреннего воздуха помещения	97
Глава 4. Проектирование и нормирование воздухопроницаемости ограждающих конструкций
4.1.	Общие положения...............................103
4.2.	Ошибки строительных норм......................105
4.3.	Метод и методика расчета воздухопроницаемости
4.3.1.	Метод расчета..............................113
4.3.2.	Расчет А/? при скорости ветра w=0..........115
4.3.3.	Расчет Ар при разности температур te-t,=Q..117
4.3.4.	Расчет Ар при разности температур te-tH>0 и скорости ветра w>0.........................................123
4.4.	Теоретические исследования воздухопроницаемости . .	124
4.5.	Экспериментальные исследования воздухопроницаемости непрозрачных материалов и конструкций......................................130
4.6.	Воздухопроницаемость окон.....................135
4.7.	Воздухообмен при естественной вентиляции помещений зданий.............................................139
Приточные вентиляционные шумозащитные устройства для жилых домов массовой застройки с естественной вентиляцией
Предприятием ООО "Монтажлегконструкция" в рамках программы Импортозамещения по заказу Комплекса архитектуры, строительства, развития и реконструкции города Москвы для всех типов современных окон жилых домов разработаны н производятся приточные вентиляционные шумозащитные устройства - УВШ.
Серийно производимое изделие УВШ-1 монтируется в окна типа "Евростандарт" (деревянные, пластиковые, алюминиевые) со стеклопакетом любой толщины.
Для раздельных н раздельно-спаренных окон со стеклом во внешней и стеклопакетом во внутренней рамах разработано и начато опытное производство изделия УВШ-3.
Изделия УВШ по назначению н принципу работы являются модернизированным аналогом форточки, отличающимися от нее тем, что:
-при нормативных параметрах вентиляции (см. столбец 4 табл.) обеспечивают, в отличии от форточки, нормативные значения звукоизоляции (см. столбец 5 табл.),
-резко повышают взломозащищенность окна н защиту от проникновения в помещение.
Такие нормативно заданные функции окна как:
1)	залповое проветривание окна;
2)	аварийный (пожарный выход из помещения;
3)	возможность безопасно помыть окна реализуются за счет поворотного открывания створки, при этом откидное открывание створки необязательно, что существенно понижает стоимость фурнитуры окна.
Технические характеристики приточных вентиляционных шумозащитных устройств типа УВШ
№			Клапан закрыт	Клапан открыт полностью		Потери светопропускания окна (по монтажным чертежам)
			Приведенное сопротивление теплопередаче, м2 * °C Вт	Объем вентиляции при перепаде давления снаружи и внутри помещения* Др = ЮПа, м3/ч	Требуемые значения звукоизоляции окон (в режиме потребной вентиляции),** -гран, дБА	
1	Нормативные требования для г.Москвы		СНиП 23-02-2003 п.5.3, не менее 0,53 МГСН 2.01-99 п.3.3 не менее 0,54	СНиП 2.08.01-89* прил.4 не менее 3 м3/ч на 1 м2 площади жилого помещения	МГСН 2.04-97 табл. 7 для массовой жилой застройки категории Б и В -не менее 25	
2	ООО "Монтажлегконструкция" г. Москва	УВШ-1 длиной 1230мм	0,65	90	27	105 мм по всей высоте створки
3		УВШ-3	0,63	75	27	Потерь нет
Примечания: *) МГСН 3.01-01 Жилые здания п.5.24. Для организации притока в оконных блоках должны предусматриваться форточки, приточные клапаны или открывающиеся фрамуги, подающие воздух в верхнюю зону помещения. Приточные устройства должны давать возможность регулирования расхода приточного воздуха.
** Санитарные нормы СН 2.2.4/2.1.8.562-96 стр. 19. Допустимые уровни шума от внешних источников в помещениях устанавливаются при условии обеспечения нормативной вентиляцией помещений (для жилых помещений, палат, классов - при открытых форточках, фрамугах, узких створках окон).
Главный конструктор Рыбкин Виктор Константинович тел. 203-73-73
телефакс 202-75-77
- ж Лауреат Российской Национальной Премии «Золотой Олимп» Ордена «Знак Почёта»
 Il Открытое Акционерное Общество «ДОК-3»
Одним из ведущих отечественных производителей строительных конструкций И Изделий является Деревообрабатывающий комбинат № 3, который функционирует с 1931г, И имеет сегодня устойчивую репутацию.
Комбинат оснащён современным импортным н отечественным оборудованием, которое позволяет изготавливать конкурентоспособную продукцию. Шагая в ногу со временем, коллектив совершенствует конструкции выпускаемых изделий, улучшая не только качество, но н теплофнзические, шумозащитные и огнестойкие свойства продукции.
Комбинат выпускает:
оконные н балконные блоки деревянные со стеклопакетами одинарной конструкции. Стеклопакеты могут быть одно- и двухкамерными, одно из стёкол которых С низкоэмиссионным покрытием, межстекольное пространство заполнено воздухом или инертным газом. Заготовки брусков коробок н створок клеёные двух или трёхслойные, ламели сращиваются по длине на зубчатый мини-шип после вырезки дефектных мест. Толщина профиля может быть: 68 мм, 78 мм, 83 мм. Окна изготавливаются одно, двух, н трёхстворчатые; с форточкой и без форточки; с вертикальным н горизонтальным импостом, а также с безимпостным (штулыю-вым) притвором, с вентиляционным шумозащитным клапаном, облицованные алюминиевым профилем. Архитектурный рисунок окна может быть прямоугольным или фигурным. Окна комплектуются поворотной н поворотно-откидной фурнитурой. Отделка производится непрозрачными н прозрачными окрасочными материалами различных цветов.
Технические характеристики:
♦	Приведенное сопротивление теплопередаче R01,,=0.55 - 0.82 м2,’С7Вт;
♦	Воздухопроницаемость при ДР=ЮПа,О=0.98кг/чм2;
♦	Снижение щумаотгородскоготранспоргана 31-37 дБА
двери деревянные:
♦внутренние для жилых н общественных зданий
♦противопожарные, усиленные, дымогазонепроницаемые
Все двери щитовой конструкции со сплошным (ДСП, деревянная рейка) или мелкопустотным (бумажные соты) заполнением. Двери могут быть однопольные и двупольные с глухими или остеклёнными полотнами.
Технические характеристики:
♦	Предел огнестойкости EI30;
♦	Сопротивление дымогазопроницанию не менее 50000 кг'!м’3 В течение 0.5 часа;
♦ Класс устойчивости к взлому НО.
наличник из древесины хвойных н твёрдолиственных пород разного профиля и ширины;
подоконники н столешницы типа «постформинг» различных цветов;
подоконники пластиковые и деревопластик, а также пластиковую вагонку;
плиту древесностружечную (ДСП) обычную, влагостойкую, пониженной горючести для использования в строительстве н при производстве мебели.
Наш адрес: 109202, г. Москва, 1-я Карачаровская ул, д.8
Генеральный директор: Яновер Юрий Семёнович, тел. 171-09-04, факс 171-63-10
Коммерческий директор: Буканов Валерий Юрьевич, тел. 171-65-15.
САВИН Владимир Константинович (р в 1 г j !•-» •	С ф»'‘ ОТ --г»’?р ’«а*НИЧ€~КИХ
РААСН
-»»Ь,• Jfr- Г Т г»<’	-4 »«>.«»• и
еяроютмм* вшвялш Пмвгаый
V •••3'* »1> -.ЛЗМЯ- г.^а~. «За  - ЧЫИ If ..	‘• ПО
' 1Ы В Н	! • .	1 им
»• нпи! ••	- ... - правление
* v- 4>—-j • ,1 iw -. .wv v .-оиимен при В- Дч->.	. I w u Fbt't'kT»*.» Он
Р ч «	• «тье •’новы р । эю и
г,ргвк»'ч'|пвания	светопрырачных
гг— ч • .Ci по •  < •. w их эффективность ап| о, - . • 	•« ч - ленны- . те- тегь.н
см	 -тв дол- эвечнс- ги и
.........отработана ’«-ария и
• свойств значительно повышил?' уровень теплозащиты. Получен пакетов-   - .видете- в на »• >вый к-исс
св* < । тчных	• _-.•» - аккумуляторов
г«>ггла способны* в дневное время
превращать электромагниты . з .чи < лица в
а кзчью рх-счиъ как нагревательный пр1-юр Тна это • основе разрсеотаны окна.
фс-пори и тег ины экологически чистые без
•• *» я о,'*анич€ - г > «пли 1).	- л
с тны и вис. .. т для храма  с-- - □ ’.г-асг.телч и„ругие ограждения.
.за (исследования, разработку • иных решений о » ение производства нового поколения энергоэффективны* светопрозрачных кок к ему в №» году приг<<дена ПР(	ПРАВТ • \ PC ХМ • •  "Л
ФЕ^-.-	1 П	разработанному В К.
*~авиным	> «*т-	методу
Л • • • -	 1 J .•  » ЭСТЬ зданий И
 • эр »• ений с уч-   1 -пост энергии при их строительстве и жсплгатаии>л С целью экономии первичны* энерторе »рсов им и его •че-«  >ли ра<  » зны м»-- ..«ы расчета ОЛ4Щ& г _Ф<* лехппнилищ.
н	создал	научную
шкд-. фундаментальные нзследования n_->uei . ов и явлений вь- . ненные лично им • ли егс ччв'тикпм • <-p/in- <альиы по '“ущестоу и	BuxHOt народно» г 13x1 |ственное
значен t
Савин Владимир Константинович
Строительная физика.
Энергоперенос. Энергоэффективность. Энергосбережение
Редактор Носков В.Г.
Дизайн Простова Л.Е.
Компьютерная верстка Зорькина С.Е.
Подписано в печать 30.04.05
Формат 60x90 1/16. Бумага офсетная.
Объем 27 п.л. Тираж 1000 экз.
Заказ № 870
Электронный вывод и печать в ППП «Типография «Наука» 121099, Москва, Шубинский пер., 6