Aerodynamický výpočet vzduchovodů začíná nakreslením axonometrického diagramu M 1:100, zapsáním počtu úseků, jejich zatížení b m/h a délek 1, m. Je určen směr aerodynamického výpočtu - od nejvzdálenějšího a zatíženou sekci k ventilátoru. V případě pochybností se při určování směru počítají všechny možné možnosti.

Výpočet začíná ze vzdálené oblasti, její průměr se počítá D, m nebo plochý

Čtvercový úsek pravoúhlého potrubí P, m:

Začátek systému u ventilátoru

Administrativní budovy 4-5 m/s 8-12 m/s

Průmyslové budovy 5-6 m/s 10-16 m/s,

Zvyšuje se, jak se přibližujete k ventilátoru.

Pomocí dodatku 21 přijímáme nejbližší standardní hodnoty Dst nebo (a x b) st

Poté vypočítáme skutečnou rychlost:

2830*d;

Nebo———————— ———— - , m/s.

FAKT 3660 * (a * 6) st

Pro další výpočty určíme hydraulický poloměr pravoúhlých potrubí:

£>1 =--,m. a + b

Abychom se vyhnuli používání tabulek a interpolaci hodnot specifických třecích ztrát, používáme přímé řešení problému:

Definujeme Reynoldsovo kritérium:

Re = 64 100 * Zbytek * Ufact (pro obdélníkový zbytek = Ob) (14,6)

A koeficient hydraulického tření:

0,3164*Rae 0 25 v Rae< 60 ООО (14.7)

0,1266 * 0167 pro R e > 60 000. (14,8)

Tlaková ztráta ve vypočteném úseku bude:

D.

Kde KMS je součet místních koeficientů odporu v sekci potrubí.

Lokální odpory ležící na hranici dvou sekcí (odpaliště, kříže) by měly být připsány sekci s nižším průtokem.

Místní koeficienty odporu jsou uvedeny v přílohách.

Počáteční údaje:

Materiál vzduchovodu - ocelový pozinkovaný plech, tloušťka a rozměry dle App. 21.

Materiál sací šachty je cihla. Jako rozdělovače vzduchu se používají nastavitelné rošty typu PP s možnými sekcemi:

100 x 200; 200 x 200; 400 x 200 a 600 x 200 mm, faktor odstínu 0,8 a maximální rychlost výstupního vzduchu až 3 m/s.

Odpor izolovaného sacího ventilu s plně otevřenými lopatkami je 10 Pa. Hydraulický odpor instalace ohřívače vzduchu je 132 Pa (podle samostatného výpočtu). Odpor filtru 0-4 250 Pa. Hydraulický odpor tlumiče výfuku je 36 Pa (dle akustický výpočet). Na základě architektonické požadavky vzduchovody jsou navrženy s obdélníkovým průřezem.

	Přívod L, m3/h	Délka 1,m		Sekce a * b, m						Ztráty v úseku p, Pa
PP mřížka na výstupu

250×250 b = 1030

500×500 = Lc=6850

L_ 0,5 * 0,5 / s 0,6 * 0,5

Ph.D. S. B. Gorunovič, inženýr PTO, Ust-Ilimskaya CHPP, pobočka OAO Irkutskenergo, Ust-Ilimsk, Irkutská oblast.

Vyjádření otázky

Je známo, že v mnoha podnicích, které měly v nedávné minulosti zásoby tepelné a elektrické energie, nebyla věnována dostatečná pozornost jejím ztrátám při přepravě. Do projektu byla vložena například různá čerpadla, obvykle s velké zásoby z hlediska výkonu byly tlakové ztráty v potrubí kompenzovány zvýšením dodávky. Hlavní parovody byly navrženy s propojkami a dlouhými potrubími, umožňujícími v případě potřeby převádět přebytečnou páru do sousedních turbínových jednotek. Při rekonstrukcích a opravách přenosových sítí byla upřednostněna všestrannost schémat, což vedlo k dalším návazcům (armaturám) a propojkám, instalaci dalších T-kusů a v důsledku toho k dalším lokálním ztrátám celkového tlaku. . Zároveň je známo, že v dlouhých potrubích při významných středních rychlostech mohou lokální ztráty celkového tlaku (lokální odpory) vést k významným ztrátám nákladů pro spotřebitele.

V současné době nás požadavky na efektivitu, úsporu energie, celkovou optimalizaci výroby nutí k novému pohledu na mnoho problémů a aspektů návrhu, rekonstrukce a provozu potrubí a parovodů, a to s ohledem na místní odpory v T-kusech, vidlicích a armatury v hydraulických výpočtech potrubí se stává naléhavým úkolem.

Cílem této práce je popsat nejpoužívanější T-kusy a tvarovky v energetických podnicích, výměna zkušeností v oblasti způsobů snižování lokálních součinitelů odporu a metody pro srovnávací hodnocení účinnosti takových opatření.

Pro posouzení lokálního odporu v moderních hydraulických výpočtech pracují s bezrozměrným koeficientem hydraulického odporu, což je velmi výhodné, protože v dynamicky podobných tocích, ve kterých je dodržována geometrická podobnost řezů a rovnost Reynoldsových čísel, má stejnou hodnotu , bez ohledu na druh kapaliny (plynu), stejně jako na průtok a příčné rozměry vypočítané parcely.

Součinitel hydraulického odporu je poměr celkové energie (výkonu) ztracené v daném úseku ke kinetické energii (výkonu) v přijatém úseku nebo poměr celkového ztrátového tlaku ve stejném úseku k dynamickému tlaku v přijatém úseku. sekce:

kde  p celkový - ztracený (v této oblasti) celkový tlak; p je hustota kapaliny (plynu); w, - rychlost v i-tém úseku.

Hodnota součinitele odporu závisí na tom, na kterou návrhovou rychlost a tedy na jaký úsek je redukován.

Výfukové a napájecí T-kusy

Je známo, že významnou část lokálních ztrát v rozvětvených potrubích tvoří lokální odpory v T-kusech. Jako objekt reprezentující lokální odpor je T-kus charakterizován úhlem větvení a a poměrem ploch průřezu větví (bočních a přímých) Fb/Fq, Fh/Fq a FB/Fn. V T-kusu se mohou měnit průtoky Qb/Qq, Qn/Qc a v souladu s tím poměry rychlostí wB/wQ, wn/wQ. T-kusy lze instalovat jak do sacích sekcí (výfukové T-kusy), tak do výtlačných sekcí (přívodní T-kusy) v případě oddělení průtoku (obr. 1).

Koeficienty odporu výfukových T-kusů závisí na parametrech uvedených výše a vstupních T-kusů obvyklého tvaru - prakticky pouze na úhlu odbočení a poměru rychlostí w n /w Q a w n /w Q, resp.

Koeficienty odporu konvenčně tvarovaných výfukových T-kusů (bez zaoblení a rozšíření nebo zúžení boční větve nebo přímého směru) lze vypočítat pomocí následujících vzorců.

Odpor v boční větvi (v sekci B):

kde Q B \u003d F B w B, Q q \u003d F q w q - objemové průtoky v sekci B a C, v tomto pořadí.

Pro odpaliště typu F n =F c a pro všechna a jsou hodnoty A uvedeny v tabulce. jeden.

Když se poměr Qb/Qq změní z 0 na 1, koeficient odporu se mění od -0,9 do 1,1 (Fq=Fb, a=900). Záporné hodnoty jsou vysvětleny sacím působením v potrubí při malém Q B .

Ze struktury vzorce (1) vyplývá, že součinitel odporu se rychle zvýší se snížením plochy průřezu trysky (se zvýšením F c / F b). Například, když Qb/Qc=1, Fq/Fb=2, a=900, koeficient je 2,75.

Je zřejmé, že snížení odporu lze dosáhnout zmenšením úhlu boční větve (tlumivky). Například, když Fc =Fb, a=450, když se poměr Qb/Qc změní z 0 na 1, změní se koeficient v rozsahu od -0,9 do 0,322, tzn. jeho kladné hodnoty snížit téměř 3krát.

Odpor v dopředném průchodu by měl být určen podle vzorce:

Pro odpaliště typu Fn=Fc jsou hodnoty KP uvedeny v tabulce. 2.

Je snadné ověřit, že rozsah změny součinitele odporu vzduchu v dopředném průjezdu

de při změně poměru Qb/Qc z 0 na 1 je v rozsahu od 0 do 0,6 (Fc=Fb, α=90 O).

Zmenšení úhlu boční větve (tlumivky) také vede k výraznému snížení odporu. Například, když Fc =Fb, a =450, když se poměr Qb/Qc změní z 0 na 1, koeficient se změní v rozsahu od 0 do -0,414, tzn. se zvýšením Q B se v přímém průchodu objeví "sání", které dále snižuje odpor. Je třeba poznamenat, že závislost (2) má výrazné maximum, tzn. maximální hodnota koeficient aerodynamického odporu připadá na hodnotu Qb/Qc =0,41 a rovná se 0,244 (při Fc =Fb, α =45 O).

Koeficienty odporu napájecích T-kusů normálního tvaru při turbulentní proudění lze vypočítat pomocí vzorců.

Odpor boční větve:

kde K B - průtokový kompresní poměr.

Pro odpaliště typu Fn=F c jsou hodnoty A 1 uvedeny v tabulce. 3, KB = 0.

Pokud vezmeme F c \u003d Fb, a \u003d 90 O, pak když se poměr Q b / Q c změní z 0 na 1, získáme hodnoty koeficientu v rozsahu od 1 do 1,2.

Je třeba poznamenat, že zdroj poskytuje další údaje pro koeficient A 1 . Podle údajů by A 1 = 1 mělo být vzato při w B /w c<0,8 и А 1 =0,9 при w B /w c >0,8. Pokud použijeme data z , pak když se poměr Q B / Q C změní z 0 na 1, získáme hodnoty koeficientu v rozsahu od 1 do 1,8 (F c = F b). Obecně získáme mírně vyšší hodnoty koeficientů odporu ve všech rozsazích.

Rozhodující vliv na růst součinitele odporu, jako ve vzorci (1), má plocha průřezu B (tvarovka) - s nárůstem F g /F b součinitel odporu rychle roste.

Odpor v přímém průchodu pro napájecí T-kusy typu Fn=Fc uvnitř

Hodnoty t P jsou uvedeny v tabulce. čtyři.

Když se poměr QB /Qc(3) změní z 0 na 1 (Fc=F B, α=90 O), získáme hodnoty koeficientu v rozsahu od 0 do 0,3.

Odolnost konvenčně tvarovaných T-kusů lze také výrazně snížit zaoblením spoje boční větve s prefabrikovanou hadicí. V tomto případě by u výfukových T-kusů měl být úhel natočení toku zaoblený (R 1 na obr. 16). U vstupních T-kusů by mělo být zaoblení provedeno také na oddělovací hraně (R 2 na obr. 16); dělá tok stabilnější a snižuje možnost jeho odtržení od okraje.

V praxi stačí zaoblení hran konjugace tvořící přímky vedlejší větve a hlavního potrubí, když R/D (3 = 0,2-0,3.

Výše uvedené vzorce pro výpočet odporových koeficientů T-kusů a odpovídající tabulkové údaje se vztahují k pečlivě vyrobeným (otočeným) T-kusům. Výrobní vady T-kusů vzniklé při jejich výrobě („poruchy“ boční větve a „překrývání“ jejího úseku nesprávným řezem stěny v přímém úseku - hlavním potrubí) se stávají zdrojem prudkého nárůstu hydraulického odporu. V praxi k tomu dochází při nekvalitním napojení do hlavního potrubí armatury, ke kterému dochází poměrně často, protože. "tovární" odpaliště jsou poměrně drahá.

Postupné rozšiřování (difuzor) boční větve účinně snižuje odpor výfukových i přívodních T-kusů. Kombinace zaoblení, zkosení a rozšíření boční větve dále snižuje odpor odpaliště. Koeficienty odporu zlepšených T-kusů lze určit ze vzorců a diagramů uvedených ve zdroji. T-kusy s bočními větvemi ve formě hladkých ohybů mají také nejmenší odpor a tam, kde je to prakticky možné, by se měly používat odpaliště s malými úhly větvení (do 60°).

Při turbulentním proudění (Re>4,10 3) koeficienty odporu T-kusů závisí jen málo na Reynoldsových číslech. Při přechodu z turbulentního na laminární dochází k prudkému zvýšení součinitele odporu boční větve ve výfukových i sacích T-kusech (asi 2-3x).

Při výpočtech je důležité vzít v úvahu, v jakém úseku se snižuje na průměrnou rychlost. Před každým vzorcem je o tom ve zdroji odkaz. Zdroje poskytují obecný vzorec, kde je konverzní poměr specifikován s odpovídajícím indexem.

Symetrické tričko při spojování a rozdělování

Koeficient odporu každé větve symetrického odpaliště na soutoku (obr. 2a) lze vypočítat podle vzorce:

Když se poměr Q b / Q c změní z 0 na 0,5, změní se koeficient v rozsahu od 2 do 1,25 a poté se zvýšením Q b / Q c z 0,5 na 1 nabývá koeficient hodnot od 1,25 do 2 (pro případ F c = F b). Je zřejmé, že závislost (5) má tvar převrácené paraboly s minimem v bodě Q b /Q c =0,5.

Koeficient odporu symetrického T-kusu (obr. 2a) umístěného ve vstřikovací (separační) sekci lze také vypočítat pomocí vzorce:

kde K 1 \u003d 0,3 - pro svařovaná odpaliště.

Když se poměr wB/wc změní z 0 na 1, změní se koeficient v rozsahu od 1 do 1,3 (F c =F b).

Analýzou struktury vzorců (5, 6) (stejně jako (1) a (3) lze vidět, že zmenšení průřezu (průměru) bočních větví (sekcí B) negativně ovlivňuje odpor tričko.

Odpor proudění může být snížen faktorem 2-3 při použití T-vidlice (obr. 26, 2c).

Koeficient aerodynamického odporu T-vidlice během separace proudění (obr. 2b) lze vypočítat podle vzorců:

Když se poměr Q 2 /Q 1 změní z 0 na 1, změní se koeficient v rozsahu od 0,32 do 0,6.

Koeficient odporu tee-vidlice při sloučení (obr. 2b) lze vypočítat podle vzorců:

Když se poměr Q 2 /Q 1 změní z 0 na 1, změní se koeficient v rozsahu od 0,33 do -0,4.

Symetrické T-kus lze vyrobit s hladkými ohyby (obr. 2c), pak lze jeho odpor dále snížit.

Výrobní. Normy

Pro potrubí tepelných elektráren předepisují průmyslové energetické normy nízký tlak(při pracovním tlaku P slave.<22 кгс/см 2 и температуре среды t<425 О С) использовать тройники сварные по ОСТ34-42-762

OST34-42-765-85. Pro vyšší parametry prostředí (P work b.<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.

Konstrukce T-kusů vyrobených podle stávajících (výše) norem není zdaleka vždy optimální z hlediska hydraulických ztrát. Ke snížení koeficientu lokálního odporu přispívá pouze tvar lisovaných T-kusů s prodlouženým hrdlem, kde je v boční větvi zajištěn poloměr zaoblení podle typu znázorněného na obr. 1b a Obr. 3c, stejně jako s koncovým stlačením, kdy průměr hlavního potrubí je o něco menší než průměr T-kusu (jak je znázorněno na obr. 3b). Vidlicová odpaliště jsou zřejmě vyráběna na zakázku podle „továrních“ standardů. V RD 10-249-98 je odstavec věnovaný výpočtu pevnosti T-vidlí a kování.

Při návrhu a rekonstrukci sítí je důležité vzít v úvahu směr pohybu médií a možné rozsahy průtoků v T-kusech. Pokud je směr dopravovaného média jasně definován, je vhodné použít šikmé tvarovky (boční větve) a vidlicové T-kusy. Zůstává však problém značných hydraulických ztrát v případě univerzálního T-kusu, který kombinuje vlastnosti přívodu a výfuku, u nichž je možné jak slučování, tak oddělení proudu v provozních režimech spojených s výraznou změnou průtoků. Výše uvedené vlastnosti jsou typické např. pro přepínání uzlů potrubí napájecí vody nebo hlavních parovodů u tepelných elektráren s „propojkami“.

Zároveň je třeba vzít v úvahu, že u parovodů a horkovodních potrubí musí konstrukce a geometrické rozměry svařovaných trubkových T-kusů, jakož i tvarovek (potrubí, odboček) navařených na rovných úsecích potrubí splňovat požadavky průmyslových standardů, norem a specifikací. Jinými slovy, pro kritická potrubí je nutné objednat T-kusy vyrobené v souladu se specifikacemi od certifikovaných výrobců. V praxi, s ohledem na relativně vysoké náklady na "tovární" T-kusy, spojovací tvarovky často provádějí místní dodavatelé za použití průmyslových nebo továrních norem.

Obecně platí, že konečné rozhodnutí o metodě navázání by mělo být učiněno po srovnávací studii proveditelnosti. Pokud se rozhodne provést navazování „sami“, musí technický personál připravit šablonu tlumivky, vypočítat sílu (je-li to nutné), kontrolovat kvalitu navazování (vyvarovat se „selhání“ tlumivka a "překrývají" její část nesprávným řezem stěny v rovné části) . Vnitřní spoj mezi kovem tvarovky a hlavním potrubím je vhodné provést zaoblením (obr. 3c).

Existuje řada konstrukčních řešení pro snížení hydraulického odporu u standardních T-kusů a spínacích sestav vedení. Jedním z nejjednodušších je zvětšit velikost samotných odpališť, aby se snížily relativní rychlosti média v nich (obr. 3a, 3b). Odpaliště je přitom nutné doplnit přechody, jejichž úhly roztažení (zúžení) je také vhodné volit z řady hydraulicky optimálních. Jako univerzální odpaliště se sníženými hydraulickými ztrátami můžete použít i vidlicové odpaliště s propojkou (obr. 3d). Použití T-vidlic pro přepínání uzlů dálnic také mírně zkomplikuje návrh uzlu, ale bude mít pozitivní vliv na hydraulické ztráty (obr. 3e, 3f).

Je důležité si uvědomit, že při relativně blízkém umístění lokálních (L=(10-20)d) odporů různých typů dochází k jevu interference lokálních odporů. Podle některých badatelů je při maximální konvergenci lokálních odporů možné dosáhnout poklesu jejich součtu, přičemž v určité vzdálenosti (L = (5-7) d) má celkový odpor maximum (3-7 % vyšší než prostý součet). Redukční efekt by mohl být zajímavý pro velké výrobce připravené vyrábět a dodávat spínací jednotky se sníženými lokálními odpory, ale k dosažení dobrého výsledku je nutný aplikovaný laboratorní výzkum.

Studie proveditelnosti

Při konstruktivním rozhodování je důležité věnovat pozornost ekonomické stránce problému. Jak již bylo zmíněno výše, "tovární" odpaliště konvenčního designu, a ještě více vyrobené na zakázku (hydraulicky optimální), budou stát podstatně více než nástavec. Zároveň je důležité zhruba vyhodnotit přínosy v případě snížení hydraulických ztrát u nového odpaliště a dobu jeho návratnosti.

Je známo, že tlakové ztráty v potrubních stanicích s normálními průtoky média (pro Re>2,10 5) lze odhadnout podle následujícího vzorce:

kde p - tlaková ztráta, kgf / cm 2; w je rychlost média, m/s; L - rozvinutá délka potrubí, m; g - zrychlení volného pádu, m/s 2 ; d - návrhový průměr potrubí, m; k - koeficient třecího odporu; ∑ἐ m je součet místních koeficientů odporu; v - měrný objem média, m 3 / kg

Závislost (7) se obvykle nazývá hydraulická charakteristika potrubí.

Pokud vezmeme v úvahu závislost: w=10Gv/9nd 2 , kde G je spotřeba, t/h.

Pak (7) může být reprezentováno jako:

Pokud je možné snížit místní odpor (T-kus, armatura, spínací jednotka), pak je zřejmé, že vzorec (9) může být reprezentován jako:

Zde ∑ἐ m je rozdíl mezi místními koeficienty odporu starých a nových uzlů.

Předpokládejme, že hydraulický systém "čerpadlo - potrubí" pracuje v nominálním režimu (nebo v režimu blízkém nominálnímu). Pak:

kde P n - jmenovitý tlak (podle průtokové charakteristiky čerpadla / kotle), kgf / cm 2; G h - jmenovitý průtok (podle průtokové charakteristiky čerpadla / kotle), t / h.

Pokud předpokládáme, že po výměně starých odporů zůstane systém „čerpadlo-potrubí“ funkční (ЫРn), pak z (10) pomocí (12) můžeme určit nový průtok (po snížení odporu ):

Činnost systému "čerpadlo-potrubí", změnu jeho charakteristiky lze vizualizovat na Obr. čtyři.

Je zřejmé, že G1 >GM. Pokud mluvíme o hlavním parovodu přepravujícím páru z kotle do turbíny, pak rozdílem průtoků ЛG=G 1 -G n lze určit zisk množství tepla (z výběru turbína) a/nebo v množství vyrobené elektrické energie podle provozních charakteristik této turbíny.

Porovnáním nákladů na nový uzel a množstvím tepla (elektřiny) můžete zhruba odhadnout ziskovost jeho instalace.

Příklad výpočtu

Například je nutné vyhodnotit hospodárnost výměny stejnoměrného T-kusu hlavního parovodu na soutoku proudů (obr. 2a) za rozdvojený T-kus s propojkou typu naznačeného na obr. 3r. Parní spotřebič - topná turbína PO TMZ typ T-100/120-130. Pára vstupuje jedním potrubím parního potrubí (přes T-kus, sekce B, C).

Máme následující počáteční údaje:

■ návrhový průměr parovodu d=0,287 m;

■ jmenovitý průtok páry Gh =Q(3=Q^420 t/h;

■ jmenovitý tlak kotle Р н =140 kgf/cm 2 ;

■ měrný objem páry (při P ra b=140 kgf/cm 2, t=560 o C) n=0,026 m 3 /kg.

Koeficient odporu standardního odpaliště na soutoku toků (obr. 2a) vypočítáme pomocí vzorce (5) - ^ SB1 = 2.

Chcete-li vypočítat koeficient odporu vidlice T s propojkou, předpokládejme:

■ rozdělení průtoků ve větvích probíhá v poměru Q b /Q c «0,5;

■ celkový součinitel odporu je roven součtu odporů vstupního T-kusu (s výstupem 45 O, viz obr. 1a) a odbočného T-kusu na soutoku (obr. 2b), tzn. rušení je zanedbáváno.

Použijeme vzorce (11, 13) a dostaneme očekávaný nárůst spotřeby o  G=G 1 -G n = 0,789 t/h.

Podle režimového diagramu turbíny T-100/120-130 může průtok 420 t/h odpovídat elektrickému zatížení 100 MW a tepelnému zatížení 400 GJ/h. Vztah mezi průtokem a elektrickým zatížením je téměř přímo úměrný.

Zisk v elektrické zátěži může být: P e \u003d 100AG / Q n \u003d 0,188 MW.

Zisk tepelného zatížení může být: T e \u003d 400AG / 4,19Q n \u003d 0,179 Gcal / h.

Ceny výrobků vyrobených z chrom-molybden-vanadových ocelí (pro T-vidlice 377x50) se mohou značně lišit od 200 do 600 tisíc rublů, proto lze dobu návratnosti posoudit pouze po důkladném průzkumu trhu v době rozhodnutí.

1. Tento článek popisuje různé typy T-kusů a tvarovek, poskytuje stručný popis T-kusů používaných v potrubích elektráren. Jsou uvedeny vzorce pro stanovení součinitelů hydraulického odporu, jsou uvedeny způsoby a prostředky jejich snížení.

2. Jsou navrženy výhledové návrhy T-vidlic, spínací jednotky pro hlavní potrubí se sníženými koeficienty místního odporu.

3. Jsou uvedeny vzorce, příklad a je ukázána vhodnost technické a ekonomické analýzy při výběru nebo výměně T-kusů, při rekonstrukci spínacích jednotek.

Literatura

1. Idelchik I.E. Příručka hydraulického odporu. M.: Mashinostroenie, 1992.

2. Nikitina I.K. Příručka potrubí tepelných elektráren. Moskva: Energoatomizdat, 1983.

3. Příručka výpočtů hydraulických a ventilačních systémů / Ed. TAK JAKO. Yuriev. S.-Pb.: ANO NPO "Svět a rodina", 2001.

4. Rabinovič E.Z. Hydraulika. Moskva: Nedra, 1978.

5. Benenson E.I., Ioffe L.S. Kogenerační parní turbíny / Ed. D.P. Starší. M: Energoizdat, 1986.

Můžete také použít přibližný vzorec:

0,195 vs 1,8

Rf. (10) d 1001, 2

Jeho chyba nepřesahuje 3 - 5%, což je dostatečné pro inženýrské výpočty.

Celková tlaková ztráta třením pro celý úsek se získá vynásobením měrných ztrát R délkou úseku l, Rl, Pa. V případě použití vzduchovodů nebo kanálů z jiných materiálů je nutné zavést korekci na drsnost βsh dle tabulky. 2. Závisí na absolutní ekvivalentní drsnosti materiálu potrubí K e (tabulka 3) a hodnotě v f .

					tabulka 2
		Korekční hodnoty βsh
vf, m/s			βsh při Ke, mm

Tabulka 3 Absolutní ekvivalentní drsnost materiálu potrubí

						Štukatér-
						ka na mřížce
Ke, mm

Pro ocelové vzduchovody βsh = 1. Podrobnější hodnoty βsh naleznete v tabulce. 22.12. S ohledem na tuto korekci se upravená tlaková ztráta třením Rl βsh, Pa, získá vynásobením Rl hodnotou βsh. Poté určete dynamický tlak na účastníky

za standardních podmínek ρw = 1,2 kg/m3.

Dále se na místě detekují lokální odpory, určí se lokální koeficienty odporu (LMR) ξ a vypočítá se součet LMR v tomto úseku (Σξ). Všechny místní odpory se zapisují do výpisu v následujícím formuláři.

PROHLÁŠENÍ KMS VĚTRACÍ SYSTÉMY

Atd.

V sloupec „místní odpory“ zaznamenává názvy odporů (ohyb, T, kříž, koleno, rošt, rozdělovač vzduchu, deštník atd.), které jsou v této oblasti k dispozici. Kromě toho je zaznamenán jejich počet a vlastnosti, podle kterých se pro tyto prvky určují hodnoty CMR. Například u kruhového ohybu je to úhel natočení a poměr poloměru otáčení k průměru potrubí r/d, pro pravoúhlý výstup - úhel natočení a rozměry stran potrubí aab. U bočních otvorů ve vzduchovém potrubí nebo potrubí (například v místě instalace mřížky nasávání vzduchu) - poměr plochy otvoru k průřezu vzduchového potrubí

f resp / f asi . U odpališť a křížů na průchodu se bere v úvahu poměr plochy průřezu průchodu a kmene f p / f s a průtoku ve větvi a v kmeni L o / L s, pro odpaliště a kříže na větvi - poměr plochy průřezu větve a kmene f p / f s a znovu hodnota L asi / L s. Je třeba mít na paměti, že každé T nebo kříž spojuje dvě sousední sekce, ale vztahují se k jedné z těchto sekcí, ve které je proud vzduchu L menší. Rozdíl mezi odpališti a kříži na běhu a na větvi souvisí s tím, jak běží směr návrhu. To je znázorněno na Obr. 11. Zde je vypočtený směr znázorněn tlustou čarou a směry proudění vzduchu jsou znázorněny tenkými šipkami. Navíc je přesně podepsáno, kde se v každé možnosti nachází kufr, průchod a východ.

rozvětvení odpaliště pro správnou volbu vztahů fp /fc , fo /fc a L o /L c . Všimněte si, že v napájecích ventilačních systémech se výpočet obvykle provádí proti pohybu vzduchu a ve výfukových systémech podél tohoto pohybu. Sekce, do kterých uvažovaná odpaliště patří, jsou označeny zaškrtnutím. Totéž platí pro kříže. Zpravidla, i když ne vždy, se odpaliště a křížky na průjezdu objevují při výpočtu hlavního směru a na větvi při aerodynamickém spojování vedlejších sekcí (viz níže). V tomto případě lze stejné odpaliště v hlavním směru považovat za odpaliště pro průchod a ve vedlejším

– jako větev s jiným koeficientem. KMS pro kříže

přijato ve stejné velikosti jako u odpovídajících odpališť.

Rýže. 11. Schéma výpočtu T

Přibližné hodnoty ξ pro běžné odpory jsou uvedeny v tabulce. čtyři.

			Tabulka 4
Hodnoty ξ některých místních odporů
název		název
odpor		odpor
Loket kulatý 90o,		Rošt není polohovatelný
r/d = 1		může RS-G (výfuk popř
Obdélníkové koleno 90o		přívod vzduchu)
Odpaliště v pasáži (na-		náhlá expanze
útlak)
Odbočkové tričko		náhlé zúžení
Odpaliště v pasáži (vše-		První boční otvor
		stie (vstup do vzduchu
Odbočkové tričko	–0.5* …	bórový důl)
Plafond (anemostat) ST-KR,		Obdélníkový loket
		90o
Nastavitelná mřížka RS-		Deštník přes výfuk
VG (dodávka)

*) negativní CMR se může objevit při nízkém Lo /Lc v důsledku ejekce vzduchu (sání) z větve hlavním proudem.

Podrobnější údaje pro KMS jsou uvedeny v tabulce. 22:16 - 22:43. Pro nejběžnější místní odpory -

odpaliště v pasáži - KMR lze také přibližně vypočítat pomocí následujících vzorců:

	0,41f "25L" 0,24			0,25 at		0,7 a	f "0,5 (11)
- pro odpaliště při vstřikování (zásobování);
v L"	0,4 můžete použít zjednodušený vzorec
			prox int 0. 425 0. 25 f p ";
		0,2 1,7 f"		0,35 0,25 f"		2,4 l"		0. 2 2

– pro sací T-kusy (výfuk).

Tady L"						f asi	a f"		f p
						f c

Po určení hodnoty Σξ se vypočte tlaková ztráta při místních odporech Z P d, Pa a celková tlaková ztráta.

na úseku Rl βsh + Z , Pa.

Výsledky výpočtů jsou zaneseny do tabulky v následujícím formuláři.

AERODYNAMICKÝ VÝPOČET VĚTRACÍHO SYSTÉMU

Odhadovaný

Rozměry potrubí

tlak

na tření

Rlp w

Rd ,

βw

d nebo

f op,

ff ,

VF ,

d ekv

l, m

a×b

Po dokončení výpočtu všech úseků hlavního směru se pro ně sečtou hodnoty Rl βsh + Z a určí se celkový odpor.

odpor ventilační sítě P síť = Σ(Rl βw + Z ).

Po výpočtu hlavního směru se propojí jedna nebo dvě větve. Pokud systém obsluhuje několik podlaží, můžete pro propojení vybrat větve podlaží na mezipatře. Pokud systém obsluhuje jedno podlaží, propojte větve z hlavního, které nejsou zahrnuty v hlavním směru (viz příklad v odstavci 4.3). Výpočet propojených úseků se provádí ve stejném pořadí jako u hlavního směru a zaznamenává se do tabulky ve stejném tvaru. Vazba se považuje za dokončenou, pokud částka

tlaková ztráta Σ(Rl βsh + Z ) podél spojených úseků se odchyluje od součtu Σ(Rl βsh + Z ) podél paralelně spojených úseků hlavního směru nejvýše o 10 %. Úseky podél hlavního a navazujícího směru od místa jejich odbočení ke koncovým rozdělovačům vzduchu se považují za paralelně spojené. Pokud obvod vypadá jako na obr. 12 (hlavní směr je vyznačen tlustou čarou), pak zarovnání směru 2 vyžaduje, aby hodnota Rl βsh + Z pro úsek 2 byla rovna Rl βsh + Z pro úsek 1, získané z výpočtu hlavního směru, s přesnost 10 %. Propojení je dosaženo volbou průměrů kruhových nebo průřezových rozměrů obdélníkových vzduchových kanálů ve spojených sekcích, a pokud to není možné, instalací škrticích ventilů nebo membrán na větve.

Výběr ventilátoru provádějte podle katalogů výrobce nebo podle údajů. Tlak ventilátoru je roven součtu tlakových ztrát ve ventilační síti v hlavním směru, zjištěnému při aerodynamickém výpočtu ventilačního systému, a součtu tlakových ztrát v prvcích ventilační jednotky (vzduchová klapka, filtr, vzduch topení, tlumič atd.).

Rýže. 12. Fragment schématu ventilačního systému s výběrem větve pro propojení

Nakonec je možné zvolit ventilátor až po akustickém výpočtu, kdy je rozhodnuto o instalaci tlumiče hluku. Akustický výpočet lze provést pouze po předběžném výběru ventilátoru, protože výchozími údaji pro něj jsou hladiny akustického výkonu vydávaného ventilátorem do vzduchovodů. Provede se akustický výpočet podle pokynů v kapitole 12. V případě potřeby vypočítejte a určete velikost tlumiče , , poté nakonec vyberte ventilátor.

4.3. Příklad výpočtu přívodního ventilačního systému

Uvažuje se systém přívodního větrání pro jídelnu. Použití vzduchovodů a rozvaděčů vzduchu do plánu je uvedeno v článku 3.1 v první verzi (typické schéma pro haly).

Schéma systému

1000х400 5 8310 m3/h

	2772 m3/h2

Více podrobností o metodice výpočtu a potřebné výchozí údaje naleznete na,. Odpovídající terminologie je uvedena v .

PROHLÁŠENÍ KMS SYSTÉMU P1

		lokální odpor
		924 m3/h
		1. Loket zakulacený 90® r /d =1
		2. Odpaliště v průchodu (tlak)
		fp / fc		Lo/Lc
		fp / fc		Lo/Lc
		1. Odpaliště v průchodu (tlak)
		fp / fc		Lo/Lc
		1. Odpaliště v průchodu (tlak)
		fp / fc		Lo/Lc
		1. Obdélníkové koleno 1000×400 90o 4 ks
		1. Hřídel sání vzduchu s deštníkem
		(první boční otvor)
		1. Mřížka nasávání vzduchu
	VÝKAZ KMS SYSTÉMU P1 (odvětví č. 1)
		lokální odpor
		1. Rozdělovač vzduchu PRM3 při průtoku
		924 m3/h
		1. Loket zakulacený 90® r /d =1
		2. Odbočka odpaliště (injekce)
		fo / fc		Lo/Lc

PŘÍLOHA Charakteristika větracích mřížek a stínění

I. Obytné části, m2, přívodní a odvodní lamelové rošty RS-VG a RS-G

Délka, mm			Výška, mm

Rychlostní koeficient m = 6,3, teplotní koeficient n = 5,1.

II. Charakteristika stropních svítidel ST-KR a ST-KV

název		Rozměry, mm		fakt, m 2
		Dimenzionální	Interiér
Plafond ST-KR
(kolo)
Plafond ST-KV
(náměstí)

Koeficient rychlosti m = 2,5, koeficient teploty n = 3.

REFERENCE

1. Samarin O.D. Výběr zařízení pro přívodní větrací jednotky (klimatizace) typu KCKP. Směrnice pro realizaci kurzových a diplomových projektů pro studenty oboru 270109 "Zásobování teplem a plynem a větrání". – M.: MGSU, 2009. – 32 s.

2. Bělová E.M. Centrální klimatizační systémy v budovách. - M.: Euroclimate, 2006. - 640 s.

3. SNiP 41-01-2003 "Vytápění, větrání a klimatizace". - M.: GUP TsPP, 2004.

4. Katalog zařízení "Arktos".

5. sanitární zařízení. Část 3. Větrání a klimatizace. kniha 2. / Ed. N. N. Pavlov a Yu. I. Schiller. – M.: Stroyizdat, 1992. – 416 s.

6. GOST 21.602-2003. Systém projektové dokumentace pro výstavbu. Pravidla pro provádění pracovní dokumentace pro vytápění, větrání a klimatizaci. - M.: GUP TsPP, 2004.

7. Samarin O.D. O režimu pohybu vzduchu v ocelových vzduchovodech.

// SOK, 2006, č. 7, s. 90-91.

8. Příručka designéra. Vnitřní sanitární zařízení. Část 3. Větrání a klimatizace. Kniha 1. / Ed. N. N. Pavlov a Yu. I. Schiller. – M.: Stroyizdat, 1992. – 320 s.

9. Kamenev P.N., Tertichnik E.I. Větrání. - M.: ASV, 2006. - 616 s.

10. Krupnov B.A. Terminologie ve stavební termofyzice, vytápění, větrání a klimatizace: směrnice pro studenty oboru "Zásobování teplem a plynem a větrání".

2017-08-15

MDT 697,9 Stanovení koeficientů lokálního odporu T-kusů ve ventilačních systémech O. D. Samarin, kandidát technických věd, docent (NRU MGSU) Je uvažována současná situace se stanovením hodnot součinitelů místního odporu (LCR) prvků ventilačních sítí v jejich aerodynamickém výpočtu. Je uvedena analýza některých moderních teoretických a experimentálních prací v uvažované oblasti a identifikovány nedostatky stávající referenční literatury týkající se vhodnosti použití jejích dat pro provádění technických výpočtů pomocí tabulek MS Excel. Hlavní výsledky aproximace dostupných tabulek pro CMS unifikované T-kusy na větvi na výtlaku a sání ve ventilačních a klimatizačních systémech jsou prezentovány formou příslušných inženýrských vzorců. Je uvedeno posouzení přesnosti získaných závislostí a přípustný rozsah jejich použitelnosti a doporučení pro jejich použití v praxi hromadného navrhování. Prezentace je ilustrována číselnými a grafickými příklady. Klíčová slova:koeficient místního odporu, T, odbočka, výtlak, sání.

MDT 697,9 Stanovení lokálních součinitelů odporu T-kusů ve ventilačních systémech O. D. Samarin, PhD, odborný asistent, Národní výzkum Moskevská státní univerzita stavebního inženýrství (NR MSUCE) Současný stav je posouzen s definicí hodnot koeficientů lokálních odporů (CLR) prvků ventilačních systémů při jejich aerodynamickém výpočtu. Je uvedena analýza některých současných teoretických a experimentálních prací v této oblasti a v existující referenční literatuře jsou identifikovány nedostatky pro použitelnost jejích dat pro provádění technických výpočtů pomocí tabulek MS Excel. Hlavní výsledky aproximace stávajících tabulek k CLR pro stejnoměrné T-kusy na větvi vstřikování a sání ve ventilačních a klimatizačních systémech jsou uvedeny v příslušných inženýrských vzorcích. Je uveden odhad přesnosti získaných závislostí a platný rozsah jejich použitelnosti a doporučení pro jejich využití v praxi hromadného navrhování. Prezentace je ilustrována číselnými a grafickými příklady. klíčová slova:koeficient místního odporu, T, odbočka, vstřik, sání.

Při pohybu proudění vzduchu ve vzduchovodech a kanálech ventilačních a klimatizačních systémů (V a KV) hrají kromě tlakových ztrát třením významnou roli ztráty na místních odporech - tvarové části vzduchovodů, rozvodů vzduchu a síťových zařízení .

Tyto ztráty jsou úměrné dynamickému tlaku R q = ρ proti² / 2, kde ρ je hustota vzduchu přibližně rovna 1,2 kg / m³ při teplotě asi +20 ° C; proti— jeho rychlost [m/s], stanovená zpravidla v úseku kanálu za odporem.

Koeficienty úměrnosti ξ, nazývané místní koeficienty odporu (LCC), pro různé prvky systémů B a KV se obvykle určují z tabulek dostupných zejména v řadě dalších zdrojů a v nich. Největší obtíž je v tomto případě nejčastěji hledání KMS pro odpaliště nebo odbočné uzly. Faktem je, že v tomto případě je nutné vzít v úvahu typ odpaliště (pro průchod nebo odbočku) a způsob pohybu vzduchu (nucené nebo sání), stejně jako poměr proudění vzduchu ve větvi k proudění. v kufru L'o \u003d L o /L c a průřezová plocha průchodu do průřezové plochy kmene F´p \u003d Fp / F s.

U odpališť při sání je také nutné vzít v úvahu poměr plochy průřezu větve k ploše průřezu kmene F´o \u003d F o / F s. V návodu jsou příslušné údaje uvedeny v tabulce. 22:36-22:40. Při provádění výpočtů pomocí excelových tabulek, což je v současné době zcela běžné díky širokému použití různých standardních softwarů a pohodlí při zpracování výsledků výpočtů, je však žádoucí mít analytické vzorce pro CMR, alespoň v nejběžnějších rozsazích změny vlastností odpališť .

Kromě toho by bylo ve vzdělávacím procesu účelné snížit technickou práci studentů a přenést hlavní zátěž na vývoj konstruktivních řešení systémů.

Podobné vzorce jsou k dispozici v tak docela zásadním zdroji, jako je, ale tam jsou prezentovány ve velmi zobecněné podobě, aniž by byly zohledněny konstrukční vlastnosti konkrétních prvků stávajících ventilačních systémů, a také používají značné množství dalších parametrů a vyžadují, v některých případech s odkazem na určité tabulky. Na druhou stranu nově se objevující programy pro automatizovaný aerodynamický výpočet systémů B a KV sice využívají některé algoritmy pro stanovení CMR, ale zpravidla jsou uživateli neznámé, a proto mohou vyvolávat pochybnosti o jejich platnosti a správnosti.

V současné době se také objevují některé práce, jejichž autoři pokračují ve výzkumu s cílem zpřesnit výpočet CMR nebo rozšířit rozsah parametrů odpovídajícího prvku systému, pro který budou získané výsledky platné. Tyto publikace se objevují jak u nás, tak v zahraničí, i když obecně jejich počet není příliš velký a jsou založeny především na numerickém modelování turbulentního proudění pomocí počítače nebo na přímých experimentálních studiích. Data získaná autory jsou však zpravidla obtížně použitelná v praxi hromadného navrhování, protože dosud nejsou prezentována v inženýrské formě.

V tomto ohledu se jeví jako vhodné analyzovat data obsažená v tabulkách a na jejich základě získat aproximační závislosti, které by měly nejjednodušší a nejvhodnější formu pro inženýrskou praxi a zároveň adekvátně odrážely povahu existujících závislostí. pro odpaliště CMR. U jejich nejběžnějších variet – odpališť v pasáži (sjednocené odbočovací uzly) tento problém autor v práci vyřešil. Zároveň je obtížnější najít analytické vztahy pro odpaliště na větvi, protože samotné závislosti zde vypadají komplikovaněji. Celkový pohled na aproximační vzorce, jako vždy v takových případech, je získán na základě umístění vypočtených bodů na korelačním poli a odpovídající koeficienty jsou vybírány metodou nejmenších čtverců, aby se minimalizovala odchylka sestrojeného grafu. pomocí Excelu. Pak pro některé z nejčastěji používaných rozsahů F p / F s, F o / F s a L o / L s výrazy lze získat:

v Hle= 0,20-0,75 a F´o\u003d 0,40-0,65 - pro odpaliště během vstřikování (zásobování);

v Hle = 0,2-0,7, F´o= 0,3-0,5 a F´n\u003d 0,6-0,8 - pro odpaliště se sáním (výfuk).

Přesnost závislostí (1) a (2) je znázorněna na Obr. 1 a 2, kde jsou uvedeny výsledky zpracování tabulky. 22.36 a 22.37 pro KMS unifikované T-kusy (větvené uzly) na větvi kruhového průřezu při sání. V případě obdélníkového řezu se výsledky budou nepatrně lišit.

Je možné poznamenat, že odchylka je zde větší než u odpališť na průchod a činí v průměru 10–15 %, někdy dokonce až 20 %, ale pro inženýrské výpočty to může být přijatelné, zejména s přihlédnutím k zjevné počáteční chybě obsažené v tabulky a současné zjednodušení výpočtů při použití Excelu. Získané vztahy přitom nevyžadují žádná další výchozí data, kromě těch, která jsou již k dispozici v tabulce aerodynamického výpočtu. Musí totiž výslovně uvádět jak rychlosti proudění vzduchu, tak i průřezy v aktuálním a sousedním úseku, které jsou zahrnuty v uvedených vzorcích. V první řadě to zjednodušuje výpočty při používání excelových tabulek. Zároveň Obr. 1 a 2 umožňují ověřit, že zjištěné analytické závislosti zcela adekvátně odrážejí povahu vlivu všech hlavních faktorů na CMR T-kusů a fyzikální podstatu procesů v nich probíhajících při pohybu proudu vzduchu.

Vzorce uvedené v tomto příspěvku jsou přitom velmi jednoduché, přehledné a snadno dostupné pro inženýrské výpočty, zejména v Excelu, i ve vzdělávacím procesu. Jejich použití umožňuje upustit od interpolace tabulek při zachování přesnosti potřebné pro inženýrské výpočty a přímo vypočítat koeficienty lokálního odporu T-kusů na odbočce ve velmi širokém rozsahu poměrů průřezů a průtoků vzduchu v kmeni a větví.

To je docela dost pro návrh ventilačních a klimatizačních systémů ve většině obytných a veřejných budov.

1. Příručka designéra. Vnitřní sanitární zařízení. Část 3. Větrání a klimatizace. Rezervovat. 2 / Ed. N.N. Pavlov a Yu.I. Schiller. - M.: Stroyizdat, 1992. 416 s.
2. Idelchik I.E. Příručka hydraulického odporu / Ed. M.O. Steinberg. - Ed. 3. - M.: Mashinostroenie, 1992. 672 s.
3. Posokhin V.N., Ziganshin A.M., Batalova A.V. K určení koeficientů lokálních odporů rušivých prvků potrubních systémů // Izvestiya vuzov: Stroitel'stvo, 2012. č. 9. s. 108–112.
4. Posokhin V.N., Ziganshin A.M., Varsegova E.V. K výpočtu tlakových ztrát v místních odporech: Soobshch. 1 // Novinky vysokých škol: Stavebnictví, 2016. č. 4. s. 66–73.
5. Averková O.A. Experimentální studie separovaných toků na vstupu do sacích otvorů // Věstník BSTU im. V.G. Shukhov, 2012. č. 1. s. 158–160.
6. Kamel A.H., Shaqlaih A.S. Ztráty třecího tlaku kapalin proudících v kruhových potrubích: Přehled. SPE vrtání a kompletace. 2015. Sv. 30. Ne. 2.Pp. 129–140.
7. Gabrielaitiene I. Numerická simulace systému dálkového vytápění s důrazem na přechodové teplotní chování. Proč. 8. mezinárodní konference „Environmentální inženýrství“. Vilnius. Vydavatelé VGTU. 2011 sv. 2.Pp. 747–754.
8. Horikiri K., Yao Y., Yao J. Modelování toku konjugátu a přenosu tepla ve větrané místnosti pro hodnocení vnitřní tepelné pohody. Budova a životní prostředí. 2014. Ne. 77.Pp. 135–147.
9. Samarin O.D. Výpočet místních odporů ve ventilačních systémech budov // Journal of S.O.K., 2012. č. 2. s. 68–70.

Aerodynamický výpočet vzduchovodů začíná nakreslením axonometrického diagramu (M 1: 100), uvedením čísel sekcí, jejich zatížení L (m 3 / h) a délek I (m). Je určen směr aerodynamického výpočtu - od nejvzdálenějšího a zatíženého úseku k ventilátoru. V případě pochybností se při určování směru počítají všechny možné možnosti.

Výpočet začíná od vzdáleného úseku: určí se průměr D (m) kruhového nebo plocha F (m 2) průřezu obdélníkového potrubí:

Stůl. Požadovaná hodinová spotřeba čerstvého vzduchu, m 3 / h (cfm)

Podle přílohy H jsou nejbližší standardní hodnoty převzaty z: D st nebo (a x b) st (m).

Skutečná rychlost (m/s): nebo
Hydraulický poloměr pravoúhlého potrubí (m):

Reynoldsovo kritérium: Re = 64100 x D st x U skutečnost (pro pravoúhlé potrubí D st = D L).

Koeficient hydraulického tření: λ = 0,3164 x Re - 0,25 při Re ≤ 60000, λ = 0,1266 x Re - 0,167 při Re kde je součet místních koeficientů odporu v sekci potrubí.

Lokální odpory na hranici dvou sekcí (odpaliště, kříže) jsou připisovány sekci s nižším průtokem. Místní koeficienty odporu jsou uvedeny v přílohách.

Schéma přívodního větracího systému obsluhujícího 3podlažní administrativní budovu.

Tabulka 1. Aerodynamický výpočet

č. parcel	napájení L, m 3 / h	délka L, m	U re k, m/s	sekce a x b, m	Uf, m/s	Dl, m	Re	λ	kmc	ztráty v oblasti?p, pa
výstupní PP rošt				0,2 x 0,4	3,1	-	-	-	1,8	10,4
1	720	4,2	4	0,2 x 0,25	4,0	0,222	56900	0,0205	0,48	8,4
2	1030	3,0	5	0,25 x 0,25	4,6	0,25	73700	0,0195	0,4	8,1
3	2130	2,7	6	0,4 x 0,25	5,92	0,308	116900	0,0180	0,48	13,4
4	3480	14,8	7	0,4 x 0,4	6,04	0,40	154900	0,0172	1,44	45,5
5	6830	1,2	8	0,5 x 0,5	7,6	0,50	234000	0,0159	0,2	8,3
6	10420	6,4	10	0,6 x 0,5	9,65	0,545	337000	0,0151	0,64	45,7
6a	10420	0,8	Yu.	ø 0,64	8,99	0,64	369000	0,0149	0	0,9
7	10420	3,2	5	0,53 x 1,06	5,15	0,707	234000	0,0312 x n	2,5	44,2
Celkové ztráty: 185 Poznámka. Pro cihlové kanály s absolutní drsností 4 mm a U f \u003d 6,15 m / s je korekční faktor n \u003d 1,94 (, tabulka 22.12.).

Vzduchovody jsou vyrobeny z pozinkovaného ocelového plechu, jehož tloušťka a rozměry odpovídají cca. N od . Materiál sací šachty je cihla. Jako rozdělovače vzduchu jsou použity nastavitelné rošty typu PP s možnými sekcemi: 100 x 200; 200 x 200; 400 x 200 a 600 x 200 mm, faktor zastínění 0,8 a maximální rychlost výstupní vzduch až 3 m/s.

Odpor izolovaného sacího ventilu s plně otevřenými lopatkami je 10 Pa. Hydraulický odpor instalace ohřívače vzduchu je 100 Pa (podle samostatného výpočtu). Odpor filtru G-4 250 Pa. Hydraulický odpor tlumiče je 36 Pa (dle akustického výpočtu). Na základě architektonických požadavků jsou navrženy pravoúhlé kanály.
Průřezy cihlových žlabů jsou brány podle tabulky. 22.7.

Koeficienty lokálních odporů.

Řez 1. Mřížka RR na výstupu o průřezu 200 x 400 mm (počítáno samostatně):
Dynamický tlak:

KMC rošty (příloha 25.1) = 1,8.
Pokles tlaku v mřížce: Δp - pD x KMC = 5,8 x 1,8 = 10,4 Pa.
Odhadovaný tlak ventilátoru р: Δр ventil = 1,1 (Δр vzduch + Δр ventil + Δр filtr + Δр cal + Δр ztlumení) = 1,1 (185 + 10 + 250 + 100 + 36) = 639 Pa.
Napájení ventilátoru: L ventil \u003d 1,1 x Lsyst \u003d 1,1 x 10420 \u003d 11460 m 3 / h.

Zvolený radiální ventilátor VTS4-75 č. 6.3, verze 1: L = 11500 m 3 /h; Δr ven = 640 Pa (ventilační jednotka E6.3.090 - 2a), průměr rotoru 0,9 x D pom, otáčky 1435 min-1, elektromotor 4A10054; N = 3 kW je instalován na stejné ose jako ventilátor. Hmotnost jednotky 176 kg.
Test výkonu motoru ventilátoru (kW):
Podle aerodynamické charakteristiky ventilátoru je n ventilace = 0,75.

Tabulka 2. Stanovení lokálních odporů

č. parcel	Typ místního odporu	Skica	Úhel α, st.	přístup			Odůvodnění	KMS
				F0/F1	L 0 /L st	f pass / f st
1	Difuzér		20	0,62	-	-	Tab. 25.1	0,09
	Vybrání		90	-	-	-	Tab. 25.11	0,19
	Tee-pass		-	-	0,3	0,8	Aplikace. 25.8	0,2
							Σ	0,48
2	Tee-pass		-	-	0,48	0,63	Aplikace. 25.8	0,4
3	větvové tričko		-	0,63	0,61	-	Aplikace. 25.9	0,48
4	2 vývody	250 x 400	90	-	-	-	Aplikace. 25.11
	Vybrání	400x250	90	-	-	-	Aplikace. 25.11	0,22
	Tee-pass		-	-	0,49	0,64	Tab. 25.8	0,4
							Σ	1,44
5	Tee-pass		-	-	0,34	0,83	Aplikace. 25.8	0,2
6	Difuzor za ventilátorem		h = 0,6	1,53	-	-	Aplikace. 25.13	0,14
	Vybrání	600x500	90	-	-	-	Aplikace. 25.11	0,5
							Σ	0,64
6a	Zmatkač před ventilátorem			D g \u003d 0,42 m			Tab. 25.12	0
7	Koleno		90	-	-	-	Tab. 25.1	1,2
	Louvre mřížka						Tab. 25.1	1,3
							Σ	1,44

Krasnov Yu.S., "Větrací a klimatizační systémy. Návrhová doporučení pro průmyslové a veřejné budovy", kapitola 15. "Thermocool"