Участок №8.

Аналогично участку №6.

По формуле (П.5) определяем эквивалентный по скорости диаметр d_v и заносим его значение в графу 6 табл. П.2. По номограммам или таблицам, приведенным в справочной литературе [1,4], определяем значение удельных потерь на трение R, Па/м, и заносим значения в графу 8 табл. П.2 (значения R определяют по фактической скорости движения воздуха на расчетном участке v, м/с, и эквивалентному диаметру d_v). Так как участок №5 выполнен из шлакобетонных плит, то по справочным данным [4,16] определяем абсолютную эквивалентную шероховатость стенок k_э = 1,5 мм и в зависимости от скорости v на участке и величины k_э = 1,5 мм по справочным данным [4,16] определяем поправочный коэффициент b_ш = 1,6. На остальных участках b_ш = 1,0. Заносим эти данные в графу 9 табл. П.2 и по формуле (П.8) определяем потери давления на трение Dр_тр. Результаты заносим в графу 10 табл. П.2.

Переходим к расчету потерь давления на местных сопротивлениях. Определяем виды местных сопротивлений и по справочным данным определяем значения КМС.

Участок №1:

- боковая вытяжная решетка, табличное значение z_т = 2,0; пересчитываем значение КМС по отношению к скорости воздуха на участке z = 2(3,15/5,0)² = 0,794;

- два отвода на 90^о bxh = 250x300: z = 2*0,24 = 0,48;

- тройник проходной (L_o/L_c=1450/2800=0,52; F_п/F_c = 0,075/0,160 = 0,469; F_o/F_c = 0,075/0,160 = 0,469) по таблицам для вытяжных тройников определяем для прохода z_п = 0,65.

Sz₁ = 0,794 + 0,48 + 0,65 = 1,924.

Участок №2:

- тройник проходной (L_o/L_c = 1500/4300 = 0,35; F_п/F_c = 0,16/0,2 =0,8; F_o/F_c = 0,075/0,20 = 0,375) z_п = 0,65;

Sz₂ = 0,65.

Участок №3:

- тройник проходной (L_o/L_c = 1450/5750 = 0,25; F_п/F_c = 0,20/0,24 =0,83; F_o/F_c = 0,075/0,24 = 0,31) z_п = 0,37;

Sz₃ = 0,37.

Участок №4:

- два отвода на 90^о bxh = 400x600: z = 2*0,33 = 0,66;

Sz₄ = 0,66.

Участок №5:

- диффузор пирамидальный за центробежным вентилятором (так как вентилятор еще не подобран, то принимаем a = 15^о , F₅/F₀ = 1,5, z = 0,23;

- вытяжная шахта с зонтом по серии 1.494-32 z = 1,15

Sz₅ = 0,23 + 1,15 = 1,38.

Участок №6:

- боковая вытяжная решетка, табличное значение z_т = 2,0; пересчитываем значение КМС по отношению к скорости воздуха на участке z = 2(2,72/5,37)² = 0,513;

- отвод на 90^о bxh = 250x300: z = 0,24;

- тройник на ответвлении (L_o/L_c=1450/2800=0,52; F_п/F_c = 0,075/0,160 = 0,469; F_o/F_c = 0,075/0,160 = 0,469) по таблицам для вытяжных тройников определяем для ответвления z_о = 0,97.

Sz₆ = 0,513 + 0,24 + 0,97 = 1,723.

Участок № 7:

- боковая вытяжная решетка, табличное значение z_т = 2,0; пересчитываем значение КМС по отношению к скорости воздуха на участке z = 2(2,81/5,56)² = 0,511;

- два отвода на 90^о bxh = 250x300: z = 2*0,24 = 0,48;

- тройник на ответвлении (L_o/L_c = 1500/4300 = 0,35; F_п/F_c = 0,16/0,2 =0,8; F_o/F_c = 0,075/0,20 = 0,375) z_о = 0,75;

Sz₇ = 0,511 + 0,48 + 0,75 = 1,741.

Участок №8:

- боковая вытяжная решетка, табличное значение z_т = 2,0; пересчитываем значение КМС по отношению к скорости воздуха на участке z = 2(2,72/5,37)² = 0,513;

- два отвода на 90^о bxh = 250x300: z = 2*0,24 = 0,48;

- тройник на ответвлении (L_o/L_c = 1450/5750 = 0,25; F_п/F_c = 0,20/0,24 =0,83; F_o/F_c = 0,075/0,24 = 0,31) z_о = 0,85;

Sz₈ = 0,513 + 0,48 + 0,85 = 1,843.

По формуле (П.3) рассчитываем потери давления на местных сопротивлениях и заносим данные в графу 13 табл. П.2. далее по формуле (П.1) рассчитываем потери давления на участках вентиляционной сети. Результаты заносим в графу 14 табл. П.2.

Суммируя потери давления на участках магистрали, определяем потери давления в сети. Результаты заносим в графу 15 табл. П.2.

Dр_сети = 151,05 Па.

Далее приступаем к увязке ответвлений. По формуле (П.11) рассчитываем величину невязки для всех ответвлений и записываем эти данные в «пустые» строки табл. П.2. Так как для всех ответвлений величина невязки превышает 10 %, то на ответвлениях устанавливаем диафрагмы. Для этого по формуле (П.12) определяем расчетное значение коэффициента местного сопротивления диафрагмы, округляем его до ближайшего табличного значения и по справочным таблицам [4,16] определяем размеры отверстия диафрагмы. Эти данные также представлены в «пустых» строках табл. П.2.

АЭРОДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ВЫТЯЖНЫХ СИСТЕМ

ПО МЕТОДУ СТАТИЧЕСКИХ ДАВЛЕНИЙ

При выполнении аэродинамического расчета по обычной инженерной методике наиболее трудоемким является определение местных сопротивлений тройников. Профессором П.Н. Каменевым был разработан аналитический метод, который позволяет рассчитывать потери давления в вытяжном тройнике не по полной энергии, а по изменению уровня потенциальной энергии потока (статическому давлению) [1].

Для определения изменения статического давления в тройнике при слиянии потоков, необходимо рассчитать наивыгоднейшую скорость смешения v₃¢ :

v₃¢ = (L₁/L₃)v₁cosa₁ + (L₂/L₃)v₂cosa₂ , (П.13)

где L1, L2, L3, v1, v2,v3 – соответственно расходы воздуха и скорости движения воздуха на соответствующих участках тройника (см. Рис. П.2)

a₂

При v₃¢ > v₃ величину изменения статического давления определяют по формуле

Dр_ст = rv₃(v₃ - v₃¢ ). (П.14)

При v₃¢ < v₃ величину изменения статического давления определяют по формуле

Dр_ст = р_д3[1,525 – 0,525(v₃¢/ v₃ )] – p_д3¢. (П.15)

В многоэтажных жилых домах, как правило, расходы воздуха по отдельным ответвлениям одинаковы. Размеры сборного канала и каналов ответвлений не меняются по высоте здания (их подбирают заранее по рекомендуемым скоростяи движения воздуха), поэтому цель расчета – определение дополнительных сопротивлений на входе в канал этажа по формуле:

Dр_доп = р_р.n – [(Rb_шl)_n + (Sz + 1)_nр_д.n ] – p_ст.n, (П.16)

где р_р.n - располагаемое давление в ответвлении n-го этажа, определяемое по формуле

р_р.n = h_n(r_н - r_в)g; (П.17)

h_n – расстояние по вертикали от центра вытяжной решетки на входе воздуха по расчетному направлению до верха (среза) вытяжной шахты, м; (r_н - r_в ) – разность плотностей наружного (при температуре + 5^оС) и внутреннего воздуха, кг/м³; g – ускорение силы тяжести; [(Rb_шl)_n + (Sz)_nр_д.n ] потеря давления в ответвлении n–го этажа (единица в формуле (П.16) в выражении заключенном в скобках, обозначает переход к статическому давлению); р_дn – динамическое давление в ответвлении n – го этажа, вычисляемое по формуле

р_д.n = r_в (v_2n²/2); (П.18)

р_стn – статическое давление в сборном канале в месте присоединения к нему ответвления с n–го этажа; определяется последовательным расчетом, начиная с верхнего этажа, по формуле

p_стn = p_{ст. n+1} + (Rlb_ш)_{к. n}+1 + Dp_ст.n. (П.19)

Статическое избыточное давление в сборном канале в месте присоединения верхнего ответвления составляет:

- при известном статическом давлении на срезе шахты

р_ст.N = p_ст.к + Dp_ст.к + (Rlb_ш)_к.N + Z_к.N + Dp_ст.N, (П.20)

- при известном полном давлении на срезе шахты

р_ст.N = p_п.к + Dp_ст.к + (Rlb_ш)_к.N + Z_к.N - р_д.N + Dp_ст.N, (П.20а)

где Dp_ст.к – изменение статического давления в канале при изменении его поперечного сечения; (Rlb_ш)_к.N – потеря давления в сборном канале от отточки присоединения верхнего ответвления до среза вытяжной шахты; Z_к.N – потеря в местных сопротивлениях этой части сборного канала (внезапные расширения, сужения сечения, выход и пр.); р_д.N – динамическое давление в сборном канале (в месте слияния потоков); Dp_ст.N – изменение статического давления в N–ом тройнике.

Величинами, необходимыми для определения изменения статического давления в тройнике, являются: v_3n – скорость воздуха в сборном канале выше тройника; v_1n - то же до тройника; v_2n – скорость воздуха в ответвлении и v_3n¢ - наивыгоднейшая скорость смешения, которую определяют по формуле:

v_3n¢ = (1 – 1/n) v_1n + (1/n) v_2n cos a₂, (П.21)

или

v_3n¢ = (n-1)²L_эт/(f_кn) + (L_эт/f_отвn)cos a₂, (П.22)

где f_к, f_отв – площади поперечного сечения соответственно сборного канала и ответвления, м²; a₂ – угол между осями ответвлений и сборного канала.

Скорости в ветвях тройника n-го этажа составляют:

v_1n = L_эт(n-1)/f_к; (П.23)

v_2n = L_эт/f_от; (П.24)

v_3n = L_этn/f_к. (П.25)

Пример №2. Рассчитать по методу статических давлений вытяжную систему естественной вентиляции многоэтажного жилого дома. Ответвления присоединяются к сборному каналу под потолком следующего этажа. Вытяжной канал с верхнего этажа выполнен отдельно и к сборному каналу не присоединен. Вентиляционные каналы имеют круглое сечение и изготовлены из бетона. На ответвлениях установлены жалюзийные решетки с площадью живого сечения А₀ = 0,033 м². Число этажей в здании – 8, расход воздуха в этажном ответвлении - L_эт, = 70 м³/ч высота этажа - h_эт, = 3,4 м высота вытяжной шахты - h_ш, = 2,8 м и угол примыкания ответвления к сборному каналу - a₂ = 9^о.

Определяем сечение сборного канала и этажных ответвлений. Принимаем скорость движения воздуха в сборном канале v_к = 2,0 м/с, а в этажном ответвлении

v_отв = 1,0 м/с.

F_отв^р = L_эт/3600/v_отв = 70/3600/1,0 = 0,0194 м²;

F_к^р = L_эт(N-1)/3600/vк = 70(6-1)/3600/2 = 0,0486 м².

Принимаем каналы стандартного сечения:

- сборный диаметром d_к = 250 мм; F_к = 0,049 м²;

- этажное ответвление диаметром d_отв = 160 мм; F_отв = 0,02 м².

Определяем фактическую скорость в этажном ответвлении и на участках сборного канала. Результаты расчетов заносим в табл. П.3.

Таблица П.3. Результаты расчетов к примеру № 2.

Этажа	№ уч-ка	L, м^3/ч	l, м	d, мм	F, м^2	v3, м/с	R, Па/м	bш	Rlbш, Па/м	рд, Па
шахта			3,0		0,159	0,73	0,019	1,18	0,067	0,323
V.			0,5		0,049	1,98	0,231	1,35	0,873	2,356
IV			2,8		0,049	1,58	0,155	1,30	0,564	1,508
III			2,8		0,049	1,19	0,093	1,25	0,326	0,848
II			2,8		0,049	0,792	0,045	1,19	0,150	0,327
I			2,8		0,049	0,40	0,013	1,11	0,040	0,094
VI			0,5		0,020	0,97	0,113	1,23	0,070	0,560

Окончание таблицы П.3.

v3¢ м/с	рд3¢, Па	Dрст, Па	рст, Па	hp, м	рр, Па	Dрдоп, Па
-	-	-	0,197*	-	-
1,460	1,28	1,40	0,575	6,3	4,01	2,088
1,133	0,77	0,96	2,099	9,1	5,79	2,321
0,848	0,43	0,55	2,975	11,9	7,57	3,225
0,680	0,28	0,07	3,196	14,7	9,35	4,784
0,960	0,55	-0,27	2,966	17,5	11,13	6,794
-	-	-	0,970*	3,5	2,23	1,063

Примечание. Звездочкой (*) отмечены потери полного давления на соответствующих участках.

v_отв = 70/3600/0,02 = 0,97 м/с. v_к = L_к/3600/F_к.

Вытяжная шахта (участок №1) имеет круглое сечение и выполнена из бетона. Определяем расчетную площадь живого сечения шахты, принимая скорость движения воздуха в шахте v₁ = 1,0 м/с.

F₁ = 420/3600/1 = 0.117 м2, этому сечению соответствует канал диаметром d = 400 мм, однако диаметр шахты должен быть не менее диаметра сборного канала, плюс диаметр ответвления с верхнего этажа и плюс две толщины стенки каналов, т.е.

d_ш ³ 250 +160 + 10 + 10 = 430 мм.

Принимаем стандартный канал диаметром d_ш = d₁ = 450 мм, F₁ = 0,159 м².

Определяем скорость движения воздуха в шахте

v₁ = 420/3600/0,159 = 0,734 м/с.

По справочным таблицам или диаграммам определяем удельные потери на трение R, Па/м и поправочный коэффициент на шероховатость стенок каналов, принимая для бетона k_э = 1,5 мм. Данные заносим в графы 8 и 9 табл. П.3.

По формуле (П.8) определяем потери давления на трение, а по формуле (П.4) определяем динамическое давление. Результаты заносим в графы 10 и 11 табл. П.3.

По формулам (П.21) или (П.22) определяем наивыгоднейшую скорость смешения воздуха в тройниках. Результаты записываем в графу 12 табл. П.3, Сравнивая скорости v₃ и v₃¢, по формулам (П.14) или (П.15) вычисляем величину изменения статического давления при слиянии потоков в тройнике. Результаты заносим в графу 14 табл. П.3.

Определяем потери давления на местных сопротивлениях в шахте. Местным сопротивлением является дефлектор, имеющий диаметр d_o = 500, площадь сечения f_o = 0,196 м² и КМС z_о = 0,63. Тогда

v_o = 420/3600/0,196 = 0,595 м/с; Z₁ = 0,63*1,2*(0.595)²/2 = 0,13 Па.

Определяем потери давления в шахте (участок №1)

Dр₁ = 0,067 + 0,13 = 0,197 Па, результат заносим в графу 15 табл. П.3.

Участок №2. По формуле (П.21) определяем статическое давление в сборном канале в месте присоединения верхнего ответвления. При этом р_п.к = 0,197 Па и Dр_ст.к = 0 Па. Местным сопротивлением на этом участке является внезапное расширение. По справочным данным [4,16] при f₂/f₁ = 0,0491/0,159 = 0,309 определяем для внезапного расширения z = 0,5.

р_ст.5 = 0,197 + 0 + 0,156 +(0,5-1)*2,356 + 1,40 = 0,575 Па.

Далее определяем статическое давление в остальных узлах сборного канала по формуле (П.19) и заносим результаты в графу 15 табл. П.3.

Участок №3. р_ст.4 = 0,575 + 0,564 + 0,96 = 2,099 Па;

Участок №4. р_ст.3 = 2,099 + 0,326 + 0,55 = 2,975 Па;

Участок №5. р_ст.2 = 2,975 + 0,150 + 0,07 = 3,196 Па;

Участок № 6 р_ст.1 = 3,196 + 0,040 – 0,27 = 2,966 Па.

Участок №7. Определяем потери давления на отдельном ответвлении верхнего этажа. Местными сопротивлениями являются жалюзийная решетка на входе в вытяжной канал и внезапное расширение при входе канала в вытяжную шахту:

- внезапное расширение f₇/f₁= 0,02/0,159 = 0,126; z_в.р = 0,87;

- вытяжная решетка z_р.т = 2,0; z_р = 2,0*(0,020/0,033)² = 0,74.

Потери на местных сопротивлениях будут равны

Z₇ = (0,87 + 0,74)*0,56 = 0,90 Па.

Потери полного давления на участке: Dр₇ = 0,07 + 0,90 = 0,97 Па. Результат заносим в графу 15 табл. П.3.

Определяем по формуле (П.17) располагаемое давление для всех этажных ответвлений. Расчет производится при температуре наружного воздуха t_н = +5 ^оС и внутреннего воздуха в помещениях t_в = +20 ^оС. Плотность воздуха соответственно будет равна:

r_н = 353/(273,15 + 5) = 1,2691 кг/м³; r_в = 353/(273,15 + 20) = 1,2042 кг/м³.

Результаты расчетов заносим в графу 17 табл. П.3. Далее по формуле П.16 определяем дополнительное сопротивление на входе воздуха в этажное ответвление:

Dр_доп.5 = 4,01 – [0,113*2,83*1,18 + (0.74 +1)*0,56] – 0,575 = 2,088 Па;

Dр_доп.4 = 5,79 – [0,113*2,83*1,18 + (0.74 +1)*0,56] – 2,099 = 2,321 Па;

Dр_доп.3 = 7,57 – [0,113*2,83*1,18 + (0.74 +1)*0,56] – 2,975 = 3,225 Па;

Dр_доп.2 = 9,35 – [0,113*2,83*1,18 + (0.74 +1)*0,56] – 3,196 = 4,784 Па;

Dр_доп.1 = 11,13 – [0,113*2,83*1,18 + (0.74 +1)*0,56] – 2,966 = 6,794 Па.

Дополнительное сопротивление на входе в отдельный канал верхнего этажа определяем как разность между располагаемым перепадом давления и потерями давления в канале и вытяжной шахте

Dр_доп.6 = 2,23 – 0,970 – 0,197 = 1,063 Па.

Результаты расчета показывают, что для всех ответвлений располагаемый перепад давлений превышает потери давления, следовательно, система является работоспособной, а для ее балансировки необходимо установить дополнительные сопротивления в каналах этажных ответвлений.

НАГРЕВАНИЕ ВОЗДУХА В СИСТЕМАХ ВЕНТИЛЯЦИИ

Биметаллические со спирально-накатным оребрением калориферы могут быть одноходовыми с вертикальным расположением трубок и многоходовыми с горизонтальным. Пластинчатые калориферы изготавливаются только многоходовыми с горизонтальным расположением трубок.

При Теплоносителе воде следует применять многоходовые калориферы и их последовательное соединение по теплоносителю. Допускается параллельное соединение по теплоносителю рядов калориферов, расположенных последовательно по ходу воздуха. При теплоносителе паре рекомендуется применять одноходовые калориферы. При теплоносителе паре (перегретом или насыщенном) расчет следует производить на разность между температурой насыщенного пара и средней температурой воздуха.

Расчет калориферов производится в следующем порядке.

1. Задаваясь рекомендуемой массовой скоростью воздуха (vr), кг/(м²×с), (для современных отечественных калориферов (vr) = 4 кг/(м²×с)), определяют необходимую расчетную площадь фронтального сечения калориферов по воздуху f_в^р, м²:

f_в^р = G/3600/(vr), (П.26)

где G – расход нагреваемого воздуха, кг/ч.

2. Пользуясь техническими данными о калориферах [4] и исходя из необходимой площади фронтального сечения f_в^р , подбирают номер и число параллельно устанавливаемых калориферов n_ф. Число калориферов должно быть минимальным. Определяют фактическую массовую скорость движения воздуха в калориферах

(vr) = G/3600/(n_фf_в.1), (П.27)

где f_в.1 – площадь фронтального сечения выбранного калорифера, м².

Для отечественных калориферов величина массовой скорости должна находится в пределах (vr) = 1,5 – 7,0 кг/(м²×с).

3. Определяют расчетную тепловую мощность установки Q, Вт:

Q = 0,278Gс_pв(t_к – t_н), (П.28)

где с_рв = 1,005 кДж.(кг×К) – удельная массовая теплоемкость воздуха; t_н, t_к - соответственно начальная и конечная температура нагреваемого воздуха, ^оС.

4. Определяют расход воды в калориферной установке G_w, кг/ч:

G_w = 3,6Q/c_pw/(t_г – t_о), (П.29)

где c_pw = 4,19 кДж.(кг×К) – удельная массовая теплоемкость воды; t_г ,t_о - соответственно температура воды на входе в калориферную установку и на выходе из неё, ^оС.

5. Задаваясь числом калориферов параллельно соединенных по теплоносителю n_w, определяют скорость движения воды в трубках калорифера w, м/с (в первом приближении принимают последовательную схему соединения n_w = 1):

w = G_w/3600/r_w/f_w/n_w, (П.30)

где r_w – плотность воды пори средней температуре теплоносителя, кг/м³ (с достаточной точностью r_w = 970 кг/м³); f_w – площадь живого сечения трубок калорифера для прохода воды, принимаемая по техническим данным на калорифер, м².

Скорость движения воды должна находится в допустимых пределах. В частности для отечественных калориферов w = 0,2 – 1,2 м/с. При более высоких значениях скорости принимают параллельную схему соединения по теплоносителю или изменяют номер принятого калорифера. При этом расчет повторяют, начиная с п.1.

6. По массовой скорости воздуха (vr) и скорости движения воды в трубках w, используя справочные данные для калориферов [4], определяют коэффициент теплопередачи калорифера К, Вт.(м²×К), и рассчитывают площадь поверхности теплообмена F_н^р, м²:

F_н^р = Q/[K(t_г + t_о)/2 – (t_н + t_к)/2]. (П.31)

7. Определяют расчетное число калориферов в калориферной установке N^p :

N^p = F_н^р/f_н.1 , (П.32)

Округляя величину N^p в большую сторону до целого, кратного числа калориферов в первом ряду (n_ф) определяют фактическое число калориферов в установке N_у и рассчитывают запас поверхности нагрева dF_н,%,

dF_н = [(f_н.1N_у – F_н^р)/(F_н^р)]×100, % (П.33)

где f_н.1 – площадь поверхности нагрева одного калорифера, м².

Величина запаса не должна превышать 10 %. При избыточном запасе более 10% следует применить другую модель или номер калорифера и произвести повторный расчет.

8. По справочным таблицам [4,16], зная массовую скорость воздуха, определяют аэродинамическое сопротивление одного калорифера Dр_в.1, Па, и рассчитывают аэродинамическое сопротивление калориферной установки:

Dр_в = Dр_в.1(N_у/n_ф). (П.34)

9. Определяют гидравлическое сопротивление калориферной установки Dр_w, кПа:

Dр_w = (N_у/n_w)Aw², (П.35)

где А – коэффициент гидравлического сопротивления, определяемый по справочным данным для выбранного калорифера [4].

Пример №3. Рассчитать калориферную установку и выполнить схему обвязки калориферов. Исходные данные: G_в = 74000 кг/ч – расход нагреваемого воздуха; t_н = -24 ^оС, t_к = 36 ^оС – соответственно начальная и конечная температура нагреваемого воздуха; t_г = 140 ^оС, t_о = 70 ^оС – температура теплоносителя - воды в тепловой сети. Калориферы – Кск-3.

1. Задаваясь рекомендуемой массовой скоростью воздуха (vr), кг/(м²×с), (для современных отечественных калориферов (vr) = 4 кг/(м²×с)), определяем необходимую расчетную площадь фронтального сечения калориферов по воздуху f_в^р, м²:

f_в^р = G/3600/(vr) = 74000/3600/4 = 5,139 м².

2. Пользуясь техническими данными о калориферах [4] и исходя из необходимой площади фронтального сечения f_в^р , подбираем номер и число параллельно устанавливаемых калориферов n_ф. Число калориферов должно быть минимальным. Принимаем калорифер Кск-3 №12, f_в.1 = 2,488 м², n_ф = 2. Определяем фактическую массовую скорость движения воздуха в калориферах

(vr) = G/3600/(n_фf_в.1) = 74000/3600/(2*2,488) = 4,13 кг/(м²×с)

3. Определяем расчетную тепловую мощность установки Q, Вт:

Q = 0,278Gс_pв(t_к – t_н) = 0,278*74000*1,005*(36 + 24) = 1240492 Вт.

4. Определяем расход воды в калориферной установке G_w, кг/ч:

G_w = 3,6Q/c_pw/(t_г – t_о) = 3,6*1240492/4,19/(140 – 70) = 15226 кг/ч.

5. Задаваясь числом калориферов параллельно соединенных по теплоносителю n_w, определяем скорость движения воды в трубках калорифера w, м/с (в первом приближении принимаем последовательную схему соединения n_w = 1):

w = G_w/3600/r_w/f_w/n_w = 15226/3600/955/0,003881/1 = 1,14 м/с.

6. По массовой скорости воздуха (vr) и скорости движения воды в трубках w, используя справочные данные для калориферов [4], определяем коэффициент теплопередачи калорифера К = 55,0 Вт.(м²×К), и рассчитываем площадь поверхности теплообмена F_н^р, м²:

F_н^р = Q/[K(t_г + t_о)/2 – (t_н + t_к)/2]= 1240492/[55,0(105 – 6)] = 227,8 м².

7. Определяем расчетное число калориферов в калориферной установке N^p :

N^p = F_н^р/f_н.1 = 227,8/125,27 = 1,812 ® N_у = 2.

Рассчитываем запас поверхности нагрева dF_н,%,

dF_н = [(f_н.1N_у – F_н^р)/(F_н^р)]×100 = [(125,27*2 – 227,8)/227,8]*100 = 9.98 %.

Величина запаса не должна превышать 10 %, т.е. запас находится в допустимом пределе.

8. По справочным таблицам [4], зная массовую скорость воздуха, определяем аэродинамическое сопротивление одного калорифера Dр_в.1, Па, и рассчитываем аэродинамическое сопротивление калориферной установки:

Dр_в = Dр_в.1(N_у/n_ф) = 82,7(2.2) = 82,7 Па.

9. Определяем гидравлическое сопротивление калориферной установки Dр_w, кПа:

Dр_w = (N_у/n_w)Aw² = (2/1)*64,29*(1,14)² = 167,1 кПа.

где А = 64,29 – коэффициент гидравлического сопротивления, определяемый по справочным данным для выбранного калорифера [4].

ОЧИСТКА ВЕНТИЛЯЦИОННОГО ВОЗДУХА

По назначению обеспыливающие устройства можно подразделить на пылеуловители и воздушные фильтры.

Пылеуловители – устройства, предназначенные для очистки от пыли вентиляционных выбросов.

Воздушные фильтры – устройства, предназначенные для очистки от пыли приточного воздуха, подаваемого системами вентиляции и кондиционирования.

По принципу действия обеспыливающие устройства подразделяются на четыре группы:

I. Гравитационные пылеуловители – действуют на принципе использования силы тяжести, обуславливающей осаждение из воздуха пылевых частиц.

II. Инерционные пылеуловители (сухие и мокрые) – действуют на принципе использования инерционных сил, возникающих при изменении направления движения запыленного воздушного потока.

III. Пылеуловители и фильтры контактного действия – основаны на задержании пылевых частиц при фильтрации запыленного воздуха через пористые материалы.

IV. Электрические пылеуловители и фильтры – очищают воздух от взвешенных в нем частиц путем заряжения их в поле коронного разряда и последующего осаждения под действием сил электрического поля.

Действие пылеуловителей и фильтров характеризуется следующими показателями:

1. Степень или эффективность очистки – представляет собой относительную разность массового расхода пыли, содержащейся в воздухе до G_н и после G_к обеспыливающего устройства.

h = [(G_н – G_к)/G_н]×100, %. (П.36)

Эта величина в % может быть выражена как относительное отклонение разности концентраций пыли в потоке воздуха до С_н и после С_к обеспыливающего устройства

h = [(С_н – С_к)/С_н]×100, %. (П.37)

Степень очистки в нескольких последовательно установленных обеспыливающих устройствах определяется по формуле

h_S = 100 – (100 - h₁)(100 - h₂) … (100 - h_n), (П.38)

где h₁, h₂, …, h_n – эффективность очистки соответственно в первом, втором и n-ом устройствах, %.

2. Удельная воздушная нагрузка l, м³/(ч×м²) – характеризуется отношением объемного расхода воздуха, проходящего через фильтр L, к площади фильтрующей поверхности F_ф:

l = L/F_ф. (П.39)

3. Пылеёмкость – количество пыли, которую удерживает воздухоочистное устройство за период непрерывной работы между двумя регенерациями. Фильтрующий материал характеризуют удельной пылеёмкостью Gу, г/м². Поскольку пылеемкость зависит от размера частиц пыли её следует относить к пыли определенной дисперсности.

4. Аэродинамическое сопротивление пылеуловителя или фильтра Dр, Па, - представляет собой разность давлений на входе и выходе.

5. Расход энергии – характеризуется затратой энергии в кВт×ч на очистку 1000 м³ воздуха.

6. Стоимость очистки – слагается из капитальных затрат и эксплуатационных расходов.

Пример №4. Рассчитать фильтровальную установку, оснащенную плоскими ячейковыми фильтрами типа ФяР. Выполнить эскиз фильтровальной камеры. Определить время непрерывной работы фильтра, если время работы фильтра составляет t = 11 ч/сут. С_н = 2,85 мг/м³ – концентрация пыли в наружном воздухе; L = 36000 м³/ч – расход очищаемого воздуха.

1. По справочным данным [4] определяем удельную воздушную нагрузку ячейки ФяР l = 7000 м³/(ч×м²) или номинальную пропускную способность ячейки L₁ = 1540

м³/ч и зная площадь фильтрующей поверхности одной ячейки fя = 0,22 м2, определяем расчетную площадь фильтрующей поверхности фильтра F_ф^р, м2, и число ячеек в установке N.

(l = L₁/f_я = 1540/0,22 = 7000 м³/(ч×м²)). (П.40)

F_ф^р = L/l = 36000/7000 = 5,14 м². (П.41)

N^p = F_ф^р /f_я = 5,14/0,22 = 23,36 ® N = 24. (П.42)

Округление величины N^p производится до целого, как правило, в большую сторону, равного числу ячеек в типовой панели [4]. Компоновка 4х6 (шифр Ус39А4 х 6, габариты: высота – Н=2176 мм; ширина В = 3512 мм).

2. Определяем фактическую удельную воздушную нагрузку l_ф, м³/(ч×м²),

l_ф = L/(Nf_я) = 36000/24/0,22 = 6818 м³/(ч×м²). (П.43)

3. Зная величину l_ф, по аэродинамической характеристике фильтров [3, рис. 4.3] определяем начальное сопротивление фильтра

Dр_н = 37 Па.

4. Предельное сопротивление фильтров ФяР равно Dр_к = 150 Па [см. 4, табл. IV.1], определяем рабочий перепад давлений Dр_р:

Dр_р = Dр_к - Dр_н = 150 – 37 = 113 Па. (П.44)

5. По пылевой характеристике фильтров [3, Рис. 4.4] определяем удельную пылеемкость фильтра в расчетных условиях G_у^р, м³/(ч×м²), при повышении сопротивления на 113 Па - G_у^р = 2700 м³/(ч×м²) и эффективность очистки - h = 100 – 22 = 78 %.

6. Определяем время непрерывной работы фильтра между двумя регенерациями

Z = G_y^p/(hl_фС_нt×10^-5) = 2700/(78*6818*2,85*11*10^-5) = 16,2 сут. (П.45)

7. Определяем основные размеры фильтровальной камеры. Размеры канала для подвода воздуха определяем, принимая скорость движения воздуха v₀ = 6 м/с:

F₀ = L/3600/v₀ = 36000/3600/6 = 1,67 м².

Принимаем D₀ = 1400 мм, F₀ = 1,54 м².

L₁ > 0,8D₀ ® L₁ = 1,2 м; L₂ > 1 – 1,2 м ® L₂ = 1,4 м; L₃ > 1,5 D₀ ® L₃ = 2,2 м.

Определяем коэффициент необходимого местного сопротивления сетки либо решетки перед фильтром

z ³ (F_ф/F₀)² – 1 = [(24*0,22)/1,54]² – 1 = 10,8. (П.46)

Расчет циклонов. Для очистки воздуха от пыли II и III групп дисперсности применяют циклоны. Их преимущество по сравнению с другими сухими пылеуловителями состоит в том, что они имеют, как правило, более простую конструкцию, обладают большей пропускной способностью, просты в эксплуатации.

Наиболее широкое распространение получили циклоны научно-исследовательского института очистки газа (НИИОГаз) цилиндрические серии Ц: ЦН-11, ЦН-15. ЦН-15у (укороченный), ЦН-24 и конические серии С: СДК-ЦН-33, СК-ЦН-34и СК-ЦН-34м. Конические циклоны отличаются от цилиндрических большей эффективностью и значительным (более 5 кПа) аэродинамическим сопротивлением.

Из циклонов других типов нашли применение конические циклоны Свердловского института охраны труда – СИОТ, Ленинградского института охраны труда ЛИОТ, циклоны Московского научно-исследовательского института охраны труда – МИОТ с обратным конусом, для очистки воздуха от древесных отходов – циклоны Клайпедского ОЭКДМ и др.

Степень очистки воздуха в циклоне можно рассчитать, используя теоретические зависимости. Однако для этого в каждом конкретном случае необходимо знать фракционный состав пыли, строить интегрально-функциональное распределение пыли по размерам частиц в вероятностно-логарифмической системе координат и определять медианный диаметр частицы и среднеквадратичное отклонение функции распределения. Поэтому в инженерных расчетах пользуются графиком фракционной эффективности циклонов выбранного диаметра, испытанных при стандартных условиях.

Расчет циклонов производится в следующем порядке.

1. Выбирают тип циклона, используя справочные рекомендации и по данным таблицы П.4 определяют оптимальную скорость воздуха в сечении циклона v₀.

Таблица П.4. Оптимальные скорости движения воздуха

и КМС z циклонов диаметром 500 мм

Марка	Скорость дви-	Значения z циклонов
циклона	жения воздуха, м/с	с выбросом в атмосферу	с улиткой на выхлопной трубе	групповая установка
	v0	vвх	z0	zвх	z0	zвх	z0
ЦН-11	3,5	-		6,1		5,2
ЦН-15	3,5	-		7,8		6,7
ЦН-15у	3,5	-		8,2		7,5
ЦН-24	4,5	-		10,9		12,5
СДК-ЦН-33	2,0	-		20,3		31,3	-
СК-ЦН-34	2,0	-		-	-	30,3	-
СК-ЦН-34М	1,7	-		24,9	-	30,3	-
СИОТ	-	12 – 15	-	6,0	-	4,2	-
ЛИОТ	-	12 – 15	-	4,2	-	3,7	-
МИОТ	-	15 – 18	-	10,5	-	10,4	-

2. Определяют расчетную площадь сечения циклонов F₀^p ,м²:

F₀^p = L/3600/v₀, (П.47)

где L – расход очищаемого воздуха, м³/ч.

3. Определяют расчетный диаметр циклона D^р, м, задаваясь числом циклонов n:

D^р = (4F₀^p/p/n)^0,5 . (П.48)

Для циклонов НИИОГаз диаметры нормируются так: 150, 200, 300, 450, 500, 600, 700, 800 мм. Принимают диаметр, ближайший к расчетному.

4. Вычисляют действительную скорость воздуха в циклоне

v₀ = 4L/3600/p/D²/n. (П.49)

Действительная скорость движения воздуха в циклоне не должна отклоняться от оптимальной более чем на 15 %.

5. Если число циклонов n > 1, то выбирают их определенную компоновку (см. табл. П.5)

Таблица П.5. Коэффициент Dz₀

Компоновка циклонов	Dz0
Прямоугольная с отводом очищенного воздуха из общего коллектора
Прямоугольная с отводом очищенного воздуха через улиточные раскручиватели
Круговая

6. Определяют аэродинамическое сопротивление циклона Dр_ц, Па, по формуле

Dр_ц = z_ц(r(v₀)²/2), (П.50)

где

z_ц = k₁k₂z₀ + Dz₀ , (П.51)

где k₁ – коэффициент, зависящий от диаметра циклона (табл. П.6); k₂ - поправочный коэффициент на запыленность воздуха (табл. П.7); z₀ – КМС циклона D = 500 мм (см. табл. П.4); Dz₀ – коэффициент, зависящий от принятой компоновки группы циклонов (см. табл. П.5); для одиночных циклонов с выбросом воздуха в атмосферу Dz₀ = 0.

Таблица П.6. Поправочный коэффициент k₁

Диаметр циклона D, мм	Значения коэффициента k1 для циклонов марок
ЦН-11	ЦН-15, ЦН-15у, ЦН-24	СДК-ЦН-33, СК-ЦН-34, СК-ЦН-34м
	0,94	0,85	1,0
	0,95	0,90	1,0
	0,96	0,93	1,0
	0,99	1,0	1,0
	1,0	1,0	1,0

Таблица П.7. Поправочный коэффициент k₂

Марка циклона	Значения коэффициента k2 при запыленности воздуха, г/м^3
ЦН-11	1,0	0,96	0,94	0,92	0,90	0,87
ЦН-15	1,0	0,93	0,92	0,91	0,90	0,87
ЦН-15у	1,0	0,93	0,92	0,91	0,89	0,88
ЦН-24	1,0	0,95	0,93	0,92	0,90	0,87
СДК-ЦН-33	1,0	0,81	0,785	0,78	0,77	0,76
СК-ЦН-34	1,0	0,98	0,947	0,93	0,915	0,91
СК-ЦН-34м	1,0	0,99	0,97	0,95	-	-

7. Для выбранного типа циклона по графику [3, рис. 4.10] определяют диаметр частицы d₅₀ с эффективностью улавливания 50 % при D = 500 мм и условиях эксперимента: плотности пыли r_п = 2670 кг/м³ и температуре 20 ^оС (коэффициент динамической вязкости воздуха m = 17,75×10^-6 Па×с).

Для определения эффективности циклона других диаметров D¢ и скорости движения воздуха v₀¢, его вязкости m¢ и плотности пыли r_п¢ вычисляют новое значение d₅₀¢

d₅₀¢ = 548,5d₅₀ (D¢m¢ v₀/ v₀¢/r_п¢)^0,5 . (П.52)

После этого на графике ([3, рис. 4.10]) находят точку с координатами h = 50 %, d₅₀¢, из этой точки проводят линию параллельно линии d₅₀ = f(h) для выбранного типа циклона, по которой определяют фракционную эффективность h_ф.i,%.

8. Определяют степень очистки воздуха в циклоне по формуле:

h = S h_ф.iФ_i/100, (П.53)

где Ф_i – фракционный состав пыли, %.

Пример №5. Выполнить расчет циклонной установки, предназначенной для очистки воздуха от абразивной пыли – подобрать циклон и определить число циклонов в установке, определить классификационную группу пыли и определить эффективность очистки воздуха в циклоне. Исходные данные: L = 18000 м³/ч – расход очищаемого воздуха; t_м = 40 ^оС – температура материала (пыли) и воздуха; r_м = 2100 кг/м³ – плотность материала; С_н = 12 г/м³ – начальная концентрация материала в потоке очищаемого воздуха: дисперсный состав d £ 4 мкм – 7 %, 4,0 < d £ 6,3 мкм – 8 %, 6,3 < d £ 10,0 мкм – 8 %, 10 < d £ 16 мкм – 10 %, 16 < d £ 25 мкм – 12 %, 25 < d £ 40 мкм – 21 %, 40 < d £ 63 мкм – 16 %, 63 < d £ 100 мкм – 12 %, d > 100 мкм – 6 %.

1. Циклон ЦН-11, по табл. П.4 определяем оптимальную скорость движения воздуха в сечении циклона v₀ = 3,5 м/с.

2. Определяем расчетную площадь сечения циклонов F₀^p ,м²:

F₀^p = L/3600/v₀ = 18000/3600/3,5 = 1,43 м².

где L – расход очищаемого воздуха, м³/ч.

3. Определяем расчетный диаметр циклона D^р, м, задаваясь числом циклонов n = 3:

D^р = (4F₀^p/p/n)^0,5 = (4*1,43/3,14/2)^0,5 = 0,78 м.

Принимаем D = 800 мм.

4. Вычисляем действительную скорость воздуха в циклоне

v₀ = 4L/3600/p/D²/n = 4*18000/3600/3,14/(0,8*0,8)/3 = 3,32 м/с.

Отклонение от оптимальной скорости составляет

dv = [(3,5 – 3,32)/3,5]*100 = 5,14 %,

то есть находится в допустимом диапазоне.

5. Принимаем прямоугольную компоновку с отводом очищенного воздуха из общего коллектора Dz₀= 35.

6. Определяем аэродинамическое сопротивление циклона Dр_ц, Па, по формуле

Dр_ц = z_ц(r(v₀)²/2) = 274*1,128*3,32*3,32/2 = 1703 Па.

где

z_ц = k₁k₂z₀ + Dz₀ = 1,0*0,956*250 + 35 = 274

где k₁ = 1,0 - коэффициент, зависящий от диаметра циклона (табл. П.6); k₂ -= 0,956 - поправочный коэффициент на запыленность воздуха (табл. П.7); z₀ = 250 - КМС циклона D = 500 мм (см. табл. П.4); Dz₀ = 35 коэффициент, зависящий от принятой компоновки группы циклонов (см. табл. П.5); плотность воздуха при температуре t = 40 оС: r = 353/(273,15 + 40) = 1,128 кг/м³.

7. Для выбранного типа циклона по графику [3, рис. 4.10] определяем диаметр частицы d₅₀ с эффективностью улавливания 50 % при D = 500 мм и условиях эксперимента: плотности пыли r_п = 2670 кг/м³ и температуре 20 ^оС (коэффициент динамической вязкости воздуха m = 17,75×10^-6 Па×с): d₅₀ = 2,5 мкм.

Для определения эффективности циклона других диаметров D¢ = 800 мм и скорости движения воздуха v₀¢= 3,32 м/с, его вязкости m¢= 19,1×10^-6 Па×с и плотности пыли r_п¢= 2100 кг/м³ вычисляем новое значение d₅₀¢:

d₅₀¢ = 548,5d₅₀ (D¢m¢ v₀/ v₀¢/r_п¢)^0,5 =

= 548,5*2,5(800*19,1×10^-6*3,5/3,32/2100)^0,5 = 3,8 мкм.

После этого на графике ([3, рис. 4.10]) находим точку с координатами h = 50 %, d₅₀¢ = 3,8 мкм, из этой точки проводим линию, параллельно линии d = f(h) для выбранного типа циклона, по которой определяем фракционную эффективность h_ф.i,%:

d = 4 мкм – h_ф.1 = 51,0 %, d = 6,3 мкм – h_ф.2 = 68,0 %, d = 10,0 мкм – h_ф.4 = 83,5 %, d = 16 мкм – h_ф.4 = 92,7 %, d = 25 мкм – h_ф.5 = 97,3 %, d = 40 мкм – h_ф.6 = 99,4 %, d = 63 мкм – h_ф.7 = 99,8 %, d = 100 мкм – h_ф.8 = 100 %, d > 100 мкм – h_ф.9 = 100 %.

8. Определяем степень очистки воздуха в циклоне по формуле:

h = S h_ф.iФ_i/100 = 51,0*7/100 + 68,0*8/100 + 83,5*8/100 + 92,7*10/100 +

+ 97,3*12/100 + 99,4*21/100 + 99,85*16/100 + 100*12.100 +

+ 100*6/100 = 91,5 %.

9. Классификационную группу дисперсности определяем, используя номограмму пыли [3, рис. 4.2]. Рассматриваемая пыль относится к III классификационной группе.

Примечание. Все необходимые номограммы и графики студент может получить на кафедре СТГВ.

МЕСТНАЯ ПРИТОЧНАЯ ВЕНТИЛЯЦИЯ

При интенсивности теплового облучения на постоянных рабочих местах более 140 Вт.м² следует предусматривать воздушное душирование наружным воздухом [21]. Воздушное душирование применяется также на рабочих местах при открытых технологических процессах, сопровождающихся выделением вредных веществ и невозможности устройства укрытия или местной вытяжной вентиляции, предусматривая меры, предотвращающие распространение вредных выделений на постоянные рабочие места.

Расчетные температуры и скорости движения воздуха на рабочих местах при душировании наружным воздухом для борьбы с тепловым облучением следует принимать по [21, прил.3].

Расчетные температуры и скорости движения воздуха на рабочем месте при душировании наружным воздухом при открытых технологических процессах принимают в пределах допустимых норм для РЗ [21, п.2.3].

Для систем воздушного душирования следует применять, как правило, душирующие патрубки типа УВД с верхним или нижним подводом воздуха. При душировании группы постоянных рабочих мест можно применять воздухораспределитель типа ВГК, конструкция которого позволяет подводить к нему воздух снизу, сверху и горизонтально. Техническая характеристика патрубков УДВ представлена в [3]. Патрубки располагают на высоте ~ 1.9 м от пола. Расстояние от патрубка до рабочего не должно быть менее 1 м, как правило x = 1.0 - 2.0 м. При борьбе с тепловым облучением воздушный поток направляется в грудь или голову рабочего горизонтально либо сверху под углом до 45^о.

При проектировании воздушного душа решают прямую или обратную задачи. Расчет начинают с ТП года, решая прямую задачу. Исходными данными для расчета являются: температура воздуха вне струи (для цехов машиностроительных заводов это, как правило температура РЗ, t_рз); поверхностная плотность лучистого теплового потока на рабочем месте; категория работы. Цель расчета определение площади душирующего патрубка и расхода воздуха через него при заданных конструктивных размерах из условия обеспечения требуемых параметров воздуха на постоянных рабочих местах.

Проектирование воздушного душа В ТП должно выполняться для двух вариантов расчета: 1) с применением адиабатного охлаждения воздуха; 2) с применением искусственного (политропного) охлаждения воздуха. При этом предпочтение следует отдавать первому варианту.

Последовательность расчета в ТП года.

По данным [21, прил. 3] принимают нормируемые параметры воздуха на рабочем месте: t_норм, v_норм. При этом в первом приближении предпочтение следует отдавать варианту с меньшим расходом воздуха, то есть с меньшим значением скорости v_норм.

Принимается расстояние x, м, от душирующего патрубка до рабочего места (x = 1 - 2 м).

Выбирают тип душирующего патрубка и характеризующие его коэффициенты: затухания скорости m, температуры n и местного сопротивления x (см. [3 табл. 6.3]).

По h-d-диаграмме определяют температуру наружного воздуха после адиабатного охлаждения его t_охл (из точки, соответствующей параметрам наружного воздуха категории А в ТП года, проводят луч h=const до значения относительной влажности j = 90%)

Производят расчет площади душирующего патрубка F₀^¢, м², и расхода воздуха через патрубок L₀, м³/ч, для следующих случаев:

а) t_норм > t_охл, адиабатное охлаждение воздуха (если это условие не выполняется, то следует попытаться увеличить температуру t_норм за счет увеличения скорости воздуха v_норм). В этом случае расчет выполняется в таком порядке:

- определяется расчетная площадь душирующего патрубка

F₀^¢ = {(t_рз - t_норм)x/[(t_рз - t_охл)n]}², (П.54)

принимается к установке патрубок ближайшего большего размера по [3, табл. 6.3] площадью F₀;

- определяется длина начального участка струи по скорости движения воздуха

x_нv = m(F₀)^1/2; (П.55)

- определяется скорость движения воздуха из душирующего патрубка:

при x < x_нv v₀ = v_норм; (П.56)

при x > x_нv v₀ = v_нормx/x_нv; (П.57)

- определяется длина начального участка струи по температуре:

x_нt = n(F₀)^1/2; (П.58)

- определяется температура воздуха на выходе из душирующего патрубка:

при x < x_нt t₀ = t_норм; (П.59)

при x > x_нt t₀ = t_рз - [(t_рз - t_норм)x]/x_нt; (П.60)

если t₀ ³ t_охл, то принимается вариант с адиабатным охлаждением воздуха и определяют расход воздуха через душирующий патрубок, L₀, м³/ч:

L₀ = 3600v₀F₀; (П.61)

если t₀ < t_охл, то необходимо изменить конструктивные или нормируемые условия;

б) t_норм < t_охл, искусственное (политропное) охлаждение воздуха. В этом случае порядок расчета площади душирующего патрубка, расхода воздуха L₀ и его температуры t₀ такой же как и при адиабатном охлаждении воздуха. Но при этом расчетная площадь душирующего патрубка определяется по формуле

F₀^¢ = (x/n)². (П.62)

Определяют производительность душирующей установки L_в.д, м³/ч:

L_в.д = 1,1L₀N_в.д, (П.63)

где N_в.д - число рабочих мест, подвергаемых душированию.

По величине L_в.д подбирают типовую приточную камеру с оросительной секцией, если предусматривается адиабатное увлажнение воздуха, либо центральный кондиционер, если необходимо искусственное охлаждение.

Расчет в ХП и ПП года сводится к определению параметров воздуха на выходе из запроектированного для ТП года душирующего патрубка. Обычно рассчитывают только температуру воздуха, оставляя неизменными, если это возможно, его скорость и расход, чтобы не изменять производительность вентилятора.

Пример №6. Выполнить расчет воздушного душа для теплого и холодного периодов года в производственном помещении с тяжелым характером работы, расположенном в г. Орле (t_н^А = 23,1 ^оС; h_н^А = 49,8 кДж/кг; р_В = 99 кПа). Интенсивность теплового облучения на рабочем месте q = 1600 Вт/м2; N = 4 – число рабочих мест, подвергаемых душированию; x = 1,5 м – расстояние от душирующего патрубка до работающего.

1. По данным [21, прил. 3] принимаем нормируемые параметры воздуха на рабочем месте: t_норм = 19,4 ^оС; v_норм. = 3,0 м/с. В первом приближении предпочтение следует отдавать варианту с меньшим расходом воздуха, то есть с меньшим значением скорости v_норм.

2. По заданию x = 1,5 м.

3. Выбираем патрубок УДВ: m = 6,0; n = 4,9; x = 2,1 (см. [3 табл. 6.3]).

4. По h-d-диаграмме определяем температуру наружного воздуха после адиабатного охлаждения его t_охл (из точки, соответствующей параметрам наружного воздуха категории А в ТП года, проводим луч h=const до значения относительной влажности j = 90%) t_охл = 18,3 ^оС.

Примечание. Необходимо пересчитать значение относительной влажности j = 90% при барометрическом давлении р_В = 99 кПа на значение j₀, соответствующее нормальному барометрическому давлению р_В0 = 101,3 кПа, при котором составлена h – d – диаграмма: j₀ = 101,3*90/99 = 92,1 %.

5. Определяем расчетную площадь душирующего патрубка F₀^¢, м², при

t_норм > t_охл - адиабатное охлаждение воздуха

F₀^¢ = {(t_рз - t_норм)X/[(t_рз - t_охл)n]}² = {(27,1 – 19,4)*1,5/(27,1 – 18,3)*4,9]}² =

= 0,072 м²,

принимается к установке патрубок ближайшего большего размера по [3, табл. 6.3] площадью F₀ = 0,17 м².

- определяем длину начального участка струи по скорости движения воздуха

x_нv = m(F₀)^1/2 = 6,0*(0,17)^0,5 = 2,47 м;

- определяем воздуха из душирующего патрубка:

при x < x_нv v₀ = v_норм = 3,0 м/с;

- определяем длину начального участка струи по температуре:

x_нt = n(F₀)^1/2 = 4,9*(0,17)^0,5 = 2,02 м/с.

- определяем температуру воздуха на выходе из душирующего патрубка:

при x < x_нt t₀ = t_норм = 19,4 оС.

Дата добавления: 2015-07-17