В данном разделе представлены простейшие расчетные программы по вентиляции, кондиционировании. Как найти коэффициент сопротивления вентиляционной решетки

К.т.н. С.Б.Горунович, инженер ПТО, «Усть-Илимская ТЭЦ» филиал ОАО «Иркутскэнерго», г. Усть-Илимск Иркутской обл.

Постановка вопроса

Известно, что на многих предприятиях, обладавших в недавнем прошлом резервами тепловой и электрической энергии, уделялось недостаточное внимание ее потерям при транспортировке. Например, различные насосы закладывались в проект, как правило, с большим запасом по мощности, потери давления в трубопроводах компенсировались увеличением подачи. Главные паропроводы проектировались с перемычками и длинными магистралями, позволяющими при необходимости переправлять излишки пара на соседние турбоагрегаты. При реконструкции и ремонте транспортирующих сетей предпочтение уделялось универсальности схем, что приводило к дополнительным врезкам (штуцерам) и перемычкам, установке дополнительных тройников и, как следствие, к дополнительным местным потерям полного давления. При этом известно, что в протяженных трубопроводах при значительных скоростях среды местные потери полного давления (местные сопротивления) могут повлечь за собой существенные потери расходов у потребителей.

В настоящее время требования эффективности, энергосбережения, тотальной оптимизации производства заставляют по-новому взглянуть на многие вопросы и аспекты проектирования, реконструкции и эксплуатации трубопроводов и паропроводов, поэтому учет местных сопротивлений в тройниках, развилках и штуцерах в гидравлических расчетах трубопроводов становится актуальной задачей.

Целью данной работы является описание наиболее часто используемых на предприятиях энергетики тройников и штуцеров, обмен опытом в области путей снижения коэффициентов местного сопротивления, способов сравнительной оценки эффективности подобных мероприятий.

Для оценки местных сопротивлений в современных гидравлических расчетах оперируют безразмерным коэффициентом гидравлического сопротивления, весьма удобным тем, что в динамически подобных потоках, при которых соблюдаются геометрическое подобие участков и равенство чисел Рейнольдса, он имеет одно и то же значение, независимо от вида жидкости (газа), а также от скорости потока и поперечных размеров рассчитываемых участков .

Коэффициент гидравлического сопротивления представляет собой отношение потерянной на данном участке полной энергии (мощности) к кинетической энергии (мощности) в принятом сечении или отношение потерянного на том же участке полного давления к динамическому давлению в принятом сечении :

где  р общ - потерянное (на данном участке) полное давление; р - плотность жидкости (газа); w, - скорость в i-м сечении.

Значение коэффициента сопротивления зависит от того, к какой расчетной скорости и, следовательно, к какому сечению он приведен.

Вытяжной и приточный тройники

Известно, что весомую часть местных потерь в разветвленных трубопроводах составляют местные сопротивления в тройниках. Как объект, представляющий собой местное сопротивление, тройник характеризуется углом ответвления а и отношениями площадей сечения ответвлений (боковых и прямого) F b /F q , Fh/Fq и F B /Fn. В тройнике могут изменяться отношения расходов Q b /Q q , Q n /Q c и, соответственно, отношения скоростей w B /w Q , w n /w Q . Тройники могут быть установлены как на участках всасывания (вытяжной тройник), так и на участках нагнетания (приточные тройники) при разделении потока (рис. 1).

Коэффициенты сопротивления вытяжных тройников зависят от перечисленных выше параметров, а приточных тройников обычной формы - практически только от угла ответвления и отношений скоростей w n /w Q и w n /w Q соответственно .

Коэффициенты сопротивления вытяжных тройников обычной формы (без закруглений и расширения или сужения бокового ответвления, или прямого прохода) могут быть вычислены по следующим формулам .

Сопротивление в боковом ответвлении (в сечении Б):

где Q B =F B w B , Q q =F q w q - объемные расходы в сечении Б и С соответственно.

Для тройников типа F n =F c и при всех а значения A приведены в табл. 1.

При изменении отношения Q b /Q q от 0 до 1 коэффициент сопротивления изменяется в пределах от -0,9 до 1,1 (F q =F b , а=90 О). Отрицательные значения объясняются подсасывающим действием в магистрали при малых Q B .

Из структуры формулы (1) следует, что коэффициент сопротивления будет быстро возрастать с уменьшением площади сечения штуцера (с ростом F c /F b). Например, при Q b /Q c =1, F q/F b =2 , а=90 О коэффициент равняется 2,75.

Очевидно, что снижения сопротивления можно добиться при уменьшении угла бокового ответвления (штуцера). Например, при F c =F b , α=45 О, при изменении отношения Q b /Q c от 0 до 1 коэффициент изменяется в пределах от -0,9 до 0,322, т.е. его положительные значения снижаются почти в 3 раза.

Сопротивление в прямом проходе следует определять по формуле:

Для тройников типа Fn=F c значения К П приведены в табл. 2.

Легко убедиться, что диапазон изменения коэффициента сопротивления в прямом прохо

де при изменении отношения Q b /Q c от 0 до 1 находится в пределах от 0 до 0,6 (F c =F b , α=90 О).

Уменьшение угла бокового ответвления (штуцера) также приводит к значительному снижению сопротивления. Например, при F c =F b , α =45 О, при изменении отношения Q b /Q c от 0 до 1 коэффициент изменяется в пределах от 0 до -0,414, т.е. с ростом Q B в прямом проходе появляется «подсасывание», дополнительно снижающее сопротивление. Следует заметить, что зависимость (2) имеет ярко выраженный максимум, т.е. максимальное значение коэффициента сопротивления приходится на значение Q b /Q c =0,41 и равняется 0,244 (при F c =F b , α =45 О).

Коэффициенты сопротивления приточных тройников нормальной формы при турбулентном течении могут быть вычислены по формулам .

Сопротивление в боковом ответвлении:

где K Б - коэффициент сжатия потока.

Для тройников типа Fn=F c значения А 1 приведены в табл. 3, K B =0.

Если принять F c =F b , а=90 О, то при изменении отношения Q b /Q c от 0 до 1 получим значения коэффициента в диапазоне от 1 до 1,2.

Следует отметить, что в источнике приведены другие данные для коэффициента А 1 . По данным следует принять А 1 =1 при w B /w c <0,8 и А 1 =0,9 при w B /w c >0,8. Если использовать данные из , то при изменении отношения Q B /Q С от 0 до 1 получим значения коэффициента в диапазоне от 1 до 1,8 (F c =F b). В целом по будем получать немногим более высокие значения для коэффициентов сопротивления во всех диапазонах.

Решающее влияние на рост коэффициента сопротивления, как и в формуле (1), оказывает площадь сечения Б (штуцера) - с ростом F g /F b коэффициент сопротивления быстро возрастает.

Сопротивление в прямом проходе для приточных тройников типа Fn=Fc в пределах

Значения т П указаны в табл. 4.

При изменении отношения Q Б /Qс(3 от 0 до 1 (Fc=F Б, α=90 О) получим значения коэффициента в диапазоне от 0 до 0,3.

Сопротивление тройников обычной формы может быть также заметно снижено, если скруглить место стыка бокового ответвления со сборным рукавом. При этом для вытяжных тройников следует скруглить угол поворота потока (R 1 на рис. 16). Для приточных тройников скругление следует выполнить также и на разделяющей кромке (R 2 на рис. 16); оно делает поток более устойчивым и уменьшает возможность его отрыва от этой кромки .

Практически, скругление кромок сопряжения образующих бокового ответвления и основного трубопровода достаточно при R/D(3=0,2-0,3.

Предложенные выше формулы расчета коэффициентов сопротивления тройников и соответствующие им табличные данные относятся к тщательно изготовленным (точеным) тройникам. Производственные дефекты в тройниках, допущенные при их изготовлении («провалы» бокового ответвления и «перекрытие» его сечения неправильным вырезом стенки в прямом участке - основном трубопроводе), становятся источником резкого увеличения гидравлического сопротивления . На практике это случается при некачественной врезке в основной трубопровод штуцера, что имеет место достаточно часто, т.к. «заводские» тройники сравнительно дороги.

Эффективно снижает сопротивление как вытяжных, так и приточных тройников постепенное расширение (диффузор) бокового ответвления. Сочетание скругления, среза кромки и расширения бокового ответвления еще больше снижает сопротивление тройника. Коэффициенты сопротивлений тройников улучшенной формы можно определить по формулам и диаграммам, приведенным в источнике . Наименьшее сопротивление имеют также тройники с боковыми ответвлениями в виде плавных отводов, и там, где это практически возможно, следует применять тройники с малыми углами ответвления (до 60 О) .

При турбулентном течении (Re>4.10 3) коэффициенты сопротивления тройников мало зависят от чисел Рейнольдса. При переходе от турбулентного к ламинарному происходит скачкообразное возрастание коэффициента сопротивления бокового ответвления как в вытяжных, так и в приточных тройниках (примерно в 2-3 раза) .

В расчетах важно учитывать, в каком сечении он приведен к средней скорости. В источнике об этом существует ссылка перед каждой формулой. В источниках приведена общая формула, где указывается скорость приведения с соответствующим индексом.

Симметричный тройник при слиянии и разделении

Коэффициент сопротивления каждого ответвления симметричного тройника при слиянии (рис. 2а), можно вычислить по формуле :

При изменении отношения Q b /Q c от 0 до 0,5, коэффициент изменяется в пределах от 2 до 1,25, и далее с ростом Q b /Q c от 0,5 до 1 коэффициент приобретает значения от 1,25 до 2 (для случая F c =F b). Очевидно, что зависимость (5) имеет вид перевернутой параболы с минимумом в точке Q b /Q c =0,5.

Коэффициент сопротивления симметричного тройника (рис. 2а), расположенного на участке нагнетания (разделения) также можно вычислить по формуле :

где K 1 =0,3 - для сварных тройников.

При изменении отношения w B /w c от 0 до 1 коэффициент изменяется в пределах от 1 до 1,3 (F c =F b).

Анализируя структуру формул (5, 6) (также как (1) и (3)), можно убедиться, что снижение сечения (диаметра) боковых ответвлений (сечений Б) отрицательно сказывается на сопротивлении тройника.

Сопротивление потоку может быть снижено в 2-3 раза при использовании тройников-развилок (рис. 26, 2в).

Коэффициент сопротивления тройника-развилки при разделении потока (рис. 2б) можно вычислить по формулам :

При изменении отношения Q 2 /Q 1 от 0 до 1 коэффициент изменяется в пределах от 0,32 до 0,6.

Коэффициент сопротивления тройника-развилки при слиянии (рис. 2б) можно вычислить по формулам :

При изменении отношения Q 2 /Q 1 от 0 до 1 коэффициент изменяется в пределах от 0,33 до -0,4.

Симметричный тройник может быть выполнен с плавными отводами (рис. 2в), тогда его сопротивление может быть еще снижено.

Изготовление. Стандарты

Отраслевые стандарты энергетики предписывают для трубопроводов тепловых электростанций низкого давления (при рабочем давлении Р раб.<22 кгс/см 2 и температуре среды t<425 О С) использовать тройники сварные по ОСТ34-42-762

ОСТ34-42-765-85. Для более высоких параметров среды (Р ра б.<40 кгс/см 2) изготавливают тройники из углеродистых и кремнемарганцовистых сталей: штампованные по ОСТ108.720.01, ОСТ108.720.02-82; сварные по ОСТ108.104.01 - ОСТ108.104.03-82; с обжатием (с вытянутой горловиной) по ОСТ108.104.04, ОСТ108.104.05-82. Из хромомолибденованадиевых сталей изготавливают тройники: штампованные по ОСТ108.720.05, ОСТ108.720.06-82; сварные по ОСТ108.104.10 - ОСТ108.104.12-82; с обжатием (с вытянутой горловиной) по ОСТ108.104.13 - ОСТ108.104.15-82 для паропроводов высокого давления (с параметрами Р раб. до 255 кгс/см 2 и температурой t до 560 О С). Существуют соответствующие нормативы и для штуцеров.

Конструкция тройников, изготовленных по существующим (вышеперечисленным) стандартам, далеко не всегда оптимальна с точки зрения гидравлических потерь. Снижению коэффициента местного сопротивления способствует лишь форма штампованных тройников с вытянутой горловиной, где в боковом ответвлении предусмотрен радиус скругления по типу, показанному на рис. 1б и рис. 3в, а также с обжатием концов, когда диаметр основного трубопровода несколько меньше диаметра тройника (по типу, показанному на рис. 3б). Тройники-развилки, очевидно, выполняются по отдельному заказу по «заводским» стандартам. В РД 10-249-98 существует параграф, посвященный расчету на прочность тройников-развилок и штуцеров.

При проектировании и реконструкции сетей важно учитывать направление движения сред и возможные диапазоны изменения расходов в тройниках. В случае, если направление транспортируемой среды однозначно определено, целесообразно использовать наклонные штуцеры (боковые ответвления) и тройники-развилки. Тем не менее, остается проблема значимых гидравлических потерь в случае универсального тройника, который сочетает свойства приточного и вытяжного, в котором возможно как слияние, так и разделение потока в режимах работы, связанных со значительным изменением расходов. Вышеупомянутые качества характерны, например, для узлов переключения трубопроводов питательной воды или главных паропроводов на ТЭС с «перемычками».

При этом следует учитывать, что для трубопроводов пара и горячей воды конструкция и геометрические размеры сварных тройников из труб, а также штуцеров (труб, патрубков), ввариваемых на прямых участках трубопроводов, должны удовлетворять требованиям отраслевых стандартов, нормалей и технических условий. Другими словами для ответственных трубопроводов необходимо заказывать тройники, выполненные в соответствии с техническими условиями у сертифицированных производителей. На практике, в виду относительной дороговизны «заводских» тройников, врезку штуцера зачастую выполняют местные подрядные организации, используя отраслевые или заводские нормы.

В целом окончательное решение о способе врезки целесообразно принимать после сравнительного технико-экономического анализа. Если принято решение осуществлять врезку «своими силами», персоналу ИТР необходимо подготовить шаблон штуцера, произвести расчет на прочность (если это необходимо), контролировать качество врезки (не допускать «провалов» штуцера и «перекрытие» его сечения неправильным вырезом стенки в прямом участке). Внутренний стык между металлом штуцера и основного трубопровода целесообразно выполнить с закруглением (рис. 3в).

Существует ряд конструктивных решений для снижения гидравлических сопротивлений в стандартных тройниках и узлах переключения магистралей. Одно из самых простых - увеличение размеров самих тройников для снижения в них относительных скоростей среды (рис. 3а, 3б). При этом тройники необходимо комплектовать переходами, углы расширения (сужения) которых также целесообразно выбирать из ряда гидравлически оптимальных. В качестве универсального тройника со сниженными гидравлическими потерями можно также использовать тройник-развилку с перемычкой (рис. 3г). Использование тройников-развилок для узлов переключения магистралей также незначительно усложнит конструкцию узла, но положительно скажется на гидравлических потерях (рис. 3д, 3е).

Важно отметить, что при сравнительно близком расположении местных (L=(10-20)d) сопротивлений различного типа, имеет место явление интерференции местных сопротивлений. По данным некоторых исследователей , при максимальном сближении местных сопротивлений можно добиться снижения их суммы, в то время как на некотором расстоянии (L=(5-7)d), суммарное сопротивление имеет максимум (выше на 3-7%, чем простая сумма). Эффект снижения мог бы вызвать интерес у крупных производителей, готовых изготавливать и поставлять узлы переключения со сниженными местными сопротивлениями, но для достижения хорошего результата необходимо проведение прикладных лабораторных исследований.

Технико-экономическое обоснование

При принятии того или иного конструктивного решения важно уделить внимание экономической стороне проблемы. Как упоминалось выше, «заводские» тройники обычной конструкции, и тем более выполненные по специальному заказу (гидравлически оптимальные), обойдутся значительно дороже, чем врезка штуцера. При этом важно ориентировочно оценить выгоды в случае снижения гидравлических потерь в новом тройнике и срок его окупаемости.

Известно, что потери давления в станционных трубопроводах с обычными скоростями движения сред (для Re>2.10 5) можно оценить следующей формулой :

где р - потери давления, кгс/см 2 ; w - скорость среды, м/с; L - развернутая длина трубопровода, м; g - ускорение свободного падения, м/с 2 ; d - расчетный диаметр трубопровода, м; к - коэффициент сопротивления трения; ∑ἐ м – сумма коэффициентов местных сопротивлений; v - удельный объем среды, м 3 /кг

Зависимость (7) принято называть гидравлической характеристикой трубопровода.

Если учесть зависимость: w=10Gv/9nd 2 , где G- расход, т/ч.

Тогда (7) можно представить в виде:

Если существует возможность снизить местное сопротивление (тройника, штуцера, узла переключения), то, очевидно, формулу (9) можно представить в виде:

Здесь ∑ἐ м - разность коэффициентов местного сопротивления старого и нового узлов.

Допустим, что гидравлическая система «насос - трубопровод» работает в номинальном режиме (или в режиме, близком к номинальному). Тогда:

где Р н - номинальное давление (по расходной характеристике насоса/котла), кгс/см 2 ; G h - номинальный расход (по расходной характеристике насоса/котла), т/ч.

Если предположить, что после замены старых сопротивлений система «насос - трубопровод» сохранит работоспособность (ЫРн), то из (10), используя (12), можно определить новый расход (после снижения сопротивления):

Работу системы «насос-трубопровод», изменение ее характеристик можно наглядно представить на рис. 4.

Очевидно, что G 1 >G M . Если речь идет о главном паропроводе, транспортирующим пар из котла в турбину, то по разности расходов ЛG=G 1 -G н можно определить выигрыш в количестве теплоты (из отбора турбины) и/или в количестве вырабатываемой электрической энергии по режимным характеристикам данной турбины.

Сравнивая стоимость нового узла и количества теплоты (электроэнергии), можно ориентировочно оценить рентабельность его монтажа.

Пример расчета

Например, необходимо оценить рентабельность замены равнопроходного тройника главного паропровода на слиянии потоков (рис. 2а) тройником-развилкой с перемычкой по типу, указанному на рис. 3г. Потребитель пара - теплофикационная турбина ПО ТМЗ типа Т-100/120-130. Пар поступает по одной нитке паропровода (через тройник, сечения Б, С).

Имеем следующие исходные данные:

■ расчетный диаметр паропровода d=0,287 м;

■ номинальный расход пара G h =Q(3=Q^420 т/ч;

■ номинальное давление котла Р н =140 кгс/см 2 ;

■ удельный объем пара (при Р ра б=140 кгс/см 2 , t=560 О С) n=0,026 м 3 /кг.

Рассчитаем коэффициент сопротивления стандартного тройника на слиянии потоков (рис. 2а) по формуле (5) - ^ СБ1 =2.

Для расчета коэффициента сопротивления тройника-развилки с перемычкой предположим:

■ деление потоков в ветвях происходит в пропорции Q b /Q c «0,5;

■ суммарный коэффициент сопротивления равен сумме сопротивлений приточного тройника (с отводом 45 О, см. рис. 1а) и тройника-развилки при слиянии (рис. 2б), т.е. интерференцией пренебрегаем.

Используем формулы (11, 13) и получаем ожидаемое увеличение расхода на  G=G 1 -G н =0,789 т/ч.

По диаграмме режимов турбины Т-100/120-130 расходу 420 т/ч может соответствовать электрическая нагрузка - 100 МВт и тепловая нагрузка - 400 ГДж/ч . Зависимость между расходом и электрической нагрузкой близка к прямопропорциональной.

Выигрыш по электрической нагрузке может составить: P э =100AG/Q н =0,188 МВт.

Выигрыш по тепловой нагрузке может составить: T э =400AG/4,19Q н =0,179 Гкал/ч.

Цены на изделия из хромомолибденованадиевых сталей (на тройники-развилки 377x50) могут колебаться в широких пределах от 200 до 600 тыс. руб., следовательно, о сроке окупаемости можно судить лишь после тщательного исследования рынка на момент принятия решения.

1. В данной статье описаны различные типы тройников и штуцеров, даны краткие характеристики тройников, используемых в трубопроводах электростанций. Приведены формулы для определения коэффициентов гидравлических сопротивлений, показаны пути и способы их снижения.

2. Предложены перспективные конструкции тройников-развилок, узла переключения магистральных трубопроводов со сниженными коэффициентами местных сопротивлений.

3. Приведены формулы, пример и показана целесообразность технико-экономического анализа при выборе либо замене тройников, при реконструкции узлов переключения.

Литература

1. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М.: Машиностроение, 1992.

2. Никитина И.К. Справочник по трубопроводам тепловых электростанций. М.: Энергоатомиздат, 1983.

3. Справочник по расчетам гидравлических и вентиляционных систем / Под ред. А.С. Юрьева. С.-Пб.: АНО НПО «Мир и семья», 2001.

4. Рабинович Е.З. Гидравлика. М.: Недра, 1978.

5. Бененсон Е.И., Иоффе Л.С. Теплофикационные паровые турбины / Под ред. Д.П. Бузина. М: Энергоиздат, 1986.

Можно также воспользоваться приближенной формулой:

0, 195 v 1 , 8

R ф . (10) d 100 1 , 2

Ее погрешность не превышает 3 – 5%, что достаточно для инженерных расчетов .

Полные потери давления на трение для всего участка, получают умножением удельных потерь R на длину участка l , Rl , Па. Если применяют воздуховоды или каналы из других материалов, необходимо ввести поправку на шероховатость βш по табл. 2. Она зависит от абсолютной эквивалентной шероховатости материала воздуховода К э (табл.3) и величины v ф .

					Таблица 2
		Значения поправки βш
v ф , м/с			βш при значениях К э , мм

Таблица 3 Абсолютная эквивалентная шероховатость материала воздуховодов

						Штукатур-
						ка по сетке
К э , мм

Для стальных воздуховодов βш = 1. Более подробные значения βш можно найти в табл. 22.12 . С учетом данной поправки уточненные потери давления на трение Rl βш , Па, получают умножением Rl на величину βш . Затем определяют динамическое давление на уча-

дартных условиях ρв = 1.2 кг/м3 .

Далее на участке выявляют местные сопротивления, определяют коэффициенты местного сопротивления (КМС) ξ и вычисляют сумму КМС на данном участке (Σξ). Все местные сопротивления заносят в ведомость по следующей форме.

ВЕДОМОСТЬ КМС СИСТЕМЫ ВЕНТИЛЯЦИИ

И т.д.

В колонку «местные сопротивления» записывают названия сопротивлений (отвод, тройник, крестовина, колено, решетка, воздухораспределитель, зонт и т.д.), имеющихся на данном участке. Кроме того, отмечают их количество и характеристики, по которым для этих элементов определяют значения КМС. Например, для круглого отвода это угол поворота и отношение радиуса поворота к диаметру воздуховода r /d , для прямоугольного отвода – угол поворота и размеры сторон воздуховода a и b . Для боковых отверстий в воздуховоде или канале (например, в месте установки воздухозаборной решетки) – отношение площади отверстия к сечению воздуховода

f отв /f о . Для тройников и крестовин на проходе учитывают отношение площади сечения прохода и ствола f п /f с и расхода в ответвлении и в стволе L о /L с , для тройников и крестовин на ответвлении – отношение площади сечения ответвления и ствола f п /f с и опять-таки величину L о /L с . Следует иметь в виду, что каждый тройник или крестовина соединяют два соседних участка, но относятся они к тому из этих участков, у которого расход воздуха L меньше. Различие между тройниками и крестовинами на проходе и на ответвлении связано с тем, как проходит расчетное направление. Это показано на рис. 11. Здесь расчетное направление изображено жирной линией, а направления потоков воздуха – тонкими стрелками. Кроме того, подписано, где именно в каждом варианте находится ствол, проход и от-

ветвление тройника для правильного выбора отношений fп /fс , fо /fс и L о /L с . Отметим, что в приточных системах вентиляции расчет ведется обычно против движения воздуха, а в вытяжных – вдоль этого движения. Участки, к которым относятся рассматриваемые тройники, обозначены галочками. То же самое относится и к крестовинам. Как правило, хотя и не всегда, тройники и крестовины на проходе появляются при расчете основного направления, а на ответвлении возникают при аэродинамической увязке второстепенных участков (см. ниже). При этом один и тот же тройник на основном направлении может учитываться как тройник на проход, а на второстепенном

– как на ответвление с другим коэффициентом. КМС для крестовин

принимают в таком же размере, как и для соответствующих тройников.

Рис. 11. Схема расчета тройников

Примерные значения ξ для часто встречающихся сопротивлений приведены в табл. 4.

			Таблица 4
Значения ξ некоторых местных сопротивлений
Наименование		Наименование
сопротивления		сопротивления
Отвод круглый 90о ,		Решетка нерегулируе-
r /d = 1		мая РС-Г (вытяжная или
Отвод прямоугольный 90о		воздухозаборная)
Тройник на проходе (на-		Внезапное расширение
гнетание)
Тройник на ответвлении		Внезапное сужение
Тройник на проходе (вса-		Первое боковое отвер-
		стие (вход в воздухоза-
Тройник на ответвлении	–0.5* …	борную шахту)
Плафон (анемостат) СТ-КР,		Колено прямоугольное
		90о
Решетка регулируемая РС-		Зонт над вытяжной
ВГ (приточная)

*) отрицательный КМС может возникать при малых Lо /Lс за счет эжекции (подсасывания) воздуха из ответвления основным потоком.

Более подробные данные для КМС указаны в табл. 22.16 – 22.43 . Для наиболее часто встречающихся местных сопротивлений –

тройников на проходе – КМС можно приближенно вычислить также по следующим формулам:

	0. 41 f " 25 L " 0. 2 4			0. 25 при		0.7 и	f " 0 . 5 (11)
– для тройников при нагнетании (приточных);
при L "	0.4 можно пользоваться упрощенной формулой
			прох прит 0. 425 0. 25 f п " ;
		0. 2 1. 7 f "		0. 35 0. 25 f "		2. 4 L "		0. 2 2

– для тройников при всасывании (вытяжных).

Здесь L "						f о	и f "		f п
						f с

После определения величины Σξ вычисляют потери давления на местных сопротивлениях Z P д , Па, и суммарные потери дав-

ления на участке Rl βш + Z , Па.

Результаты расчетов заносят в таблицу по следующей форме.

АЭРОДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ СИСТЕМЫ ВЕНТИЛЯЦИИ

Расчетный

Размеры воздуховода

давления

на трения

Rlβ ш

Рд ,

βш

d или

f ор,

fф ,

Vф ,

d экв

l , м

a×b,

Когда расчет всех участков основного направления закончен, значения Rl βш + Z для них суммируют и определяют общее сопро-

тивление вентиляционной сети Р сети = Σ(Rl βш + Z ).

После расчета основного направления производят увязку одного - двух ответвлений. Если система обслуживает несколько этажей, для увязки можно выбрать поэтажные ответвления на промежуточных этажах. Если система обслуживает один этаж, увязывают ответвления от магистрали, не входящие в основное направление (см. пример в п.4.3). Расчет увязываемых участков производят в той же последовательности, что и для основного направления, и записывают в таблицу по той же форме. Увязка считается выполненной, если сумма

потерь давления Σ(Rl βш + Z ) вдоль увязываемых участков отклоняется от суммы Σ(Rl βш + Z ) вдоль параллельно присоединенных участков основного направления на величину не более чем 10%. Параллельно присоединенными считаются участки вдоль основного и увязываемого направлений от точки их разветвления до концевых воздухораспределителей. Если схема выглядит так, как показано на рис. 12 (основное направление выделено жирной линией), то увязка направления 2 требует, чтобы величина Rl βш + Z для участка 2 равнялась Rl βш + Z для участка 1, полученной из расчета основного направления, с точностью 10%. Увязка достигается подбором диаметров круглых или размеров сечений прямоугольных воздуховодов на увязываемых участках, а если это невозможно, установкой на ответвлениях дроссель-клапанов или диафрагм.

Подбор вентилятора следует проводить по каталогам производителя или по данным . Давление вентилятора равно сумме потерь давления в вентиляционной сети по основному направлению, определенной при аэродинамическом расчете системы вентиляции, и сумме потерь давления в элементах вентиляционной установки (воздушном клапане, фильтре, воздухонагревателе, шумоглушителе и т.п.).

Рис. 12. Фрагмент схемы системы вентиляции с выбором ответвления для увязки

Окончательно можно подобрать вентилятор только после акустического расчета, когда будет решен вопрос об установке шумоглушителя. Акустический расчет может быть выполнен только после предварительного подбора вентилятора, так как исходными данными для него являются уровни звуковой мощности, излучаемой вентилятором в воздуховоды. Акустический расчет выполняют, руководствуясь указаниями главы 12 . При необходимости выполняют расчет и определение типоразмера шумоглушителя , , далее окончательно подбирают вентилятор.

4.3. Пример расчета приточной системы вентиляции

Рассматривается приточная система вентиляции для помещения обеденного зала. Наноска воздуховодов и воздухораспределителей на план приведена в п.3.1 в первом варианте (типовая схема для залов).

Схема системы

1000х400 5 8310 м3/ч

	2772 м3/ч2

Подробнее с методикой расчета и необходимыми исходными данными можно ознакомиться по , . Cоответствующая терминология приведена в .

ВЕДОМОСТЬ КМС СИСТЕМЫ П1

		Местные сопротивления
		924 м3 /ч
		1. Отвод круглый 90о r /d =1
		2. Тройник на проходе (нагнетание)
		fп / fc		Lo / Lc
		fп / fc		Lo / Lc
		1. Тройник на проходе (нагнетание)
		fп / fc		Lo / Lc
		1. Тройник на проходе (нагнетание)
		fп / fc		Lo / Lc
		1. Отвод прямоугольный 1000×400 90о 4 шт
		1.Воздухозаборная шахта с зонтом
		(первое боковое отверстие)
		1. Жалюзийная решетка воздухозабора
	ВЕДОМОСТЬ КМС СИСТЕМЫ П1 (ОТВЕТВЛЕНИЕ №1)
		Местные сопротивления
		1. Воздухораспределитель ПРМ3 при расходе
		924 м3 /ч
		1. Отвод круглый 90о r /d =1
		2. Тройник на ответвлении (нагнетание)
		fо / fc		Lo / Lc

ПРИЛОЖЕНИЕ Характеристики вентиляционных решеток и плафонов

I. Живые сечения, м2 , приточных и вытяжных жалюзийных решеток РС-ВГ и РС-Г

Длина, мм			Высота, мм

Скоростной коэффициент m = 6.3, температурный коэффициент n = 5.1.

II. Характеристики плафонов СТ-КР и СТ-КВ

Наименование		Размеры, мм		f факт, м 2
		Габаритный	Внутренний
Плафон СТ-КР
(круглый)
Плафон СТ-КВ
(квадратный)

Скоростной коэффициент m = 2.5, температурный коэффициент n = 3.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. Самарин О.Д. Подбор оборудования приточных вентиляционных установок (кондиционеров) типа КЦКП. Методические указания к выполнению курсовых и дипломного проектов для студентов специальности 270109 «Теплогазоснабжение и вентиляция». – М.: МГСУ, 2009. – 32 с.

2. Белова Е.М . Центральные системы кондиционирования воздуха в зданиях. – М.: Евроклимат, 2006. – 640 с.

3. СНиП 41-01-2003 «Отопление, вентиляция и кондиционирование». – М.: ГУП ЦПП, 2004.

4. Каталог оборудования «Арктос».

5. санитарно-технические устройства. Ч.3. Вентиляция и кондиционирование воздуха. Кн.2. / Под ред. Н.Н.Павлова и Ю.И.Шиллера. – М.: Стройиздат, 1992. – 416 с.

6. ГОСТ 21.602-2003. Система проектной документации для строительства. Правила выполнения рабочей документации отопления, вентиляции и кондиционирования. – М.: ГУП ЦПП, 2004.

7. Самарин О.Д . О режиме движения воздуха в стальных воздуховодах.

// СОК, 2006, № 7, с. 90 – 91.

8. Справочник проектировщика. Внутренние санитарно-технические устройства. Ч.3. Вентиляция и кондиционирование воздуха. Кн.1. / Под ред. Н.Н.Павлова и Ю.И.Шиллера. – М.: Стройиздат, 1992. – 320 с.

9. Каменев П.Н., Тертичник Е.И. Вентиляция. – М.: АСВ, 2006. – 616 с.

10. Крупнов Б.А. Терминология по строительной теплофизике, отоплению, вентиляции и кондиционированию воздуха: методические указания для студентов специальности "Теплогазоснабжение и вентиляция".

Назначение	Основное требование
	Бесшумность	Мин. потери напора
	Магистральные каналы	Главные каналы		Ответвления
		Приток	Вытяжка	Приток	Вытяжка
Жилые помещения	3	5	4	3	3
Гостиницы	5	7.5	6.5	6	5
Учреждения	6	8	6.5	6	5
Рестораны	7	9	7	7	6
Магазины	8	9	7	7	6

Исходя из этих значений следует рассчитывать линейные параметры воздуховодов.

Алгоритм расчета потерь напора воздуха

Расчет нужно начинать с составления схемы системы вентиляции с обязательным указанием пространственного расположения воздуховодов, длины каждого участка, вентиляционных решеток, дополнительного оборудования для очистки воздуха, технической арматуры и вентиляторов. Потери определяются вначале по каждой отдельной линии, а потом суммируются. По отдельному технологическому участку потери определяются с помощью формулы P = L×R+Z, где P – потери воздушного давления на расчетном участке, R – потери на погонном метре участка, L – общая длина воздуховодов на участке, Z – потери в дополнительной арматуре системы вентиляции.

Для расчета потерь давления в круглом воздуховоде используется формула Pтр. = (L/d×X) × (Y×V)/2g. X – табличный коэффициент трения воздуха, зависит от материала изготовления воздуховода, L – длина расчетного участка, d – диаметр воздуховода, V – требуемая скорость воздушного потока, Y – плотность воздуха с учетом температуры, g – ускорение падения (свободного). Если система вентиляции имеет квадратные воздуховоды, то для перевода круглых значений в квадратные следует пользоваться таблицей № 2.

Табл. № 2. Эквивалентные диаметры круглых воздуховодов для квадратных

	150	200	250	300	350	400	450	500
250	210	245	275
300	230	265	300	330
350	245	285	325	355	380
400	260	305	345	370	410	440
450	275	320	365	400	435	465	490
500	290	340	380	425	455	490	520	545
550	300	350	400	440	475	515	545	575
600	310	365	415	460	495	535	565	600
650	320	380	430	475	515	555	590	625
700		390	445	490	535	575	610	645
750		400	455	505	550	590	630	665
800		415	470	520	565	610	650	685
850			480	535	580	625	670	710
900			495	550	600	645	685	725
950			505	560	615	660	705	745
1000			520	575	625	675	720	760
1200				620	680	730	780	830
1400					725	780	835	880
1600						830	885	940
1800						870	935	990

По горизонтали указана высота квадратного воздуховода, а по вертикали ширина. Эквивалентное значение круглого сечения находится на пересечении линий.

Потери давления воздуха в изгибах берутся из таблицы № 3.

Табл. № 3. Потери давления на изгибах

Для определения потерь давления в диффузорах используются данные из таблицы № 4.

Табл. № 4. Потери давления в диффузорах

В таблице № 5 дается общая диаграмма потерь на прямолинейном участке.

Табл. № 5. Диаграмма потерь давления воздуха в прямолинейных воздуховодах

Все отдельные потери на данном участке воздуховода суммируются и корректируются с таблицей № 6. Табл. № 6. Расчет понижения давления потока в системах вентиляции

Во время проектирования и расчетов существующие нормативные акты рекомендуют, чтобы разница в величине потерь давления между отдельными участками не превышала 10%. Вентилятор нужно устанавливать в участке системы вентиляции с наиболее высоким сопротивлением, самые удаленные воздуховоды должны иметь минимальное сопротивление. Если эти условия не выполняются, то необходимо изменять план размещения воздуховодов и дополнительного оборудования с учетом требований положений.

Аэродинамический расчет воздуховодов начинается с вычерчивания аксонометри­ческой схемы М 1:100, проставления номеров участков, их нагрузок Ь м /ч, и длин 1, м. Определяется направление аэродинамического расчета - от наиболее удаленного и на­груженного участка до вентилятора. При сомнениях при определении направления рас­считываются все возможные варианты.

Расчет начинают с удаленного участка, рассчитывается его диаметр Д, м, или пло-

Щадь поперечного сечения прямоугольного воздуховода Р, м:

Начало системы у вентилятора

Административные здания 4-5 м/с 8-12 м/с

Производственные здания 5-6 м/с 10-16 м/с,

Увеличиваясь по мере приближения к вентилятору.

Пользуясь Приложением 21 , принимаем ближайшие стандартные значения Дст или (а х Ь)ст

Затем вычисляем фактическую скорость:

2830 *д;

Или———————— ———— - , м/с.

ФАКТ 3660*(а*6)ст

Для дальнейших вычислений определяем гидравлический радиус прямоугольных воздуховодов:

£>1 =--,м. а + Ь

Чтобы избежать пользования таблицами и интерполяцией значений удельных по­терь на трение, применяем прямое решение задачи:

Определяем критерий Рейнольдса:

Яе = 64 100 * Ост * Уфакт (для прямоугольных Ост = Оь) (14.6)

И коэффициент гидравлического трения:

0, 3164*Яе 0 25 при Яе < 60 ООО (14.7)

0, 1266 *Ые 0167 при Яе > 60 000. (14.8)

Потери давления на расчетном участке составят:

Д.

Где КМС - сумма коэффициентов местных сопротивлений на участке воздуховодов.

Местные сопротивления, лежащие на границе двух участков (тройники, крестови­ны), следует относить к участку с меньшим расходом.

Коэффициенты местных сопротивлений приведены в приложениях.

Исходные данные:

Материал воздуховодов - оцинкованная тонколистовая сталь, толщиной и разме­рами в соответствии с Прил. 21 .

Материал воздухозаборной шахты - кирпич. В качестве воздухораспределителей используются решетки регулируемые типа РР с возможными сечениями:

100 х 200; 200 х 200; 400 х 200 и 600 х 200 мм, коэффициентом затенения 0,8 и макси­мальной скоростью воздуха на выходе до 3 м/с.

Сопротивление приемного утепленного клапана с полностью открытыми лопастя­ми 10 Па. Гидравлическое сопротивление калориферной установки равно 132 Па (по отдельному расчету). Сопротивление фильтра 0-4 250 Па. Гидравлическое сопротивле­ние глушителя составляет 36 Па (по акустическому расчету). Исходя из архитектурных требований воздуховоды проектируются прямоугольного сечения.

	Подача L, м3/ч	Длина 1, м		Сечение а * Ь, м						Потери на участке р, Па
Решетка РР на выходе

250×250 Ь =1030

500×500 = Lc=6850

Л_ 0,5 *0,5 /с 0,6 *0,5

2017-08-15

УДК 697.9 Определение коэффициентов местных сопротивлений тройников в системах вентиляции О. Д. Самарин , к.т.н., доцент (НИУ МГСУ) Рассмотрена современная ситуация с определением значений коэффициентов местных сопротивлений (КМС) элементов вентиляционных сетей при их аэродинамическом расчёте. Дан анализ некоторых современных теоретических и экспериментальных работ в рассматриваемой области и выявлены недостатки существующей справочной литературы, касающиеся удобства использования её данных для осуществления инженерных расчётов с применением электронных таблиц MS Excel. Представлены основные результаты аппроксимации имеющихся таблиц для КМС унифицированных тройников на ответвлении при нагнетании и всасывании в системах вентиляции и кондиционирования воздуха в виде соответствующих инженерных формул. Дана оценка точности полученных зависимостей и допустимого диапазона их применимости, а также представлены рекомендации по их использованию в практике массового проектирования. Изложение проиллюстрировано числовыми и графическими примерами. Ключевые слова: коэффициент местного сопротивления, тройник, ответвление, нагнетание, всасывание.

UDC 697.9 Determination of local resistance coeffi cients of tees in ventilating systems O. D. Samarin , PhD, Assistant Professor, National Research Moscow State University of Civil Engineering (NR MSUCE) The current situation is reviewed with the defi nition of values of coeffi cients of local resistances (CLR) of elements of the ventilation systems at their aerodynamic calculation. The analysis of some contemporary theoretical and experimental works in this fi eld is given and defi ciencies are identifi ed in the existing reference literature for the usability of its data to perform engineering calculations using MS Excel spreadsheets. The main results of approximation of the existing tables to the CLR for the uniform tees on the branch of the injection and the suction in the ventilating and air-conditioning systems are presented in the appropriate engineering formulas. The estimation of accuracy of the obtained dependencies and valid range of their applicability are given, as well as recommendations for their use in practice mass design. The presentation is illustrated by numerical and graphical examples. Keywords: coefficient of local resistance, tee, branch, injection, suction.

При движении воздушного потока в воздуховодах и каналах систем вентиляции и кондиционирования воздуха (В и КВ), кроме потерь давления на трение, существенную роль играют потери на местных сопротивлениях — фасонных частях воздуховодов, воздухораспределителях и сетевом оборудовании.

Такие потери пропорциональны динамическому давлению р д = ρv ²/2, где ρ — плотность воздуха, примерно равная 1,2 кг/м³ при температуре около +20 °C; v — его скорость [м/с], определяемая, как правило, в сечении канала за сопротивлением.

Коэффициенты пропорциональности ξ, называемые коэффициентами местного сопротивления (КМС), для различных элементов систем В и КВ обычно определяются по таблицам, имеющимся, в частности, в и в ряде других источников. Наибольшую сложность при этом чаще всего вызывает поиск КМС для тройников или узлов ответвлений. Дело в том, что в этом случае необходимо принимать во внимание вид тройника (на проход или на ответвление) и режим движения воздуха (нагнетание или всасывание), а также отношение расхода воздуха в ответвлении к расходу в стволе L´ о = L o /L c и площади сечения прохода к площади сечения ствола F´ п = F п /F с .

Для тройников при всасывании нужно учитывать ещё и отношение площади сечения ответвления к площади сечения ствола F´ о = F о /F с . В руководстве соответствующие данные приведены в табл. 22.36-22.40. Однако при проведении расчётов с использованием электронных таблиц Excel, что в настоящее время достаточно распространено в связи с широким использованием различного стандартного программного обеспечения и удобством оформления результатов вычислений, желательно иметь аналитические формулы для КМС, по крайней мере, в наиболее часто встречающихся диапазонах изменения характеристик тройников.

Кроме того, это было бы целесообразно в учебном процессе для сокращения технической работы обучающихся и переноса основной нагрузки на разработку конструктивных решений систем.

Подобные формулы имеются в таком достаточно фундаментальном источнике, как , но там они представлены в весьма обобщённом виде, без учёта особенностей конструкции конкретных элементов существующих вентиляционных систем, а также используют значительное число дополнительных параметров и требуют в ряде случаев обращения к определённым таблицам. С другой стороны, появившиеся в последнее время программы для автоматизированного аэродинамического расчёта систем В и КВ используют некоторые алгоритмы для определения КМС, но, как правило, они неизвестны для пользователя и могут поэтому вызывать сомнения в своей обоснованности и корректности.

Также в настоящее время появляются некоторые работы, авторы которых продолжают исследования по уточнению расчёта КМС или расширению диапазона параметров соответствующего элемента системы, для которых полученные результаты будут справедливы. Данные публикации возникают как в нашей стране, так и за рубежом , хотя в целом их число не слишком велико, и основываются преимущественно на численном моделировании турбулентных потоков с помощью ЭВМ или на непосредственных экспериментальных исследованиях. Однако полученные авторами данные, как правило, трудно использовать в практике массового проектирования, поскольку они пока не представлены в инженерном виде.

В связи с этим представляется целесообразным анализ данных, содержащихся в таблицах , и получение на их основе аппроксимационных зависимостей, которые имели бы по возможности наиболее простой и удобный для инженерной практики вид и одновременно достаточно адекватно отражали бы характер имеющихся зависимостей для КМС тройников. Для наиболее часто встречающихся их разновидностей — тройников на проходе (унифицированных узлов ответвлений) данная задача была решена автором в работе . В то же время для тройников на ответвлении аналитические соотношения найти труднее, поскольку сами зависимости здесь выглядят более сложно. Общий вид аппроксимационных формул, как и всегда в подобных случаях, получается исходя из расположения расчётных точек на поле корреляции, а соответствующие коэффициенты подбираются методом наименьших квадратов с целью минимизации отклонения построенного графика средствами Excel. Тогда для некоторых наиболее употребительных диапазонов F п /F с, F о /F с и L о /L с можно получить выражения:

при L´ о = 0,20-0,75 и F´ о = 0,40-0,65 — для тройников при нагнетании (приточных);

при L´ о = 0,2-0,7, F´ о = 0,3-0,5 и F´ п = 0,6-0,8 — для тройников при всасывании (вытяжных).

Точность зависимостей (1) и (2) демонстрируют рис. 1 и 2, где приведены результаты обработки табл. 22.36 и 22.37 для КМС унифицированных тройников (узлов ответвлений) на ответвлении круглого сечения при всасывании. В случае прямоугольного сечения результаты будут отличаться несущественно.

Можно отметить, что расхождение здесь больше, чем для тройников на проход , и составляет в среднем 10- 15 %, иногда даже до 20 %, но для инженерных расчётов это может быть допустимым, особенно с учётом очевидной исходной погрешности, содержащейся в таблицах , и одновременного упрощения расчётов при использовании Excel. В то же время полученные соотношения не требуют никаких иных исходных данных, кроме уже имеющихся в таблице аэродинамического расчёта. В самом деле, в ней в явном виде должны быть указаны и расходы воздуха, и сечения на текущем и на соседнем участке, входящие в перечисленные формулы. В первую очередь это упрощает вычисления при применении электронных таблиц Excel. Одновременно рис. 1 и 2 позволяют убедиться, что найденные аналитические зависимости вполне адекватно отражают характер влияния всех основных факторов на КМС тройников и физическую сущность происходящих в них процессов при движении воздушного потока.

При этом формулы, приведённые в настоящей работе, весьма просты, наглядны и легко доступны для инженерных расчётов, особенно в Excel, а также в учебном процессе. Их использование позволяет отказаться от интерполяции таблиц при сохранении точности, требуемой для инженерных расчётов, и непосредственно вычислять коэффициенты местного сопротивления тройников на ответвлении в весьма широком диапазоне отношений сечений и расходов воздуха в стволе и ответвлениях.

Этого вполне достаточно для проектирования систем вентиляции и кондиционирования воздуха в большинстве жилых и общественных зданий.

1. Справочник проектировщика. Внутренние санитарно-технические устройства. Ч. 3. Вентиляция и кондиционирование воздуха. Кн. 2 / Под ред. Н.Н. Павлова и Ю.И. Шиллера. - М.: Стройиздат, 1992. 416 с.
2. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям / Под ред. М.О. Штейнберга. - Изд. 3-е. - М.: Машиностроение, 1992. 672 с.
3. Посохин В.Н., Зиганшин А.М., Баталова А.В. К определению коэффициентов местных сопротивлений возмущающих элементов трубопроводных систем // Известия вузов: Строительство, 2012. №9. С. 108–112.
4. Посохин В.Н., Зиганшин А.М., Варсегова Е.В. К расчёту потерь давления в местных сопротивлениях: Сообщ. 1 // Известия вузов: Строительство, 2016. №4. С. 66–73.
5. Аверкова О.А. Экспериментальное исследование отрывных течений на входе во всасывающие отверстия // Вестник БГТУ им. В.Г. Шухова, 2012. №1. С. 158–160.
6. Kamel A.H., Shaqlaih A.S. Frictional pressure losses of fluids flowing in circular conduits: A review. SPE Drilling and Completion. 2015. Vol. 30. No. 2. Pp. 129–140.
7. Gabrielaitiene I. Numerical simulation of a district heating system with emphases on transient temperature behavior. Proc. of the 8th International Conference “Environmental Engineering”. Vilnius. VGTU Publishers. 2011. Vol. 2. Pp. 747–754.
8. Horikiri K., Yao Y., Yao J. Modelling conjugate flow and heat transfer in a ventilated room for indoor thermal comfort assessment. Building and Environment. 2014. No. 77. Pp. 135–147.
9. Самарин О.Д. Расчёт местных сопротивлений в системах вентиляции зданий // Журнал С.О.К., 2012. №2. С. 68–70.