01

1.1 Описание объекта.
Географическое
положение
объекта
–
город
Санкт-Петербург.
Производственное здание расположено на промышленной площадке. Основные
помещения характеризуются тяжелой (III) категорией выполняемых работ.
Ориентация здания по сторонам света – на листе 1. Строительные конструкции –
лист 1. Кузнечные и термические производства отделены от смежных цехов
сплошной стеной, доходящей до фонарного перекрытия; колонны –
железобетонные; фермы – металлические; фундаменты: под колонны – монолитный
железобетон, под стенами – сборный ленточный, под технологическим
оборудованием – выступает за его габариты кругом на 250 мм.
Стены – кирпичные, толщиной 600 мм.
Фонари – аэрационно-световые с одноярусными створками; переплеты и створки
металлические; остекление – одинарное; высота проема h = 1,2 м.
Окна – в металлических переплетах; остекление – двойное; створки –
верхнеподвесные. Угол раскрытия фонарных фрамуг и оконных створок
принимается по расчету. Стекла толщиной 5 мм, значительно загрязнены.
Перекрытия – сборные железобетонные плиты; кровля – рубероид на мастике со
стекловолокном по утеплителю.
Полы – на грунте, неутепленные.
Наружные ворота – распашные размером 3,6×3,6 м.
1.2 Характеристика технологического процесса и виды
выделяющихся вредностей
Рабочий цикл – в две смены. Количество работающих в одну смену – 26
человек (мужчин – 18 чел., женщин – 8 чел.). Металл в виде стальных заготовок
массой по 0,5-20 кг в количестве 4 тонн в смену завозится снаружи на автомашинах
ЗИЛ-130 один раз в смену.
Время разгрузки металла до 1 часа.
По цеху металл перемещается с помощью мостовой балки.
При химической обработке металла принимается: рабочее расстояние от
зеркала раствора до оси щели бортового отсоса у всех ванн Нр = 0,2 м.
Процесс травления изделий производится в концентрированных холодных
или разбавленных нагретых растворах серной и соляной кислот.
Процессы химического обезжиривания и нейтрализации протекают в щелочах
при температуре t<50 С .
В цехе имеются горячие трубопроводы с наружным диаметром изоляции dн =
100 мм, длиной l = 50 м с температурой поверхности tп = 60 С .
Основные вредные выделения в термических цехах – это тепловыделения, лучистое
тепло, пары масла и воды от закалочных ванн, окись углерода, сернистый газ,
аммиак, окислы азота, цианистый водород, различные углеводороды и др.
1.3 Выбор климатических параметров воздуха.
Город Санкт-Петербург.
Из СНиП 23-01-99 «Строительная климатология» выписываем для этого
города следующие данные:
1.
Температура наиболее холодной пятидневки обеспеченностью 0,92 (таблица
1, графа 5)
t н5  26С
2.
Продолжительность периода со среднесуточной температурой воздуха не
более 8°С
Zоп = 220 суток
3.
Средняя температура наружного воздуха отопительного периода
tоп = -1,8 °С.
Для проектирования отопления и вентиляции принимаются на теплый период
параметры А, на холодный период – параметры Б.
Таблица 1. Параметры наружного воздуха.
Параметры А
Параметры Б
Период
Барометричесtн
Iн
V
tн
Iн
V
года
кое давление, (табл. (рис.5) (табл. (табл.1, (по рас- (табл.1,
гПа
2,
2,
графа
чету,
графа 19,
графа
графа
5)
приняв
но не
3)
13,
менее 1
tн и  н
но не
м/с)
по
менее
табл.1,
1 м/с)
графа
16)
Теплый
1010
20,5
47,6
1 м/с
Холодный
1010
-26
-25,4
4,2
Переход1010
8
22,5
8
22,5
ный
Б
Определение I н .
1)
По таблице в зависимости от t н находится парциальное давление водяного
пара в состоянии полного насыщения (СП «Проектирование тепловой защиты
зданий)
Б
Б
нас
t нБ  26С  PВП
 57 Па  0,57гПа
2)
Находим парциальное давление водяных паров в воздухе
нас
Pв.п.    PВП
 0,83  0,57  0,4731гПа
3)
Определяем влагосодержание наружного воздуха
d н  622 
4)
Pв.п.
0,4731
г
 622 
 0,29
B  Pв.п.
1010  0,4731
кг
Находим энтальпию наружного воздуха
I н  1,005  t нБ  (2500  1,8  t нб ) 
d
0,29
кДж
 1,005  (26)  (2500  1,8  (26)) 
 25,4
1000
1000
кг
1.4 Выбор параметров воздуха на рабочих местах производственных
зданий.
Такими параметрами являются температура воздуха tв, относительная влажность φв
и подвижность воздуха Vв.
I.
Для теплого периода года.
1.
Допустимая температура для теплого периода года в рабочей зоне
принимается:
а) в населенных пунктах, где t н >18°С
t р. з.  t н  4 ;
б) в населенных пунктах, где t н  18°С
t р. з.  t н  6 .
В обоих случаях tр.з. должна быть не выше следующих значений:
- для легких работ
28/31°С;
- средней тяжести
27/30 °С;
- для тяжелых работ
26/29 °С.
В числителе приведены температуры рабочей зоны для местности с t н  25C , в
знаменателе – для местности с t н  25C .
В нашем случае t н =20,5°С >18°С, следовательно
А
а
А
а
А
А
А
t р. з.  t на  4  20,5  4  24,5С
2. Относительная влажность воздуха в рабочей зоне не должна превышать
значений, вычисленных по формуле
 р. з.  5  (39  t р. з. )
 р. з.  5  (39  t р. з. )  5(39  24,5)  72,5% .
Принимаем  р. з.  70% .
3. Скорость движения воздуха в рабочей зоне. При температуре выше 28°С она не
должна превышать значений, определяемых по формулам:
V р. з.  Vн  0,1(t р. з.  28);
V р. з.  Vн  0,3.
Здесь Vн – основная норма скорости движения воздуха, принимаемая в зависимости
от категории тяжести работ в помещении.
Категория работ 1а 1б IIа IIб III
Vн , м/с
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
V р. з.  Vн  0,3  0,6  0,3  0,9 м / с
Vн  0,6 м / с
V р. з.  0,8 м / с
II. Холодный период года и переходные условия.
Температура, относительная влажность и скорость воздуха в рабочей зоне
определяются по приложению 2 СНиП 2-04-05-91 «Отопление, вентиляция и
кондиционирование» или по методическим указаниям.
Холодный период.
t max  13  19C
t р. з.  15С ;
V  0,5 м / с
V р. з.  0,4 м / с;
  75%
 р. з.  70%
Переходный период.
t н  8С ;
I н  22,5кДж / кг
Принятые параметры для различных периодов года оформляются в виде
таблицы.
Таблица 2. Расчетные параметры внутреннего микроклимата.
Расчетные периоды года Допустимые параметры воздуха
температура, ºC относительная скорость движения, м/с
влажность, %
1
2
3
4
Теплый
24,5
70
0,8
Переходный
15
70
0,4
Холодный
15
70
0,4
Коэффициенты эффективности воздухообмена по температуре и по
концентрации Кt и Кс принимаются по таблице 17.10 справочника проектировщика,
часть 3, книга 2.
К t  1,9; К с  2,6.
Кt 
t в. з.  t пр
t р. з.  t пр
Отсюда находим температуру воздуха в верхней зоне:
t в. з.  t пр  К t  (t р. з.  t пр )
В холодный период
t пр  t р. з.  t  15  5  10C
t  4  6С ;
t в. з.  10  1,9(15  10)  19,5С
В переходный период
t пр  8С;
t в. з.  8  1,9(15  8)  21,3С.
В теплый период
t пр  t нА  20,5С;
t в. з.  20,5  1,9(24,5  20,5)  28,1С.
тр
2. Подбор ограждающих конструкций.
R0=R0
Для наружных стен и для покрытия значение R0тр определяется в зависимости от
величины градусо-суток отопительного периода (ГСОП).
ГСОП определяем по формуле:
ГСОП  (tв  t о.п. )Z о.п.  (15  1,8)  220  3696, где
tв – расчетная температура внутреннего воздуха, С ;
t о.п. , Z о.п. - средняя температура, С , и продолжительность, сут., отопительного
периода
Z о.п.  220сут;
t о.п.  1,8С.
2.1 Наружных стен
тр
0
R
 0,0002  ГСОП  1  0,0002  3696  1  1,74
м 2  С
;
Вт
Находим коэффициент теплопередачи:
К нс 
1
1
Вт

 0,57 2
.
R0 1,74
м  С
2.2 Окон и фонарей
Окна:
R0тр  0,000025  ГСОП  0,2  0,000025  3696  0,2  0,29
м 2  С
;
Вт
Фонарь:
R0тр  0,000025  ГСОП  0,15  0,000025  3696  0,15  0,24
К ок 
м 2  С
.
Вт
1
1
Вт

 3,45 2
R0 0,29
м  С
Находим расчетный коэффициент теплопередачи для окон:
К р  К ок  К нс  3,45  0,57  2,88
Вт
.
м 2  С
Коэффициент теплопередачи для фонарей:
К фон 
1
1
Вт

 4,17 2
.
R0 0,24
м  С
Окна с двойным остеклением в металлических переплетах.
Фонари аэрационно-световые, переплеты и створки металлические, остекление –
одинарное.
2.3 Покрытия
R0тр  0,00025  ГСОП  1,5  0,00025  3696  1,5  2,42
м 2  С
;
Вт
Находим коэффициент теплопередачи:
К пакр 
1
1
Вт

 0,41 2
.
R0 2,42
м  С
2.4 Ворот
Требуемое сопротивление теплопередаче дверей и ворот должно быть не
менее 0,6R0тр стен здания, определяемого по формуле:
R0тр 
n  (t в  t н ) 1(15  26)
м 2  С

 0,67
t н   в
7  8,7
Вт
Rотр
 0,6  0,67  0,4
ворот
м 2  С
.
Вт
Коэффициент теплопередачи:
К ворот 
1
1
Вт

 2,5 2
.
R0 0,4
м  С
2.5 Полов
Для неутепленных полов на грунте сопротивления теплопередаче
рассчитываются по зонам. R0 – условное сопротивление теплопередаче, оно
составляет:
м 2  С
- для 1 зоны;
Вт
м 2  С
- 4,3
- для 2 зоны;
Вт
м 2  С
- 8,6
- для 3 зоны;
Вт
м 2  С
- 14,2
- для 4 зоны.
Вт
- 2,1
3. Определение количества выделяющихся вредностей.
3.1 Расчет расходов теплоты.
3.1.1 Расчет теплопотерь через ограждающие конструкции.
Потери теплоты через ограждающие конструкции, Вт, определяются по
формуле:
Q  А(1/ R0 )(t в  t н )n(1   ), где
А – площадь ограждающей конструкции, м2;
R0 – сопротивление теплопередаче ограждающей конструкции, м20С/Вт;
tв – температура воздуха, оС, в помещении, с учетом повышения ее по высоте для
помещений высотой более 4 м;
tн – температура наружного воздуха, оС, при расчете потерь теплоты через
наружные ограждения или температура более холодного помещения – при расчете
потерь теплоты через внутренние ограждения;
n – коэффициент, принимаемый в зависимости от положения наружной
поверхности ограждения по отношению к наружному воздуху;
β – добавочные потери теплоты в долях от основных потерь.
При наличии теплоизбытков за расчетную температуру воздуха внутри
помещения принимают:
а) для вертикальных ограждений до 4 м и пола – температуру воздуха в рабочей
зоне, t в  t р.з. ;
б) для покрытия – температуру воздуха в верхней зоне под покрытием, t в  t в.з. ;
в) для вертикальных ограждений, расположенных выше 4 м от пола, - среднюю
температуру между ними, т.е. t в  1 / 2(t р. з.  t в. з. ).
Расчет потерь теплоты для переходного периода Qп.п., Вт, и дежурного
отопления Qд.о., Вт, производят по формулам:
Qп.п.  Qх.п. (t вп. п.  t нп. п. ) /(t вх. п.  t нх . п. );
Qд.о.  Qх.п. (t вд.о.  t нх . п. ) /(t вх . п.  t нх . п. ),
где tв х.п., tв п.п. – средняя температура воздуха в помещении в холодный и
переходный периоды года, оС;
tв д.о. – температура воздуха, оС, в помещении при дежурном отоплении;
tн п.п., tн х.п. – температура наружного воздуха в переходный и холодный периоды, оС.
Расчет потерь теплоты через ограждающие конструкции выполняется в
табличной форме (таблица 3).
3.1.3 Расчет расхода теплоты на нагрев ввозимого материала.
Потери теплоты на нагрев ввозимого холодного материала Qм, Вт,
рассчитываются по формуле:
Qм  Gм  с  В(t в  t м )  0,278,
где Gм, с – масса материала, кг, и удельная теплоемкость материала кДж/кг∙оС
(Gм = 4000 кг, с = 0,42 кДж/кг∙оС – по заданию);
В – коэффициент эффективности поглощения тепла материалом (принимается
по табл.4 методических указаний. Для несыпучих материалов и транспорта при
нахождении в помещении до 1 часа значение коэффициента В = 0,5);
tм – температура материала, С , при поступлении в цех (для металла
принимают tм = tн = -26 С )
Qм  4000  0,42  0,5(15  26)  0,278  9570Вт.
Пересчитываем это значение для переходного периода:
Qп.п.  Qх.п.  (t вп . п .  t нп . п . ) /(t вх . п .  t нх . п . )  9570  (15  8) /(15  26)  9570  7 / 41  1630 Вт.
3.1.4 Расчет расхода теплоты на нагрев въезжающего
транспорта.
Расход тепла на обогрев транспорта Qтр, Вт, определяется по формуле
Qтр  0,28n  В  Qт ,
где n – среднее количество однотипных машин, находящихся в помещении в
расчетный час (n = 1);
В = 0,5;
Qт – расход тепла на обогрев автомашины, кДж, принимается по табл. 5
методических указаний (для автомашины ЗИЛ-130 Qт = 61,38 тыс. кДж)
Qтр  0,28 1 0,5  61,38 103  8590Вт.
Для переходного периода:
Qтр  Qх.п.  (t вп . п .  t нп . п . ) /(t вх . п .  t нх . п . )  8590  (15  8) /(15  26)  8590  7 / 41  1470 Вт.
4 Расчет теплопоступлений.
Расчет теплопоступлений от оборудования.
а) Поступление теплоты от теплового оборудования.
Тепловыделения Qэл , Вт, от оборудования, потребляющего электроэнергию,
определяют по формуле
Qэл  N у  q эл  0 ,
где Nу – установочная мощность оборудования, кВт;
qэл – удельные тепловые поступления в помещение, Вт/кВт, принимаемые по табл.
14 в методичке;
η0 – коэффициент одновременности работы оборудования.
Позиция 1.
Термическая электрическая печь сопротивления СНЗ-48 26/20 для нагрева
Qэл  50  220 1  11000 Вт
Позиция 4.
Электрическая ванна соляная СВГ-20/В5 для отпуска
Qэл  30  220 1  6600Вт
Тепловыделения от оборудования, в котором сжигается топливо, определяются по
формуле
Q  0,278  В  Qнр  k 2  ,
где В – расход топлива, кг/ч или м3/ч;
Qнр - теплотворная способность топлива, для природного газа принимается 35620
кДж/м3; для мазута – 38970 кДж/кг;
k2 – коэффициент, учитывающий долю тепла, поступающего в помещение,
принимается по табл. 14 в методичке;
η – коэффициент неполноты сгорания топлива, η=0,95-0,98.
Позиция 5.
Печь камерная термическая с отводом газов в боров для цементации – 2 шт.
Топливо – газ.
Q  0,278  32  35620  0,35  0,96  106470 Вт
б) Поступление теплоты от электродвигателей.
Поступление тепла, Вт, от установленных в одном помещении электродвигателей и
приводимого ими в действие оборудования определяется по формуле
Q  N у  kсп  (1  kп  kт kп ) 103 ,
где Nу – установочная мощность электродвигателей, кВт;
kсп – коэффициент спроса на электроэнергию, принимаемый по заданию. Для
металлорежущих станков kсп=0,14-0,2;
kп – коэффициент, учитывающий полноту загрузки электродвигателя, принимается
по заданию или: при загрузке 0,5-1 kп=1, при загрузке меньше 0,5 kп=0,9;
η – КПД электродвигателя при полной загрузке ( при Nу<0,5 η=0,75; при Nу=0,5-5
η=0,84; при Nу=5-10 η=0,85; при Nу=10-28 η=0,88; при Nу=28-50 η=0,9; при Nу>50
η=0,92);
kт – коэффициент перехода тепла в помещение, учитывающий, что часть теплоты
может быть унесена из помещения с эмульсией, водой, воздухом; принимается
равным: для металлорежущих станков без охлаждения эмульсией режущего
инструмента – 1, с охлаждением режущего инструмента эмульсией – 0,9, для
вентиляторов – 0,1, для насосов – 0,1.
Позиция 6.
Абразивно-заточный станок 2 камня – 3 шт.
Q  6,6  0,15(1  1 0,85  11 0,85) 103  990Вт
kп=1 при коэффициенте загрузки 0,6;
Nу=6,6;
kт=1;
η=0,85 (при Nу=6,6).
Позиция 8.
Ванна мойки в горячей воде
kп=1;
Nу=10;
kт=1;
η=0,85
Q  10  0,15(1  1 0,85  11 0,85) 103  1500Вт .
Расчет теплопоступлений за счет солнечной радиации
Расчет теплопоступлений за счет солнечной радиации выполняется для теплого
периода года, для каждого часа суток, когда помещение занято людьми, начиная с
часа, предшествующего началу работы в помещении. Рабочий цикл – в две смены.
Помещение занято людьми с 8 до 24 ч.
ост.
Q рад
.  q рад.  Fпроема, Вт
q рад.  теплопоступления за счет солнечной радиации,


q рад.  qпв  kинс.  q вр  k обл.  k отн.   2
Вт
м2
qпв , q вр  количество теплоты прямой и рассеянной солнечной радиации, поступающей
Вт
через вертикальное одинарное остекление в каждый час суток, 2 . Эта величина
м
принимается в зависимости от широты, на которой расположен город, ориентации
ограждения и часа суток, табл. 2.3 (4) к инс.  коэффициент инсаляции для
вертикального заполнения световых проемов.
к обл.  коэффициент облучения
к отн.  коэффициент относительного проникания солнечной радиации, зависит от
заполнения проема и от наличия солнцезащитных устройств.
Принимается значение коэффициента по табл. 2.4 (4).
 2  коэффициент, учитывающий затенение светового проема переплетами .
Принимается по табл. 2.5 (4).
Коэффициент инсаляции
k инсв  (1 
L  tgAс.о  c
LГ  ctg  a
)(1  в
)
H
B
LГ , Lв  размер горизонтальных и вертикальных выступающих элементов затенения,
м
Для окон LГ , Lв рассчитываются как расстояние от края наружного откоса окна до
внутреннего стекла (30см – для кирпичных стен).
Для фонарей LГ , Lв  0 ;
а,с – расстояние от горизонтальных и вертикальных элементов затенения до откосов
светового проема,м.
а=с=о;
Н, В, м – высота и ширина светового проема,м.
Ас.о  солнечный азимут остекления, т.е. угол между проекцией солнечного луча и
горизонтальной проекцией нормали к рассматриваемой плоскости остекления.
Для вертикальных ограждений величина находится по табл. 2.6 (4) в зависимости от
величины Ас
Ас  азимут солнца, т.е. угол, отсчитываемый от южного направления до
горизонтальной проекции солнечного луча – табл. 2.8 (4).
  угол между вертикальной плоскостью остекления и проекцией солнечного луча
на вертикальную плоскость, перпендикулярную рассматриваемой плоскости.
  arctg (ctgh  cos Ac.o. )
h,C  высота стояния солнца, принимается по табл. 2.8 (4)
Для фонаря кинс.  1
Если окажется при расчете , что кинс.  1 , то кинс.  1
Если окажется при расчете , что кинс.  0 , то кинс.  0
кинс. определяется для ограждений освещенных солнцем
к обл. определяется :
к обл.  к обл.гор.  к обл.верт.
Каждый из этих коэффициентов - это
есть коэффициенты облучения
соответственно для горизонтальной и вертикальной конструкции.
Принимаются соответственно в зависимости от величины углов
к обл.гор.  f (  1 )
к обл.в ерт.  f ( 1 )
Рассчитываются величины этих углов
LГ
H a
L
 1  arctg в
Bc
1  arctg
По графику рис. 2.6 (4) определяются значения коэффициентов (кривая 2)
Окна с двойным остеклением в раздельных металлических переплетах с
уплотнением первого притвора, прокладками из полушерстяного шнура.
Фонари с одинарным остеклением в металлических переплетах с аналогичным
уплотнением.
Средств солнцезащиты не предусмотрено.
Район строительства 60с.ш. Принимается по (2)
Определяем к отн. и  2
Для окон
к отн.  0,9
 2  0,6
Lв
0,3
 arctg
 6С
Bc
3 0
L
0,3
1  arctg в  arctg
 5С
Н c
3,4  0
к обл.  к обл.гор.  к обл.верт.  1
 1  arctg
Расчет ведется в табличной форме см. таблицу 5.
Расчет теплопоступлений через покрытие
Qпокр.  qср.  Fпокр. , Вт
q ср .  среднее за сутки количество поступившей теплоты,
qср.  к покр.  (t нср. 
 покр.  qсрГ .

г
н
 t впокр. ),
Вт
м2
Вт
м2
к покр.  коэффициент теплопередачи покрытия, К покр  0,41
t нср .  средняя температура наружного воздуха в июле. Принимается по (1)
t нср.  17,8С
 покр.  коэффициент поглощения солнечной радиации поверхностью покрытия.
Принимается по СНиП «Строительная теплотехника».
Если покрытие имеет рулонную кровлю, то  покр.  0,65
qсрГ .  среднесуточное количество теплоты прямой и рассеянной солнечной радиации,
поступающей на горизонтальную поверхность покрытия. принимается по (5) ,
qсрГ .  319
Вт
м2
 н.Г  коэффициент теплоотдачи наружной поверхности покрытия
 нГ.  8,7  2,6 
  скорость ветра в теплый период года,   1м / с
 нГ.  8,7  2,6 1  11,3
t впокр.  температура покрытия в теплый период года , t впокр.  t в. з.  28,1С
0,65  319
qср.  0,41 (17,8 
 28,1)  Вт / м 2
11,3
Qпокр.  3,28  468  1540 Вт
Окончательно
ок.ф.
Q рад.  Q рад
 Qпокр.
.
Q рад.  30440  1540  31980 Вт - для теплого периода.
В переходный период
Qрад.  0,5  Q тепл.пер.
Q рад.  0,5  31980  15990 Вт .
Баланс тепла
Тепловой баланс составляется на основе расчетов теплопоступлений и потерь
теплоты во все периоды года. В разделе теплопоступлений в холодный и
переходный периоды года учитывается тепло от освещения, а в теплый период – от
солнечной радиации. Результатом теплового баланса являются значения избытков
или недостатков теплоты, которые получаем как разность между общим
количеством теплопоступлений и теплопотерь. Ассимиляцию избытков теплоты
выполняют с помощью вентиляции, восполнение недостатков тепла – средствами
отопления помещений.
Баланс тепла заносим в таблицу 6.
Расчет газовыделений.
Выделение вредных для здоровья человека газов и пыли происходит с поверхности
жидкостей, через неплотности аппаратуры и трубопроводов, при сгорании топлива
и при работе автомобильных двигателей, при различных технологических
операциях (окраске, сварке, травлении металлов, обработке древесины и др.).
Количество вредных выделений принимают по данным технологов или нормам
соответствующих производств.
Позиция 5.
Печь камерная термическая с отводом газов в боров для цементации; топливо газ (2
шт.)
М СО  mг  Вг  24  32  768г / час
mг  24г / кг - по табл. 10 «Курсовое и дипломное проектирование»
Позиция 10.
Стол для сварочных работ (3 шт.)
На одно рабочее место приходится 1 кг/ч электродов. Для сварки приняты
электроды типа УОНИ 13/45.
Выделения вредных веществ, г/кг:
-пыль – 14;
-Mn (аэрозоль в составе пыли) – 0,5;
-HF (газ) – 1.
М газ  (14  0,5  1)  3  46,5г / час
Таблица 7. Сводная таблица вредных выделений в помещении.
Наименование
помещения
Расчетный
Тепловые избытки Газовые выделения,
период
г/ч
Явное тепло
года
Вт
Вт/м3
Термический цех 4680 Теплый
178250
38,1
815
Переходный 150100
32,1
815
Холодный
77300
16,5
815
V,
м3
5 Вентиляция.
5.1 Определение воздухообменов.
Расчет местной вытяжки.
Местная вытяжная вентиляция представлена местными отсосами.
Для большинства технологических процессов производительность местных
отсосов, их конструктивные и аэродинамические характеристики приведены в
ведомственных указаниях или альбомах типовых чертежей местных отсосов.
Позиция 6.
Абразивно-заточный станок 2 камня, dк = 250мм.
Местный отсос выполняется в виде кожуха. Производительность местного отсоса,
м3/ч, определяется по формуле
Lкр  a  d  2  250  500 м3 / ч  для одного камня,
где d = 250 мм – диаметр круга;
a – удельная величина отсоса воздуха, м3/(ч мм круга), принимается для круга из
корунда 2.
Общая производительность трех станков (по 2 камня):
3
Lобщ
кр  Lкр  2  3  500  2  3  3000 м / ч.
Позиция 7.
Ванна травления в кислоте Н2SO4 (HCl), Нр = 0,2.
Бортовой отсос выполнен в виде щелевых воздухоприемников, располагаемых
вдоль длинных бортов ванны. Так как ширина ванны b=0,6м, то устанавливаем
обычный однобортовой отсос.
Количество воздуха, м3/ч, удаляемого бортовым отсосом, определяется по
формуле
L  1400[0,53  bр  l /(bр  1)  hр ]1/ 3 (1  0,016  t )bр  l  k1  k2  k3  k4  kт ,
где bр – расчетная ширина ванны, м (bр = 0,6 м); ширина щели принимается равной
0,1В (В – ширина ванны), но не менее 50 мм;
l – длина ванны, м (l = 0,8 м);
hр – расчетное заглубление зеркала жидкости, м (hр = 0,2 м);
t  t п  tв  0С - разность температур поверхности жидкости и воздуха в
помещении;
k1 = 1,8 – для однобортового отсоса;
k2 – коэффициент, учитывающий воздушное перемешивание жидкости (k2 = 1,2);
k3 – коэффициент, учитывающий укрытие зеркала жидкости плавающими телами
(k3 = 0,75);
k4 – коэффициент, учитывающий укрытие зеркала жидкости пенным слоем (k4 =
0,5);
kт – коэффициент, учитывающий токсичность и интенсивность вредных выделений,
принимается по табл. 16 методических указаний.
L  1400[0,53  0,6  0,8 /( 0,6  1)  0,2]1/ 3 (1  0,016  0)  0,6  0,8 1,8 1,2  0,75  0,5 1,6 
 1400  0,264  0,622  230 м 3 / ч.
Позиция 11.
Очистной голтовочный барабан.
Расход воздуха находим по формуле
Lб  1800d 2 ,
где d – диаметр барабана, м (d = 1 м)
Lб  1800 12  1800 м 3 / ч.
5.2 Расчет местной приточной вентиляции (воздушное душирование)
Цель расчета системы воздушного душирования – определить размеры
душирующих патрубков, расход воздуха, подаваемый на рабочее место, и
температуру подачи.
При проектировании воздушного душирования расстояние от рабочего места до
воздухораспределителя не должно быть меньше 1 м. Воздух, подаваемый на
душирование, забирается снаружи и обязательно подвергается очистке от пыли.
Порядок расчета (теплый период года).
Исходные данные:
Поверхностная плотность лучистого потока – 1400 Вт/м2;
tр.з. = 24,5ºС;
tн = 20,5ºС;
Iн = 47,6 кДж/кг;
х = 1 м.
Может быть принят один из трех вариантов нормируемых параметров воздуха
на рабочих местах:
I вариант:
Vнорм = 2 м/с; tнорм = 16ºС.
II вариант:
Vнорм = 3 м/с; tнорм = 20ºС.
III вариант:
Vнорм = 3,5 м/с; tнорм = 22ºС.
Принимаем III вариант. Так как tн = 20,5ºС, то адиабатического охлаждения воздуха
не требуется; t 0  20,5С
1)
Находим расчетную площадь душирующего патрубка
ад
2
 (t р. з.  t норм )  х   (24,5  22) 1  2
2
F0  
 
  0,02 м
(
t

t
)

n
(
24
,
5

20
,
5
)

4
,
9

 р. з. 0ад
 
n – коэффициент, учитывающий изменение скорости по оси струи, принимается в
зависимости от конструкции душирующего патрубка
n = 4,9.
По величине F0 принимаем к установке патрубок УДВ-1.
F0факт  0,17 м 2
2) Находим длину начального участка струи, выходящей из патрубка
Х начV  m  F0факт  6  0,17  2,5 м.
Так как х = 1м < Х нач  2,5 м , следовательно, рабочее место находится в начальном
участке струи.
Скорость на выходе из патрубка
V
V0  Vнорм  3,5 м / с
Находим расход воздуха, подаваемый патрубком
3)
L0  3600 V0  F факт
 3600  3,5  0,17  2142 м 3 / ч
0
Общее количество воздуха, подаваемого всеми душирующими патрубками:
Lдуш  N душ  L0  3  2142  6426 м3 / ч
4) Определяем требуемую температуру для подачи воздуха на рабочее место.
Находим длину начального участка по температуре:
Х начt  n  F0факт  4,9  0,17  2,02 м
Х< Х нач  2,02 м , следовательно, рабочее место находится в пределах начального
участка струи
t0 = tнорм = 22ºС.
t
t 
0
353
353
кг

 1,197 3
273  t 0 273  22
м
Gдуш   t0  Lдуш  1,197  6426  7692
кг
.
ч
5.3 Расчет общеобменной вентиляции
Расчет общеобменной вентиляции производится для трех периодов года на
ассимиляцию тех вредных выделений, которые имеют место в цехе (избытки
полного, явного тепла, влаговыделения и вредные газы). Для определения
воздухообмена решаем систему из двух уравнений: уравнения воздушного баланса
и уравнения баланса по вредности (полному, явному теплу, влаге или газу).
Воздухообмен по избыткам явного тепла.
Уравнение воздушного баланса при наличии общеобменной и местной
вентиляции:
Gп  Gв.д.  Gв  Gм.о.  0,
где Gп, Gв – расход воздуха, кг/ч, общеобменной приточной и вытяжной вентиляции
соответственно;
Gв.д., Gм.о. - расход воздуха, кг/ч, подаваемый воздушными душами и удаляемый
местными отсосами соответственно.
Уравнение баланса по явному теплу при избытках теплоты Qизб, Вт, в
помещении:
3,6Qизб  Gп  с  t п  Gв.д.  с  t в.д.  Gв  с  t ух  G м.о.  с  t р. з.  0,
где tп – температура приточного воздуха, С ;
tв.д. – температура воздуха, подаваемого воздушными душами (определяется при
расчете воздушного душирования)
tв.д. = 22 С ;
tух - температура воздуха, удаляемого общеобменной вытяжной вентиляцией, С .
При расчете воздухообмена для теплого и переходного периодов года
температура приточного воздуха принимается: tп = tн – при естественной приточной
вентиляции. При расчете воздухообмена для холодного периода года при наличии
избытков теплоты в помещении температура приточного воздуха принимается на
(4-8) С ниже температуры воздуха в рабочей зоне.
Решая систему из двух уравнений находим расходы воздуха, кг/ч,
общеобменной вентиляции, а затем определяем объемные расходы воздуха Lв, Lп,
м3/ч:
L  G / ,
где ρ – плотность воздуха, кг/м3, при tух и tп соответственно.
Холодный период.
Gп  Gв.д.  Gв  Gм.о.  0

3,6Qизб  Gп  с  t п  Gв.д.  с  t в.д.  Gв  с  t ух  Gм.о.  с  t р. з.  0
t п  t р. з.  (4  8)С  15  5  10С;
t 
п
353
кг
 1,247 3
273  10
м
tв.д. = 22 С ;
tух = tв.з. = 19,5 С ;
t 
ух
353
кг
 1,207 3 ;
273  19,5
м
Gв.д. = 7692 кг/ч;
G м.о.  Lм.о.   t р . з .  27950 1,226  34267кг / ч
Lм.о.  30950  3000  27950 м 3 / ч
t
р. з.

353
кг
 1,226 3 ;
273  15
м
Qизб = 77300 Вт.
Gп  Gв  Gм.о.  Gв.д.  0

3,6Qизб  (Gв  Gм.о.  Gв.д. )  с  t п  Gв.д.  с  t в.д.  Gв  с  t ух  Gм.о.  с  t р. з.  0
3,6  77300  Gв 110  34267 110  7692 110  7692  22  Gв 19,5  34267 15  0;
278280  10  Gв  342670  76920  169224  Gв 19,5  514005  0;
 9,5  Gв  199249  0;
Gв  199249 9,5  20974кг / ч;
Lв 
Gв
t

ух
20974
м3
 17377 .
1,207
ч
Gп  20974  34267  7692  47549кг / ч;
47549
м3
Lп 

 38131 .
 tп 1,247
ч
Gп
Переходный период.
t п  t н  8С;
353
кг
 tп 
 1,256 3 ;
273  8
м
tв.д. = 22 С ;
tух = tв.з. = 21,3 С ;
353
кг
 t ух 
 1,199 3 ;
273  21,3
м
Gв.д. = 7692 кг/ч;
Gм.о.  34267кг / ч ;
Qизб = 140100 Вт.
Gп  Gв  Gм.о.  Gв.д.  0

3,6Qизб  (Gв  Gм.о.  Gв.д. )  с  t п  Gв.д.  с  t в.д.  Gв  с  t ух  Gм.о.  с  t р. з.  0
3,6 140100  Gв 1 8  34267 1 8  7692 1 8  7692  22  Gв  21,3  34267 15  0;
504360  8  Gв  274136  61536  169224  Gв  21,3  514005  0;
 13,3  Gв  372179  0;
Gв  372179 13,3  27983кг / ч;
Lв 
Gв
t
ух

27983
м3
 23339 .
1,199
ч
Gп  Gв  Gм.о.  Gв.д.  27983  34267  7692  54558кг / ч;
Lп 
Gп
t

п
54558
м3
 43438 .
1,256
ч
Теплый период.
t п  t н  20,5С;
353
кг
 tп 
 1,203 3 ;
273  20,5
м
tв.д. = 22 С ;
tух = tв.з. = 28,1 С ;
353
кг
 t ух 
 1,172 3 ;
273  28,1
м
t р. з.  24,5С ;
t
р. з.
G м .о .
353
кг
 1,187 3 ;
273  24,5
м
 Lм.о.   t р . з .  27950 1,187  33177 кг / ч

Lм.о.  30950  3000  27950 м 3 / ч
Qизб  168250 Вт
Gп  Gв.д.  Gв  Gм.о.  0

3,6Qизб  Gп  с  t п  Gв.д.  с  t в.д.  Gв  с  t ух  Gм.о.  с  t р. з.  0
Gп  Gв  Gм.о.  Gв.д.  0

3,6Qизб  (Gв  Gм.о.  Gв.д. )  с  t п  Gв.д.  с  t в.д.  Gв  с  t ух  Gм.о.  с  t р. з.  0
3,6 168250  Gв  20,5  33177  20,5  7692  20,5  7692  22  Gв  28,1  33177  24,5  0;
605700  Gв  20,5  680129  157686  169224  Gв  28,1  812837  0;
 7,6  Gв  484530  0;
Gв  484530 7,6  63754кг / ч;
Lв 
Gв
t
ух
63754
м3

 54398 .
1,172
ч
Gп  Gв  Gм.о.  Gв.д.  63754  33177  7692  89239кг / ч;
Lп 
Gп
t
п

89239
м3
 74180 .
1,203
ч
6 Основные решения по отоплению и вентиляции
В
здании
запроектирована
система
приточно-вытяжной
вентиляции.
Воздухообмены для всех трех периодов года рассчитаны по избыткам явного тепла.
Приточная вентиляция подразделяется на местную и общеобменную.
Местная приточная вентиляция для трех периодов года (холодного, переходного и
теплого) представлена воздушным душированием (приточная система П2). Воздух,
подаваемый на душирование, забирается снаружи и обязательно подвергается
очистке от пыли. В холодный и переходный периоды года этот воздух нагревается в
калориферах, а в теплый период года он подается к душирующим патрубкам с
температурой наружного воздуха (tн = 20,5ºС). Дополнительная обработка воздуха
(адиабатическое охлаждение) не требуется, так как температура наружного воздуха
удовлетворяет нормируемой температуре. Душирующие патрубки УДВ 1
установлены около следующего оборудования: термической электрической печи
сопротивления и печей камерных термических.
Общеобменная приточная вентиляция в холодный период года осуществляется
механическим путем в рабочую зону через 4 воздухораспределителя ВПЭП 13,
которые обслуживает приточная система П1. Температура приточного воздуха: в
холодный период года - 10ºС, в переходный период – tп = tн = 8ºС, в теплый период tп = tн = 20,5ºС. Для ассимиляции теплоизбытков в теплый и переходный периоды
года предусмотрена аэрация (естественная приточная общеобменная вентиляция)
через окна, причем в переходный период открыты верхние окна и верхние фрамуги
больших окон, а в теплый период года открыты первые три фрамуги больших окон.
Вытяжная вентиляция также подразделяется на местную и общеобменную.
Местная вытяжная вентиляция представлена местными отсосами от оборудования.
Местные отсосы устанавливаются у следующего оборудования: обычные бортовые
отсосы - у ванны щелочной промывки, бака для закалки в масле и ванны травления
в кислоте, зонт-козырек – у термической электрической печи сопротивления и печи
камерной термической, укрытие – у электродной ванны соляной для отпуска, у
столов для сварочных работ устанавливаются панели равномерного всасывания, у
очистного голтовочного барабана устанавливается кожух. Всего предусмотрено 8
вытяжных систем (В1, В2, В3, В4, В5, В6, В7, В8). От абразивно-заточных станков
воздух удаляется пылеулавливающими агрегатами, очищается в них и возвращается
в цех. Местная вытяжная вентиляция осуществляется механическим путем.
Воздуховоды круглого сечения прокладываются на высоте, которая ниже высоты
установки кранового оборудования. Часть вентагрегатов установлена на
вентплощадке на отметке +4.000 м, а часть– снаружи около наружных стен здания.
От оборудования, выделяющего вредности, сходные по своим свойствам, воздух
удаляется одной вытяжной системой (например, система В3).
Общеобменная вытяжная вентиляция в теплый и переходный периоды года
осуществляется естественным путем за счет аэрации. Загрязненный воздух
удаляется из верхней зоны через свето-аэрационные фонари.
В холодный период года у наружных ворот здания устраивается воздушно-тепловая
боковая двухсторонняя завеса для защиты помещения от врывания наружного
воздуха. Воздух для завесы забирается из рабочей зоны и нагревается в калорифере.
Температура воздуха на выходе из щели завесы tз = 33,7ºС.
7 Аэродинамический расчет.
Аэродинамический расчет приточной системы П1 (с воздухораспределителями
ВПЭП).
Цель расчёта – определение сечений воздуховодов и каналов, а также потерь
давлений в них.
До начала аэродинамического расчёта выполняется трассировка воздуховодов на
планах.
Затем определяем расход воздуха для каждого участка вентиляционных систем.
Задаваясь скоростью движения воздуха на участке (СП, кн. 2, табл. 22.13),
определяем площадь поперечного сечения на каждом участке. Далее в зависимости
от принятого воздуховода находим сечение воздуховода на каждом участке.
Составляем аксонометрическую схему, разбиваем ее на участки, на них
проставляем расход и длину.
Аэродинамический расчет выполняется по методу удельных потерь давления.
Расчёт вентсистемы сводим в таблицу 9.
Для местных сопротивлений составляем отдельную таблицу.
Таблица 10. Местные сопротивления.
№ Местное сопротивление.
уч.
1;5 Воздухораспределитель ВПЭП
Отвод на 900
Тройник на проход
2;6
2 отвода на 900
Тройник на проход
3
4,7
Lо
f
 0,5 п  0,5
Lс
fс
Lо
f
 0,5 о  0,5
Lс
fс
2 отвода на 900
Вход в вентилятор (переход с диаметра
1000 мм на сечение 1120×1120)
Воздухораспределитель ВПЭП
Тройник на ответвление
Lо
f
 0,5 о  0,5
Lс
fс
№
таблицы
22.26
22.37


2,1
0,21
0,35
2,66
22.26
22.37
0,42
1,0
1,42
22.26
22.29
0,42
0,09
0,51
22.37
2,1
1,0
3,1
Увязка потерь давления на ответвлениях с потерями по магистрали.
Увязать ответвления с магистралью – значит добиться равенства потерь давления на
параллельных участках. Невязка должна быть не более 10%.
Увязываем потери давления на участке 4 с потерями давления на участке 1.
Р4 уч.  345,77 Па
Р1 уч.  335,19 Па
Невязка:
Рб  Рм
345,77  335,19
100 
100  3,2% <10%.
Рм
335,19
Увязываем потери давления на участке 5 с потерями давления на участке 7.
Р5 уч.  335,19 Па
Р7 уч.  345,77 Па
Невязка:
Рб  Рм
345,77  335,19
100 
100  3,2% <10%.
Рм
335,19
Увязываем потери давления на участке 2 с потерями давления на участке 6.
Р2 уч.  181,85 Па
Р6 уч.  166,12 Па
Невязка:
Рб  Р м
181,85  166,12
100 
100  9,5% <10%.
Рм
166,12
7 Подбор оборудования вентиляционных систем.
7.1 Подбор калориферов
Подбор калориферов для системы П1 (воздухораспределители ВПЭП).
G = 47549 кг/ч;
t1 = tн = -26 С ;
t2 = tп = 10 С ;
Т1 = 120 С ;
Т2 = 70 С .
1. Определяем расход теплоты на нагрев воздуха.
кДж
ч
 0,278  Gпритc(t 2  t1 )  0,278  47549 1,005  (10  26)  475870 Вт
Qкал  Gпритc(t 2  t1 )  47549 1,005  (10  26)  1711764
Qкал
2. Подбираем калорифер КВС 12Б-П-У3 и калорифер КВС 11Б-П-У3.
Данные калорифера КВС 12Б-П-У3:
Fн  120,36 м 2 ;
f ж.с.  2,488 м 2 ;
f труб  0,00392 м 2 .
Данные калорифера КВС 11Б-П-У3:
Fн  80,3 м 2 ;
f ж.с.  1,66 м 2 ;
f труб  0,00261м 2 .
3. Определяем действительную массовую скорость:
 
G
47549
кг

 3,18 2
3600  т  f ж.с. 3600  (2,488  1,66)
м с
4. Находим расход воды через калориферы:
Gw 
Q
1711764

 8171кг ч
с w Т 1  Т 2  4,187  120  70 
5. Принимаем параллельную обвязку калориферов по воде.
6. Определяем скорость воды в трубках калорифера:
w
Gw
3600   воды  f тр  п

8171
 0,35 м с
3600 1000  (0,00392  0,00261)
7. Находим по таблице справочника коэффициент теплопередачи:
k = 29,51 Вт
м
2
 С

8. Определяем требуемую поверхность нагрева
Q
475870

 156,6 м 2
к Т ср  tср  29,5195  8
Т  Т2
Т ср  1
– средняя температура теплоносителя, оС ;
2
120  70
Т ср 
 95 оС
2
t1  t 2
tср 
– средняя температура воздуха.
2
 26  10
t ср 
 8С.
2
Fнтреб 
9. Действительная поверхность нагрева
Fнд  120,36  80,3  200,66 м 2 .
10. Определяем запас поверхности нагрева.

Fнд  Fнтреб
200,66  156,6
100 0 0 
100 0 0  28 0 0
треб
156,6
Fн
Уменьшение поверхности нагрева может быть достигнуто пропуском части воздуха
через обводной канал.
Подбор калориферов для системы П2 (душирующие патрубки).
G = 7692 кг/ч;
t1 = tн = -26 С ;
t2 = tв.д. = 22 С ;
Т1 = 120 С ;
Т2 = 70 С .
1. Определяем расход теплоты на нагрев воздуха.
кДж
ч
 0,278  Gпритc(t 2  t1 )  0,278  7692  1,005  (22  26)  102642 Вт ;
Qкал  Gпритc(t 2  t1 )  7692 1,005  (22  26)  369216
Qкал
2. Подбираем два калорифера КВС 10Б-П-У3.
Fн  28,11м 2 ;
f ж.с.  0,581м 2 ;
f труб  0,00087 м 2 .
3. Определяем действительную массовую скорость:
 
G
7692
кг

 1,84 2 ;
3600  т  f ж.с. 3600  2  0,581
м с
4. Находим расход воды через калориферы:
Gw 
Q
369216

 1762 кг ч ;
с w Т 1  Т 2  4,187  120  70 
5. Принимаем параллельную обвязку калориферов по воде.
6. Определяем скорость воды в трубках калорифера:
w
Gw
3600   воды  f тр  п

1762
 0,28 м с ;
3600 1000  0,00087  2
7. Находим по таблице справочника коэффициент теплопередачи:
k = 25,12 Вт 2
;
м
 С

8. Определяем требуемую поверхность нагрева
Q
102642

 42,12 м 2
к Т ср  tср  25,1295  2
Т  Т2
Т ср  1
– средняя температура теплоносителя, оС ;
2
120  70
Т ср 
 95 оС
2
t t
tср  1 2 – средняя температура воздуха.
2
 26  22
t ср 
 2С.
2
Fнтреб 
9. Действительная поверхность нагрева
Fнд  28,11 2  56,22 м 2 .
10. Определяем запас поверхности нагрева.
Fнд  Fнтреб
56,22  42,12

100 0 0 
100 0 0  33 0 0
треб
42,12
Fн
Уменьшение поверхности нагрева может быть достигнуто пропуском части воздуха
через обводной канал.
7.2 Подбор узлов воздухозабора
Для узлов воздухозабора подбираем жалюзийные неподвижные воздухозаборные
решетки типа СТД.
Система П1.
1. По заданному расходу воздуха L  38131 м 3 ч выбираем несколько решёток.
Принимаем 30 решеток СТД 5289 размером 150×580 мм, f ж.с.  0,06 м 2 , т  1,13кг .
2. Находим скорость воздуха в живом сечении решёток по формуле:

L
38131

 5,9 м с
3600  f 3600  30  0,06
3. Рассчитываем аэродинамическое сопротивление при проходе воздуха через
решётки.
 2
5,9 2 1,429
 29,8 Па ;
2
2
353
кг
н 
 1,429 3 .
273  26
м
Р  
 1,2
Система П2.
1. По заданному расходу воздуха L  6426 м3 ч выбираем несколько решёток.
Принимаем 5 решеток СТД 5289 размером 150×580 мм, f ж.с.  0,06 м 2 , т  1,13кг .
2. Находим скорость воздуха в живом сечении решёток по формуле:

L
6426

 5,95 м с
3600  f 3600  5  0,06
3. Рассчитываем аэродинамическое сопротивление при проходе воздуха через
решётки.
2
5,952 1,429
 30,4 Па ;
2
2
353
кг
н 
 1,429 3 .
273  26
м
Р  
 1,2
8 Отопление
Отопление цеха в холодный период года воздушное, совмещенное с
вентиляцией. В нерабочее время предусматривается дежурное отопление с
использованием воздушно-отопительных агрегатов. Расход тепла на дежурное
отопление Qд.о. = 52957 Вт.
9 Теплоснабжение установок отопления и вентиляции
Гидравлический расчет системы теплоснабжения
Теплоноситель на вводе в здание сначала поступает на гребенку.
Трубопроводы прокладываются с уклоном в сторону теплового пункта. Для
удаления воздуха предусматриваются воздухосборники.
Гидравлический расчет системы теплоснабжения сводится в таблицу15.
Таблица 15.
№
участка
1
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
Qуч,
Вт
2
578512
102642
51321
51321
102642
578512
51321
51321
475870
237935
237935
475870
237935
237935
G,
кг/ч
3
9933
1762
881
881
1762
9933
881
881
8171
4085,5
4085,5
8171
4085,5
4085,5
l, м
4
6
13,9
1
1
11
6
0,6
0,6
5
1,8
1,8
7,9
0,6
0,6
d,
мм
5
50
40
32
32
40
50
32
32
50
50
50
50
50
50
V,
м/с
6
1,234
0,366
0,238
0,238
0,366
1,234
0,238
0,238
1,020
0,515
0,515
1,020
0,515
0,515
R,
Па/м
7
380
50
26
26
50
380
26
26
260
70
70
260
70
70
Rּl,
Па
8
2280
695
26
26
550
2280
15,6
15,6
1300
126
126
2054
42
42
∑ζ
9
7,5
30
3,2
3,2
30
8
2,8
1,5
4,1
2,7
2,7
3,8
5,4
2
Z,
Па
10
5729
1953
90
90
1953
6111
78,9
42,2
2004
357
357
1857
714
264
Rl+Z,
Па
11
8009
2648
116
116
2503
8391
94,5
57,8
3304
483
483
3911
756
306
Для определения суммы коэффициентов местных сопротивлений составляется
отдельная таблица. Значения коэффициентов местных сопротивлений принимаются
по приложению II, таблицы II.10 и II.11.
Таблица 16. Коэффициенты местных сопротивлений.
№ участка
Местное сопротивление
ζ ∑ζ
1
Внезапное сужение
0,5 7,5
Вентиль обыкновенный
7
G
2
Тройник на противотоке (на разделение) отв  0,2 29 30
Gств
2 отвода на 90о
3
Тройник на проход
Gпрох
Gств
1
2,2 3,2
 0,5
Отвод на 90°
4
5
Тройник на проход
Gпрох
Gств
1
2,2 3,2
 0,5
Отвод на 90°
2 отвода на 90о
Тройник на противотоке при слиянии потоков
1
1
29
30
Gотв
 0,2
Gств
6
7
Внезапное расширение
Вентиль обыкновенный
Тройник на ответвление при разделении потока
1
8
7
2,8 2,8
d отв
G
 0,8; отв  0,5
d ств
Gств
8
Тройник на ответвление при слиянии потока
1,5 1,5
d отв
G
 0,8; отв  0,5
d ств
Gств
9
Тройник на противотоке (на разделение)
Gотв
 0,8
Gств
2 отвода на 90о
10
Тройник на проход
Gпрох
Gств
 0,5
Отвод на 90°
11
12
Тройник на проход
Gпрох
Gств
 0,5
Отвод на 90°
2 отвода на 90о
Тройник на противотоке при слиянии потоков
3,1 4,1
1
2,2 2,7
0,5
2,2 2,7
0,5
1 3,8
2,8
Gотв
 0,8
Gств
13
Тройник на ответвление при разделении потока
5,4 5,4
d отв
G
 1; отв  0,5
d ств
Gств
14
Тройник на ответвление при слиянии потока
2
2
d отв
G
 1; отв  0,5
d ств
Gств
Подбор регулирующих клапанов
Вышедший теплоноситель из калориферной группы с температурой 70 С
направляется к узлу регулирующего клапана, где сначала очищается в фильтре,
затем проходит клапан, и только после этого подключается к обратной магистрали.
Узел регулирующего клапана с необходимой арматурой подбирается по альбомам
типовых деталей в зависимости от диаметра трубопровода и диаметра
регулирующего клапана. Диаметр трубопровода определяется в ходе
гидравлического расчета. Диаметр клапана подбирается при расчете этого клапана.
Последовательность подбора регулирующего клапана.
Принимаем величину давления на подающей гребенке
Рпод.гр  3атм  0,3МПа.
Первым подбирается клапан, который установлен на главном циркуляционном
кольце системы теплоснабжения (самое протяженное кольцо проходит через
калориферы системы П2).
Для клапана, установленного на главном кольце, рекомендуется принимать
Ркл  0,04  0,05МПа. Принимаем Ркл  0,05МПа.
Потери регулируемого участка в нашем случае – это потери давления в
трубопроводах, подающих горячую воду к калориферам системы П2, и обратных
трубопроводов, потери давления в клапане и в калориферах:
Р уч  Ртрубпод.иобр. П 2  Ркл П 2  РкалорП 2 .
Ртруб  21783Па  0,021783МПа.
Ркал ор принимаем из расчета калориферов:
Ркалор  16,91 2  33,82кПа  0,03382 МПа.
Р уч  0,021783  0,05  0,03382  0,106МПа .
Находим требуемую максимальную пропускную способность регулирующего
клапана:
КVМАХ  0,313  QМАХ

Ркл
,
где QМАХ – максимальный расход воды через клапан, м3/ч (расход воды через
калориферы)
QМАХ = 1762 кг/ч = 1,7 м3/ч;
 в  1000кг / м 3 .
КVМАХ  0,313 1,7
1
 2,38 м 3 / ч.
0,05
С учетом 20% запаса находим произведение
1,2  КVМАХ  1,2  2,38  2,86 м3 / ч.
По этой величине по методическим указаниям, приложение 3, подбираем диаметр
клапана таким образом, чтобы приведенная в таблице условная пропускная
способность была больше или равна 1,2  К V . Условная пропускная способность
клапана 25ч931нж: КV  6,3м3 / ч. Условный диаметр – 15 мм.
Проверяем выбранный клапан на кавитацию.
а) Находим площадь сечения входного патрубка клапана
МАХ
у
F
D 2
4

3,14 1,5 2
 1,77 м 2 .
4
б) Находим гидравлическое сопротивление клапана
S
25,4  F 2 25,4 1,77 2

 14,05.
2
КVм
2,38 2
ма
в) По графику на рис. 18.4 в СП находим коэффициент кавитации Кс:
Кс = 0,86.
г) Определяем значение перепада давления на клапане, при котором не возникает
кавитации:
Ркав  К с ( Р1  Рп ),
где Р1 – давление жидкости перед клапаном, МПа (из гидравлического расчета)
Р1  0,3  (Р1 уч.  Р2 уч.  Р3 уч.  Ркал )  0,3  (0,008  0,0026  0,0001  0,034)  0,26МПа ;
Рп – давление насыщенных паров при температуре воды за теплообменником
tобр = 70 С , следовательно Рп = 0,031 МПа.
Ркав  0,86(0,26  0,031)  0,197МПа.
д) Проверка.
Ркл  Ркав , следовательно, кавитация в момент максимального расхода воды не
возникает.
По альбому «Узлы установки клапанов» выбираем узел регулирования:
УР-032-015 (обвязка трубопроводом диаметром 32 мм регулирующего
клапана диаметром 15 мм).
Подбираем клапан на ответвлении.
Принимаем Ркл  0,05МПа.
Р уч  Ртрубпод.иобр. П1  Ркл П 1  РкалорП 1 .
Ртруб  24581Па  0,024581МПа.
Ркал ор принимаем из расчета калориферов:
Ркалор  31,36  19,8  51,16кПа  0,05116МПа.
Р уч  0,024581  0,05  0,05116  0,126МПа .
Находим требуемую максимальную пропускную способность регулирующего
клапана:
КVМАХ  0,313  QМАХ

Ркл
,
где QМАХ – максимальный расход воды через клапан, м3/ч (расход воды через
калориферы)
QМАХ = 8171 кг/ч = 8,17 м3/ч;
 в  1000кг / м 3 .
К VМАХ  0,313  8,17
1
 11,4.
0,05
С учетом 20% запаса находим произведение
1,2  КVМАХ  1,2 11,4  13,68 м3 / ч.
По этой величине по методическим указаниям, приложение 3, подбираем диаметр
клапана таким образом, чтобы приведенная в таблице условная пропускная
способность была больше или равна 1,2  К V . Условная пропускная способность
клапана 25ч931нж: КV  16 м3 / ч. Условный диаметр – 25 мм.
По альбому «Узлы установки клапанов» выбираем узел регулирования:
УР-050-025 (обвязка трубопроводом диаметром 50 мм регулирующего клапана
диаметром 25 мм).
МАХ
у
Список литературы.
1. СНиП 2.04.05-91. Отопление, вентиляция и кондиционирование. М., Минстрой
России, 1991.
2. СНиП 23-01-99. Строительная климатология. М., Минстрой России, 1999.
3. Внутренние санитарно-технические устройства: справочник проектировщика/
Под ред. В.Н. Богословского, Б.А. Крупнова, А.Н. Сканави и др. Ч.1. Отопление.
М.: Стройиздат, 1990.
4. Внутренние санитарно-технические устройства: справочник проектировщика/
Под ред. Н.Н. Павлова, И.Ю. Шиллера. Ч.3. Вентиляция и кондиционирование
воздуха. Кн.1. М.: Стройиздат, 1992.
5. Внутренние санитарно-технические устройства: справочник проектировщика/
Под ред. Н.Н. Павлова, И.Ю. Шиллера. Ч.3. Вентиляция и кондиционирование
воздуха. Кн.2. М.: Стройиздат, 1992.
6. Курсовое и дипломное проектирование по вентиляции гражданских и
промышленных зданий/ В.П. Титов, Э.В. Сазонов, Ю.С. Краснов, В.И. Новожилов.
М.: Стройиздат, 1985.
7. Гримитлин М.И., Тимофеева О.Н. и др. Вентиляция и отопление цехов
машиностроительных заводов. М., «Машиностроение», 1978.
8. Охрана окружающей среды: Методические указания к дипломному проекту/
Сост. Н.Е. Сыромятникова, Н.Ф. Ромейко; Куйбышев: Куйбышевск. инж.-строит.
ин-т, 1985.
9. Узлы установки клапанов автоматического регулирования теплоснабжения и
холодоснабжения теплообменников систем вентиляции: Альбом «Чертежи
повторного применения В9-2». М., 1978. Стр. 8.