Анализ сетевых характеристик при организации защиты проемов завесами

В. Г. Булыгин, генеральный директор ЗАО «НПО «Тепломаш»

Ю. Н. Марр, советник генерального директора ЗАО «НПО «Тепломаш»

В работе [1] была показана несостоятельность стремления к высокой скорости струи на выходе из завесы как средства повышения ее защитных качеств. Физические соображения и анализ расчетных соотношений позволили создать наглядную картину распределения  аэродинамических  параметров, из которой следует однозначный вывод: защитные качества струи повышаются, если при неизменном потоке импульса на выходе скорость уменьшается до определенного предела, а толщина струи растет вместе с расходом. Наряду с этим оказалось целесообразным организовывать защиту на достаточно низком потоке импульса, ненамного превышающем предельную (минимальную) величину. Все вместе позволяет перейти от высоконапорных мощных (радиальных) вентиляторов к низконапорным и относительно маломощным осевым вентиляторам. И, наконец, на примере воздушных (холодных) завес показано, что разумное уменьшение скорости струи с одновременным снижением потока импульса существенно повышает среднюю температуру втекающего воздуха.

Анализ в [1] и полученные выводы опираются на модель шиберующей защиты проема верхней завесой [2]. Принципиально эти выводы справедливы и для боковых завес. Однако из-за сложного автоколебательного взаимодействия встречных струй [3] и неоднозначного представления об осредненной картине течения аналитический аппарат этого случая не столь прозрачен, как для верхних струй. Поэтому пока нет возможности дать ему количественные рекомендации.

Буквальное варьирование параметров завесы в [1] следует рассматривать лишь как инструмент анализа, поскольку в этой процедуре не предусматривался способ обеспечения расхода и давления для ускорения струи. Легко убедиться, что вдоль характеристики вентилятора поток импульса струи не сохраняется неизменным. Поэтому вместе с завесой в [1] фактически варьировался и вентилятор.

В настоящей работе предпринята попытка построения безразмерных сетевых характеристик защиты проема, дающих разработчику завес универсальный механизм анализа возможностей защиты с применением любых вентиляторов, включая специальные их модели, отсутствующие в практике вентиляторостроения и требующие разработки.

1. Проанализируем в общем виде аэродинамические режимы верхней завесы. Воспользуемся для этой цели выражениями показателя работы завесы q и коэффициента эжекции λ по [2]. Под показателем работы завесы понимается относительный расход воздуха q = G_з/(G_н + G_з), где G_з — массовый расход воздуха, подаваемый завесой, G_н — расход наружного воздуха, протекающего в проем при действии завесы. По [2]

q = 2[1 + λ(σ – sinα)]^-1,                                            (1)

λ = {F¯[K + 0,5(σ – sinα + 1)]^-1}^0,5.                                (2)

Здесь К = (ξ/0,55)²cosα, ξ — коэффициент качества струи [2]. Параметр F¯, как обычно, равен F¯= F_пр/f_з = Н_пр/b_з, для верхней завесы он численно равен гидравлической высоте проема и имеет смысл относительного масштаба воздействия. Параметр

σ = (ΔР_пр/ρv_з²)F¯,                                                            (3)

как легко показать, равен σ = I_пр/I_з, где I_пр = ΔР_прF_пр — поток импульса от действия разности давлений в проеме, I_з = G_зv_з — поток импульса струи завесы. Предельный поток импульса завесы, согласно [1], когда вся струя заворачивает в проем, но наружные массы еще не проскакивают под струей, равен I* = I_пр(1 + sinα)^-1, здесь  α — угол струи к плоскости проема. Таким образом, предельное значение параметра σ равно

σ* = 1 + sinα.                                                                         (3-1)

По выражениям (1)–(3) на рис. 1 построена диаграмма аэродинамических режимов для угла струи α = 30° и коэффициента качества ξ = 0,8.  Область рабочих параметров показана на диаграмме в виде высветленного угла. При σ > σ* = 1,5 и любом значении параметра q завеса не защищает проем (под струей проскакивают наружные массы). При  σ < σ*, но  q > 1 завеса избыточна и энергорастратна (на улицу выбрасывается часть ядра постоянного расхода). Показатель q уменьшается вдоль линии σ = Const c ростом гидравлической высоты проема F¯, поскольку постоянство относительного потока  импульса ‹I› = I_з/I* = (1 + sinα)/σ = σ*/σ сочетается с ростом относительного масштаба воздействия F¯. Если рассматривать вариацию защиты с удержанием q = Const, то увеличение масштаба воздействия F¯ потребует наращивания относительного потока импульса ‹I›, т. е. снижения σ.

Таким образом, результаты очевидны: увеличение относительного масштаба воздействия утоняет струю, увеличивает ее гидравлическую длину, усиливает эжекцию и тем самым приводит либо к ослаблению защиты (снижению q), либо требует увеличения относительного потока импульса (для удержания q = Const). Фактически диаграмма на рис. 1 аналогична диаграмме режимов в [1], если заменить параметр σ на ‹I›. В таком виде диаграмма дает ясное представление о связи характерных параметров защиты, позволяет проводить расчеты как проектного, так и поверочного типа, но нисколько не отражает возможностей реализации того или иного варианта защиты вентиляторами. Для этого необходимо перевести рассмотрение в поле режимов защиты в виде безразмерных сетевых характеристик завес, совместимых с характеристиками вентиляторов.

2. По аналогии с безразмерной характеристикой вентилятора введем переменные сетевых характеристик завесы: коэффициент расхода завесы φ = V_з/zf_кv_к и коэффициент давления ψ = P_в/ρv_к²/2, где f_к = πD_к²/4 — площадь рабочего колеса вентилятора с диаметром D_к, v_к = πD_кn/60 — линейная скорость на внешнем радиусе колеса, z — количество вентиляторов, установленных на ширине проема. Для тангенциальных вентиляторов f_к = πD_кL_к, где L_к — длина колеса барабанного типа.  Давление вентилятора в завесе замыкается на скорость струи в сопле v_з = μ(2P_в/ρ)^0,5, где μ — коэффициент, включающий в себя гидравлические потери в промежутке между вентилятором и соплом и потери в сопле (коэффициент расхода). Сетевые характеристики завесы — зависимости ψ от φ — выстраиваются при некоторых заданных условиях. Здесь принято: угол струи к плоскости проема α = 30^°, коэффициент расхода μ = 0,7, коэффициент качества струи ξ = 0,8.

В общем случае, поле рабочих параметров завес в координатах φ-ψ ограничено линиями ‹I› = 1 и q = 1. Область ‹I› < 1 не является рабочей, т. к. наружные массы прорываются под затекающей в проем струей. Область параметров, расположенную выше линии q = 1, также следует считать нерабочей, поскольку при q > 1 часть ядра постоянного расхода струи выбрасывается на улицу и завеса становится энергорастратной. Следует принять во внимание  еще одно ограничение, связанное с конструкцией вентилятора и его компоновкой в завесе. Необходимость ускорения потока в сопле завесы приводит к ограничению диапазона варьирования параметров на рис. 1. Так, если обозначить площадь проходного сечения нагнетательного окна вентилятора f_в, а количество вентиляторов z, то площадь сопла не может быть больше или равной суммарной площади окон вентиляторов:

f_з / (z f_в) ≤ a < 1.                                                                 (4)

Для осевых вентиляторов принимается f_в = f_к = πD_к²/4. В других случаях вводится зависимость f_в = сf_к, например, для радиальных прямоточных вентиляторов со свободным колесом в квадратном корпусе принято с = 3,4, для радиальных вентиляторов типа DD с двусторонним всасыванием с = 0,58 (для DD ширина нагнетательного патрубка принята от спиральной стенки до языка, а  f_к = 2πD_к²/4).

3. Рассмотрим поле рабочих параметров в координатах φ-ψ. Поскольку параметр σ можно представить в виде

σ = (πχ/μ)/(φ√ψ),                                                                      (5)

то относительный поток импульса равен

‹I› = I_з/I*= (1 + sinα)/σ = (μ/πχ) (1 + sinα)φ√ψ,                        (6)

где π и χ — параметры сетевой характеристики завесы: π = ΔР_пр/(ρv_к²) — относительная разность давлений в проеме, масштабированная по скорости рабочего колеса вентилятора, χ = F_пр/(zf_к) — относительная площадь проема, масштабированная по площади рабочих колес вентиляторов в завесе. Между параметрами χ и F̅ = F_пр/f_з имеется очевидная связь через неравенство (4) χ ≤ саF̅.

В целом, обратная величина произведения πχ

1/ πχ = I_к/I_пр, I_к = zf_кρv_к²                                                         (7)

дает соотношение между потенциальным потоком импульса, характерным для данного вентилятора, I_к и непосредственным воздействием разности давлений в проеме I_пр.   (назовем это отношение потенциальной вооруженностью защиты). Параметр 1/πχ играет важную роль в привязке вентилятора к защите проема, входит в выражения (6) и (10).

Линии ‹I› = 1 в координатах φ-ψ получаются непосредственно из (6). Линии             q = Const в координатах φ и ψ можно получить из (1) и (2) исключением σ. При этом возникает квадратное уравнение относительно λ. Решение уравнения допускает упрощение и записывается в виде

λ ≈ (F¯/(K + 0,5))^0,5 – A, A = 0,5(1/q – 0,5)/(K + 0,5).                 (8)

Подстановка (8) в (1) дает зависимость σ от F¯ вдоль линии q = Const

σ = (2/q – 1)[(F̅/(K + 0,5))^0,5 –  А]^-1 + sinα.                             (9)

Переменная F̅, выраженная через φ и ψ, имеет вид F̅ = (χμ√ψ)/φ. Подставив в (9) переменные σ  и F̅ и преобразовав выражение, получим уравнение, связывающее переменные ψ  и φ вдоль заданного значения q = Const

1/φ² = (μ/πχ)ε{(2/q – 1)[(μχε/(K + 0,5))^0,5 – 0,5(1/q – 0,5)/(K + 0,5)]^-1 + sinα },    (10)

где ε = (√ψ)/φ — новая переменная. В частности, для q = 1 будет

1/φ² = (μ/πχ)ε{[(μχε/(K + 0,5))^0,5 – 0,25/(K + 0,5)]^-1 + sinα }.                 (10-1)

Линии компоновочных ограничений вентиляторов по выражению (4) в переменных ψ-φ имеют вид

f_з / (z f_в) = φ/(сμ√ψ) ≤ a.                                                          (11)

Характерно, что компоновочные границы, согласно (11), не зависят от параметра защиты 1/χπ, поэтому их положение в поле характеристик остается неизменным.

Рис. 2. Поле сетевых характеристик защиты верхними завесами.

Параметр вооруженности защиты 1/πχ: ‹1› – 62,5, ‹2› – 25, ‹3› – 6,3, ‹4› – 2,1.

Характеристики вентиляторов: 1 — DD 9-9 (полное давление), 2 — ВРП-8, 3 — ВО-8,            4 — ОВ-121К(15^°), 5 — ОВ-121К(10), 6 — моделируемый типа ВРП.

Компоновочные границы: АА — для осевых вентиляторов, ВВ — ВРП, СС — радиальных типа DD          

На рис. 2 нанесены области рабочих параметров завес в виде подцвеченных углов между линиями ‹I› = 1 и q = 1 для нескольких значений параметра 1/πχ в диапазоне 1/πχ = 2 – 70. Подцвеченные углы полностью идентичны высветленному углу на рис. 1. Видно, что чем выше потенциальная вооруженность защиты, тем ниже располагается зона рабочих параметров, т. е. защита реализуется на вентиляторах со все более низким давлением и, соответственно, со все меньшей скоростью струи в сопле. Границы применимости вентиляторов при степени поджатия сопла завесы а = 0,8 нанесены на рис. 2 для осевых вентиляторов с параметром с = 1, для радиальных прямоточных вентиляторов (ВРП) при с = 3,4 и для радиальных типа DD при с = 0,58. Как видно, условие (11) значительно ограничивает возможности защиты проемов.

На том же рис. 2 нанесены характеристики нескольких типов вентиляторов. У осевых вентиляторов ВО-8 (число лопастей z_к = 3, характеристика пересчитана по данным каталога [5]) и ОВ-121К (z_к = 4, θ_к = 10° и 15°) [8] лишь небольшая левая часть характеристики лежит в разрешенной зоне. Напротив, характеристика радиального прямоточного вентилятора УНИВЕНТ-8-4-2 (пересчитано по данным из каталога [6]) целиком расположена значительно выше компоновочной границы. Характеристика радиального вентилятора DD 9-9 двустороннего всасывания с электродвигателем мощностью 0,746 кВт (пересчитано по каталогу [7]) лежит в области высоких значений коэффициентов давления и расхода и лишь малая ее часть попадает в зону компоновочных ограничений. Рис. 2 позволяет позиционировать различные типы вентиляторов по параметру вооруженности защиты 1/πχ. Так, высоконапорные  вентиляторы типа DD попадают в области наименьшей вооруженности, осевые  вентиляторы — в области наибольшей вооруженности. Объяснение этому феномену дано в разделе 5.

 4. Представление поля рабочих параметров в ψ-φ-переменных дает универсальный механизм для анализа всех деталей организации шиберующей защиты проема. Пусть, например, в проеме 6*6 м действует разность давлений 8 Па. Предполагается организовать защиту в режиме q = 1с помощью осевых вентиляторов с диаметром колеса 0,8 м и частотой вращения 1450 об/мин. Соответственно, f_к = 0,503 м², v_к = 60,7 м/с. Принимая z = 6, найдем π = 0,0018 и χ = 11,9, а также 1/πχ = 46,5. По выражению (6) выстраивается линия ‹I› = 1, а по (10-1) линия q = 1 (см. рис. 3) для заданного параметра вооруженности 46,5. В данном варианте линия q = 1 пересекает  характеристику вентилятора ОВ- 121К(15°) в точке φ = 0,12, ψ = 0,088. Точка находится в разрешенной по (11) области. Если бы для тех же самых условий защита была организована на базе вентилятора с диаметром колеса 0,63 м и с той же частотой вращения, то при z = 6 мы имели бы π = 0,0029, χ = 19,2, 1/πχ = 18,0. Понятно, что с уменьшением диаметра колеса потенциальная вооруженность снижается, область рабочих параметров перемещается вверх по коэффициенту давления ψ. При этом вентилятор     ОВ-121К с колесом 0,63 м уже не попадает в область с вооруженностью 1/πχ = 18. Внутри этой области лежит характеристика другого осевого вентилятора ВО-6,3, однако на нем могут быть реализованы только режимы с q < 1. И лишь прямоточный вентилятор со свободным радиальным колесом ВРП-6,3 удовлетворяет требованию q = 1. Точка пересечения характеристики с линией q = 1 находится далеко от границы по (11) в области больших скоростей струи и мощности вентилятора. Было бы выгоднее иметь ВРП-6,3 со значительно пониженной характеристикой и точкой пересечения ориентировочно при φ ≈ 0,35, ψ ≈ 0,05.

Рис. 3. Оценочные построения в поле сетевых характеристик.

‹1› – 1/πχ = 46,5, ‹2› — 18, АА и ВВ — как на рис. 2

Возможности воздействия на характеристики вентиляторов заданной аэродинамической схемы весьма ограниченны. Например, в осевых вентиляторах можно уменьшать число лопаток и изменять угол установки лопатки (смотреть характеристики ОВ-121К с углами 10 и 15° на рис. 2). Уменьшение угла снижает характеристику и переводит ее в область меньших расходов. В радиальных прямоточных вентиляторах можно рекомендовать уменьшение относительного диаметра рабочих колес до D = 0,9 — характеристика опустится и переместится в область меньших расходов. И в том и в другом случае воздействия не могут существенно изменить характеристик вентиляторов в нужном направлении. Поэтому в ряде случаев речь может идти о разработке специальных вентиляторов с низконапорными и относительно высокорасходными характеристиками, располагающимися выше компоновочных границ. 

Моделирование характеристики вентилятора в заданном диапазоне параметров может стать основой для разработки специального вентилятора или модернизации существующего. Решение задачи в этом направлении упрощается тем, что, в отличие от вентиляторов общего назначения, для вентиляторов завес нет необходимости добиваться высокого КПД. Вентиляторы в завесах работают периодически и непродолжительно, затраты тепловой энергии, равно как и энергосбережение, намного превышают затраты электроэнергии на привод вентиляторов. Если же завесы не имеют источника тепла, то величина энергосбережения от защиты ненагретой струей все равно многократно превышает перерасход электроэнергии от работы вентиляторов с низким КПД.

5. Задача организации защиты может решаться и при альтернативной постановке.    Задан вентилятор, заложенный в завесу (его характеристика), например, ОВ-121К (10^°) с колесом диаметром 0,8 м и частотой 1450 об/мин. Размеры проема 6х6 м. Необходимо найти разность давлений, при которой проем может быть защищен завесой в режиме    q = 1 различным числом вентиляторов на ширине проема. Выбрана рабочая точка на характеристике φ = 0,13, ψ = 0,054 (рис. 2). В табл. 1 представлены три варианта устройства завесы на вентиляторе ОВ-121К. В первом варианте z = 6. Второй вариант предполагает удвоение числа вентиляторов с их сдвоенным расположением поперек размаха сопла. В третьем варианте установлено по три вентилятора поперек размаха сопла, подобно завесе КЭВ-П8010А из каталога [9]. Параметр χ убывает обратно пропорционально числу вентиляторов z. По выражению (10-1) для каждого варианта вычисляется π в зависимости от χ, после чего возникает оценка вооруженности защиты.  Понятно, что наращивание числа вентиляторов на проеме заданной высоты при условии неизменной аэродинамики (q = 1) может потребоваться только в случае увеличения разности давления в проеме. Это и находит свое отражение в сбалансированном росте параметра π. Рост ΔР_пр, однако, столь существенен, что, в целом, внешнее воздействие на проем начинает превалировать и потенциальная вооруженность защиты 1/πχ снижается, несмотря на возрастание z. Опережающий рост ΔР_пр, а вместе с ним I_пр и I* определяет в соответствии с (6) устремление ‹I› → 1.

В той же таблице приведены аналогичные оценки для значительно более высоконапорного радиального вентилятора двустороннего всасывания DD 9-9 c диаметром колеса 0,23 м и частотой 1350 об/мин. Его рабочая точка выбрана на компоновочной границе (рис .2): φ = 0,75, ψ = 3,6. Как видно, и коэффициент расхода и коэффициент давления в разы превышают аналогичные величины для вентилятора ОВ-121К. Однако значительно меньший диаметр колеса, чем у ОВ-121К, и его окружная скорость определяют заметно меньшую разность давлений в проеме и расход воздуха. Напротив, высокий коэффициент давления даже при относительно небольшой окружной скорости создает условия для развития высокой скорости струи в сопле (21 м/с против 9,9 м/с). Все вместе формирует высокоскоростную защиту с тонкой гидравлически длинной струей в отличие от аэродинамической структуры на основе ОВ-121К.

Для сравнения защит обоими типами вентиляторов при одинаковых разностях давления в проеме у вентилятора DD 9-9 дополнительно введен вариант с числом           z = 14, для которого ΔР_пр = 7,3 Па, почти как в первом столбце табл. 1. Сравнение параметров первого и предпоследнего столбцов табл. 1 приводит к важным выводам. Во-первых, с повышением давления вентилятора, утонением и ускорением струи  увеличивается гидравлическая высота проема (относительный масштаб воздействия). Безразлично, происходит это за счет роста высоты проема или уменьшения ширины сопла. При условиях ΔР_пр = Const, q = Const это приводит к неизбежному росту потока импульса струи, удалению режима от предельного и увеличению относительного потока импульса ‹I›. Во-вторых, в соответствии с (6), у защиты вентилятором ОВ-121К  при неизменных φ  и ψ вооруженность снижается вместе с ‹I›, но остается на достаточно высоком уровне, тогда как с вентилятором DD 9-9 из-за опережающего роста   φ и ψ  параметр 1/πχ резко убывает. Этим объясняется общее снижение вооруженности защиты при повышении давления вентиляторов на рис. 2.

Наконец, мощность, потребляемую вентиляторами N_з, можно представить в виде

N_з = К_з/ημ²,                                                                                 (12)

где К_з = 0,5v_зI_з = 0,5v_з‹I›I* — поток кинетической энергии струи на выходе из сопла, η — КПД вентилятора. При рассмотрении режимов с сохранением условий предельного режима I* = Const мощность вентиляторов завесы растет вместе с произведением относительного потока импульса на скорость струи, что и подтверждается сравнением первого и предпоследнего столбца табл. 1. В этих вариантах разности давления в проеме почти одинаковы, режим защиты один и тот же (q = 1), а мощности вентиляторов отличаются более чем в 2 раза.

6. Отдельной задачей организации защиты является определение высоты установки завесы с заданной характеристикой вентиляторов, заданным показателем q, углом α и условиями защиты: наружная температура t_нар, температура внутри помещения t_вн, расчетная скорость ветра v_ветр. Если разность давлений в проеме определить для случая продуваемого помещения без осложняющих обстоятельств, то

ΔР_пр = gΔρ(H_пр/2) + 0,5K_ветрρ_нарv_ветр²,                                                       (13)

где Δρ = ρ_нар – ρ_вн = 353/(1/T_нар – 1/T_вн), К_ветр — коэффициент, совокупно учитывающий наружную аэродинамику здания и внутренние особенности аэрационных проемов, Т — абсолютные температуры. Подстановка (13) в (3) и преобразования дают выражение

σ = e₁F¯² + e₂F¯,                                                         (14)

где e₁ = 0,5gΔρb_з/(ρv_з²), e₂ = 0,5K_ветрρ_нарv_ветр²/(ρv_з²).

Подстановка (14) совместно с (2) в (1) позволяет после преобразований и незначительных упрощений получить уравнение относительно F¯

e₁F¯² + e₂F¯ – sinα = 0,25q̂²/ F¯ + q̂√(K’/ F¯),                                     (15)

где q̂ = 2/q – 1, K’ = К + 0,5 = (ξ/0,55)²cosα  + 0,5. Численное решение уравнения (15) дает высоту установки завесы (высоту проема) Н_пр =  b_зF¯ в зависимости от наружных условий, некоторых внутренних особенностей здания и заданной аэродинамики защиты. Для помещений герметичного типа можно принять е₂ = 0. Численное решение упрощенного уравнения (15) в диапазоне параметров t_нар= 0 ^°С – минус 40 ^°С, t_вн = 5 ^°С – 20 ^°С для q = 1 и α = 30^° допускает аппроксимацию

F¯ = 28,2(1000е₁)^-0,451                                                                                     (16)

в диапазоне 1000е₁ = 0,06–130. Можно привязать параметр е₁ к конкретному вентилятору, введя его характеристики

е₁ = (0,5gΔρ/ρ)(f_кz/Bv_к²)(φ/μ³ψ^3/2).                                  (17)

Численные оценки показали, что уменьшение угла струи к плоскости проема до нуля приводит к уменьшению высоты установки завесы на 30%

Н_пр(α=0) = 0,7Н_пр(α=30⁰₎,

для промежуточных значений угла следует пользоваться интерполяцией.

В случаях более слабой аэродинамической защиты (q < 1) высота установки завесы повышается Н_{пр (q < 1)}  > Н_{пр (q = 1)}.

В заключение раздела приведем расчетное выражение температуры смеси, втекающей в помещение от защищенного проема, для условий аппроксимации (16)

t_см = 0,811(t_вн – t_нар) + t_нар.                                                              (18)

Теплопотери струи для получения (18) вычислялись по [1,4].

7. В нижней части рис. 2 приведена модельная характеристика гипотетического предельно низконапорного вентилятора, предположительно имеющего конструкцию типа   ВРП. Рабочая точка выбрана вблизи компоновочной границы для ВРП: φ = 0,18, ψ = 0,01, диаметр колеса 0,8 м, частота 1450 об/мин. Результаты оценки приведены в последнем столбце табл. 1. Для защиты ворот высотой 6 м при той же разности давлений 7,2 Па потребуется завеса с 7 вентиляторами на проем шириной 6 м. Мощность вентиляторов будет всего 1,5 кВт. Воображаемый вентилятор создает высокую вооруженность защиты (1/πχ ≈ 60). Его рабочая точка располагается ближе всех к предельному режиму (‹I› = 1,13). Помимо низких затрат мощности на привод вентиляторов защита низконапорными вентиляторами заметно эффективнее по энергосбережению. Температура втекающей в проем смеси по [4] при t_вн = 20 ^°С и  t_нар= -26 ^°С будет в данном примере t_см  = 14,1 ^°С. Последнее объясняется более  низкими тепловыми потерями с уходящими на улицу массами в связи с низкими скоростями струи и ее большей толщиной [1,4]. Тепловая мощность компенсациитакже является наименьшей из всех трех примеров.

Уже в [1] было отмечено, что ориентация на защиту проемов завесами с низконапорными вентиляторами чревата сильным ростом габаритов завес. Повышая вооруженность защиты и вместе с ней энергоэффективность, можно, конечно, довести до абсурда защитное инженерное сооружение. Однако когда речь идет о защите огромных проемов самолетных ангаров и цена вопроса по поддержанию внутри ангара положительной температуры выражается в мегаваттах (а иногда и в десятках мегаватт) тепловой мощности компенсации теплопотерь, может оказаться оправданным применение низконапорных вентиляторов с низкой скоростью струи и большими размерами сопла. При этом в несколько раз снижается установленная мощность привода вентиляторов. Подобную трансформацию завес можно рассматривать как еще одну рекомендацию по организации нестандартной защиты проемов больших размеров [10].

Результаты разделов 3–7 наглядно демонстрируют возможности сетевых характеристик для анализа и оценок организации защиты проемов завесами с различного типа вентиляторами и наглядно показывают энергетическое преимущество защиты низкоскоростными струями.

8. Нестандартность защиты завесами с низконапорными вентиляторами достаточно условна, поскольку сами завесы отличаются от своего стандартного исполнения только непривычно низкими скоростями струи и сильно увеличенными размерами сопла. В качестве действительно нестандартной альтернативы для реализации низкоскоростной струи напрашивается эжекционная схема завесы. Однако значительные потери импульса в таких устройствах, их крайне низкий КПД сводят на нет возможности применения воздухо-воздушных эжекторов. Кроме того, весьма проблематичной является экономия габаритных размеров в таких устройствах.

Между тем прямая и относительно несложная реализация эжекционной схемы   предложена в [4] в виде экранированной струи. Свободная затопленная струя естественным образом эжектирует окружающие массы и увеличивает свой расход. В отличие от всех эжекционных устройств, это происходит без потерь потока импульса. Соответственно, среднемассовая скорость уменьшается вдоль струи обратно пропорционально массовому расходу. В [4] завеса-источник струи отодвинута от верхнего створа проема внутрь помещения на некоторое расстояние. При этом часть струи формируется из внутреннего воздуха и к верхнему створу проема струя подходит с увеличенным против заданного завесой расходом и уменьшенной скоростью. После выхода струи из-под верхнего створа в проем эжекция наружных и внутренних масс протекает по тем же закономерностям как минимум до точки начала разворота струи внутрь помещения. Можно рассчитать такой режим, когда в проем затечет не только ядро постоянного расхода, но и массы, эжектированные струей от выхода из завесы до верхнего створа проема. Этот режим будет реализацией воображаемой завесы с тем же потоком импульса, что и у отодвинутой оригинальной, но увеличенным расходом воздуха, уменьшенной начальной (от створа) скоростью струи и обобщенным показателем работы по [4] ‹q› = 1. В этом режиме все остальные наружные массы, эжектированные на пути от верхнего створа до точки начала разворота струи, отделяются и уходят обратно на улицу.

Чем глубже отодвинута завеса от верхнего створа, тем сильнее эффект экранирования. Если при нулевом экранировании для заданных условий защиты завеса обеспечивает показатель работы q < 1, то по мере наращивания экранирования параметр ‹q› будет приближаться к единице и даже может превысить ее. Границей экранирования является равенство ‹q› = 1. В [4] показано, что с увеличением степени экранирования холодными струями повышается средняя температура смеси, втекающей в проем, и уменьшается тепловая мощность компенсации (подогрева втекающей смеси от температуры смеси до внутренней температуры воздуха в помещении). Исходя из выводов [1] о существовании   предельного потока импульса I*, охватывающего широкий диапазон режимов показателя q, включая q = 1, можно говорить о том, что в [4] предельный поток импульса впервые был обнаружен во всей полноте (но не обозначен). Расчеты показали, что экранирование струи на предельном потоке импульса оказывается самым эффективным в плане повышения температуры втекающей смеси. Этот результат полностью совпал с выводами [1].

К сожалению, метод экранирования не позволяет сэкономить потребляемую мощность вентиляторов, поскольку в основе такой защиты остаются относительно высокоскоростные струи, а значит, и вентиляторы не низкого давления. Тем не менее реальные обстоятельства могут не позволить создать защиту на воображаемом вентиляторе с низкой мощностью и соображения многократного выигрыша от экранированной завесы будут оправдывать применение мощных вентиляторов, например, даже типа ВРП.

Заключение

Введенные сетевые характеристики оказались универсальным механизмом анализа возможностей защиты проема как по аэродинамическим режимам (при любых рациональных параметрах q и ‹I›), так и по эффективности вентиляторов с характеристиками в любом диапазоне коэффициента давления. Выяснилось, что чем выше давление вентилятора при прочих равных условиях и, соответственно, выше развиваемая в сопле завесы скорость струи, тем ниже вооруженность защиты независимо от числа вентиляторов на единицу длины размаха проема, тем выше мощность привода вентиляторов для достижения того же эффекта, тем сильнее отодвинут рабочий режим от предельного и тем ниже температура смеси, втекающей в помещение от проема. И, напротив, повышение температуры смеси и уменьшение мощности вентиляторов может быть реализовано только снижением скорости струи в сопле завесы.

Выяснилось также, что некоторые типы вентиляторов имеют сильные компоновочные ограничения, препятствующие использованию всего диапазона их характеристик.       Прямой реализацией выводов работы оказалась схема экранирования струи завесы даже несмотря на некоторый перерасход потребляемой вентиляторами энергии.

Таким образом, представленный материал является надежным инструментом не только при разработке новых завес, но и при проектировании защиты проемов в нестандартных случаях. 

Таблица 1. Параметры защиты завесами с вентиляторами ОВ-121К, DD 9-9 и моделируемым

Литература

1. Ю. Н. Марр. Об одном заблуждении при организации защиты проемов завесами // Инженерные системы. АВОК-Северо-Запад. № 4, 2015.
2. Ю. Н. Марр. Физическое моделирование защиты проемов завесами // Инженерные системы. АВОК-Северо-Запад. № 1, 2014.
3.  Ю. Н. Марр. Автоколебания встречных струй в проеме, защищенном двусторонней боковой завесой // Инженерные системы. АВОК-Северо-Запад. № 3, 2012.
4. Ю. Н. Марр. Экранирование струй шиберующих завес // Инженерные системы. АВОК-Северо-Запад. № 1, 2015.
5. Каталог «Тепломаш. Вентиляторы. 2014–2015».
6. Каталог 2015–2016 «Воздухоприточные установки. Вентиляторы. Воздушно-тепловые завесы. Отопительное оборудование. Сетевое оборудование. Группа компаний «Инновент».
7. Каталог «Direct drive centrifugal fans. Shevah blowers» Израиль.
8. И. В. Брусиловский. Аэродинамические схемы и характеристики осевых вентиляторов ЦАГИ. Справочное пособие. М.: Недра. 1978.
9. Каталог «Тепломаш. Воздушно-тепловые завесы. Тепловентиляторы. 2014–2015».
10. Ю. Н. Марр. Защита проемов больших размеров. Проблемы и решения // Инженерные системы. АВОК-Северо-Запад. № 2, 2015.

Скачать статью в pdf-формате: Анализ сетевых характеристик при организации защиты проемов завесами

Адиабатическое увлажнение воздуха в кондиционерах с DEC-системой. Расчет величины косвенного охлаждения

В. Е. Воскресенский, профессор СПбГЛТУ

А. М. Гримитлин, директор ООО НПП «Экоюрус-Венто»

Система осушительного и испарительного охлаждения — Desiccative and Evaporative Cooling (DEC), применяемая в кондиционерах, принадлежит к «экологически чистым» системам, которые отвечают требованию «обеспечения устойчивости среды обитания», предъявляемому международными рейтинговыми программами LEED, BREEM, DGNB к инженерным системам ОВК нового поколения.

В основе DEC-системы [1] лежит адиабатическое увлажнение приточного и вытяжного воздуха (см. справку), которое сопровождается его косвенным адиабатическим охлаждением на величину , определяемую из выражения , где t_c, t_м — температура воздуха перед адиабатическим увлажнителем по сухому и мокрому термометрам, °С; Е — эффективность увлажнителя в долях единицы.

Однако в технической литературе отсутствует научно обоснованная методика определения значений температур t_м и t_c приточного и вытяжного воздуха перед адиабатическим увлажнителем, что затрудняет получение точных величин  при изменяющихся значениях температуры t₁ и влагосодержания d₁ наружного воздуха.

Справка [2]. Адиабатическим увлажнением называется процесс повышения влагосодержания воздуха с сохранением энтальпии — без подвода или отвода энергии из системы. Увлажнители, работающие по этому принципу, распыляют воду в виде мельчайших капель, которые моментально испаряются в воздухе.

Рис. 1. Процесс адиабатического увлажнения воздуха

Поскольку подобный процесс сам по себе является энергозатратным, для испарения 1 кг воды требуется подвести энергию около 0,71 кВт·ч, таким образом происходит отбор явной теплоты от воздуха и перевод ее в скрытую теплоту, т. е. с понижением температуры (рис. 1).

В статье на примере рассмотрения параметров воздушных потоков линий вытяжки и притока кондиционера с классической DEC-системой [1] по зонам тепловлажностного состояния воздуха (рис. 2) приводится вывод аналитических зависимостей для определения температуры по мокрому термометру приточного t_м4 и t_м6 вытяжного воздуха перед адиабатическими увлажнителями 8 и 9, а также алгоритм определения величины косвенного адиабатического охлаждения воздушных потоков  и дефицита влаги Dd^5,4, Dd^7,6 перед адиабатическими увлажнителями, необходимого для расчета  производительности увлажнителей.

Принципиальная схема кондиционера с классической DEC-системой приведена на рис. 2.

Рис. 2. Принципиальная схема кондиционера с классической DEC-системой и нумерацией зон тепловлажностного состояния воздушных потоков линий вытяжки и притока:

1, 2 — приточная и вытяжная камеры; 3, 4 — радиальные вентиляторы приточной и вытяжной камер; 5 — DEC-система; 6 — адсорбционный роторный рекуператор; 7 — роторный теплообменник; 8, 9 — адиабатические увлажнители приточного и вытяжного воздуха; 10 — нагреватель вытяжного воздуха; зоны 1–11 с параметрами t_i, d_i, j_i, i_i

Вывод аналитической зависимости для t_м4 в зоне 4 кондиционера

Адиабатическое увлажнение приточного воздуха в зоне 4 кондиционера осуществляют в холодный период года. Вывод аналитической зависимости для определения температуры приточного воздуха по мокрому термометру t_м4 перед адиабатическим увлажнителем построен на следующих основополагающих принципах:

1.  Удельные энтальпии приточного воздуха перед адиабатическим увлажнителем i₄ и после адиабатического увлажнителя i₅ равны между собой (i₄ = i₅).

2. Удельная энтальпия приточного воздуха перед адиабатическим увлажнителем i₄ равна удельной энтальпии насыщенного влагой приточного воздуха , определяемой по температуре мокрого термометра t_м4 и влагосодержанию насыщенного воздуха

3. На i—d-диаграмме удельные энтальпии i₄, i_н4^м и i₅ совмещены между собой, а координаты температуры приточного воздуха на выходе из адиабатического увлажнителя t₅ при влагосодержании d₅ и перед адиабатическим увлажнителем по сухому t₄ и мокрому t_м4 термометрам при влагосодержаниях d₄ и  лежат на одной изоэнтальпии.

4. Косвенное адиабатическое охлаждение приточного воздуха с температуры t₄ до температуры t₅ при адиабатическом увлажнении протекает на i-d-диаграмме по изоэнтальпии i₄.

5. При определении температуры приточного воздуха перед адиабатическим увлажнителем по мокрому термометру t_м4 следует учитывать конечную температуру приточного воздуха после адиабатического увлажнителя t₅ и влагосодержание приточного воздуха d₄ перед адиабатическим увлажнителем.

При выводе аналитической зависимости для определения температуры t_м4 использовались следующие формулы [3]:

удельная энтальпия приточного воздуха перед адиабатическим увлажнителем i₄ (зона 4 на рис. 1)

i₄ = C_pct₄ + (С_рпt₄ + r₀) d₄·10^–3;         (1)

удельная энтальпия насыщенного влагой приточного воздуха перед адиабатическим увлажнителем  (зона 4 на рис. 1)

i_H4^M= C_pct_м4 + (С_рпt_м4 + r₀) d_н4·10^–3;           (2)

величина косвенного адиабатического охлаждения приточного воздуха, обеспечиваемая при его адиабатическом увлажнении

Δt^ад_охл= (t₄ – t_м4) Е.                                                          (3)

Температура приточного воздуха перед адиабатическим увлажнителем (зона 4, рис. 1)

(4)

В формулах (1)÷(4) обозначено:

• C_pc— удельная изобарная массовая теплоемкость сухого воздуха, кДж/(кг·К), C_pc= 1,005;

• C_pп — удельная изобарная массовая теплоемкость водяного пара, кДж/(кг·К), C_pп = 1,805;

• r₀ — удельная массовая теплота парообразования при t = 0 °C, r₀ = 2501 кДж/кг;

• t₄, t_м4 — температура приточного воздуха перед адиабатическим увлажнителем соответственно по сухому (t₄) и мокрому (t_м4) термометрам, °С;

• d₄ — влагосодержание приточного воздуха перед адиабатическим увлажнителем при t₄, г/кг сух. возд.;

• d_н4 — влагосодержание насыщенного влагой приточного воздуха перед адиабатическим увлажнителем при t_м4, г/кг сух. возд.;

• Е — коэффициент эффективности адиабатического увлажнителя.

Из (4) имеем

(5)

Из (1) имеем

(6)

Производим в (6) замену  где К_м — число значений t_м4 в .

Получим

(7)

Приравнивая (5) и (7) и решая систему из двух уравнений относительно t_м4, получаем аналитическую зависимость для определения температуры приточного воздуха по мокрому термометру t_м4 перед адиабатическим увлажнителем 8:

(8)

Производим в (8) следующие замены:

(1 – Е) r₀ = (1 – 0,85) 2501 = 375,15

К_м (1 – Е) = К_м (1 – 0,85) = 0,15 К_м.

Окончательно получаем аналитическую зависимость для определения температуры t_м4, удобную для инженерных расчетов,

(9)

Температура приточного воздуха на выходе из адиабатического увлажнителя t₅ DEC-системы задается проектировщиком, а точность ее определения с применением полученной по (9) температуры t_м4 проверяется по алгоритму и формулам, приведенным в табл. 1.

Точность получения расчетных значений t₅ относительно заданного проектировщиком значения t₅ зависит от точности определения в (9) коэффициента K_M = i_H4^M /t_M4.

Таблица 1.

Алгоритм и расчетные формулы для определения параметров приточного воздуха t_м4, t₄,  и Dd ^5,4 в холодный период года при t₁ = 10÷(–30) °C, j₁ = 0,83; t₆ = 23 °C; j₆ = 0,5 и для получения приточного воздуха с t₅ = 19 °C и высокой относительной влажностью  j₅ > 0,75

Зона	Параметры	Формулы	Результаты расчета при t1, °C
			t1 = 10	t1 = 0	t1 = –1	t1 = –30
1	d1, г/кг сух. возд.

при Р_бар = 101 000 Па

6,343,142,890,194

6d₆, г/кг сух. возд.

при Р_бар = 101 000 Па

8,778,778,778,779d₉, г/кг сух. возд.d₉ = d₈ = d₇ = d₆8,778,778,778,772d₂, г/кг сух. возд. 7,435,675,544,054d₄, г/кг сух. возд.d₄ = d₃ = d₂7,435,675,544,054t_м4, °Спри t₅ = 19 °С17,2К_м = 2,8116,7К_м = 2,8116,6К_м = 2,8116,2К_м = 2,814d_н4, г/кг сух. возд.по справочным таблицам12,326411,934211,857211,55334, кДж/кг

 i_H4^M= C_pct_м4 ++ (С_рп t_м4 + r₀)d_н4 · 10^–3

48,547,046,745,54i₄, кДж/кгi₄= C_pct₄ ++ (С_рпt₄ + r₀)d₄ · 10^–3i₄ = i_H4^M48,547,046,745,54t₄, °С 29,432,332,435,04, °С 10,413,313,416,05t₅, °С

(Проверка)

19,019,019,019,05i₅, кДж/кг

i₅ = C_pct₅ + (С_рпt₅ + r₀)d₅ · 10-³

i₅ = i₄

48,547,046,745,55d₅, г/кг сух. возд. 11,611,010,8910,425,4Δd ^5,4, г/кг сух. возд.Δd ^5,4 = d₅ – d₄4,175,335,356,355Р_п5, Па

при Р_бар = 101 000 Па

1849,11755,11739,41664,15Р_н5, Па

По справочным таблицам2197,82197,82197,82197,85Δ_5Δ5= Р_п5/ Р_н50,840,80,790,76

Из табл. 1 следует, что для получения постоянного значения температуры приточного воздуха t₅ = 19 °C в холодный период года, при изменении температуры наружного воздуха в диапазоне t₁ = 10÷(–30) °C, при параметрах вытяжного воздуха t₆ = 23 °C, d₆ = 8,77 г/кг сух. возд. и совместном использовании адсорбционного колеса Hoval с эффективностью рекуперации влаги  Φ_R1^d= 0,45 [4] и адиабатического увлажнителя происходит следующее изменение значений параметров приточного воздуха перед адиабатическим увлажнителем:

• влагосодержание d₄ уменьшается с 7,43 до 4,05 г/кг сух. возд.;

• температура по мокрому термометру t_м4 уменьшается с 17,2 до 16,2 °С;

• удельная энтальпия i₄ = i_H4^M уменьшается с 48,5 до 45,5 кДж/кг;

• температура по сухому термометру t₄ увеличивается с 29,4 до 35,0 °С;

• величина косвенного адиабатического охлаждения Δt^ад_охл увеличивается с 10,4 до 16,0 °С;

• величина дефицита влаги перед адиабатическим увлажнителем Dd ^5,4 увеличивается c 4,17 до 6,35 г/кг сух. возд.;

• относительная влажность приточного воздуха j₅ уменьшается с 0,84 до 0,76.

Приведенный в табл. 1 алгоритм определения величины косвенного адиабатического охлаждения Δt^ад_охл приточного воздуха  при его адиабатическом увлажнении и совместном использовании адсорбционного колеса Hoval с применением аналитической зависимости (9) для определения температуры приточного воздуха по мокрому термометру t_м4 перед адиабатическим увлажнителем обеспечивает в диапазоне изменения температуры наружного воздуха t₁ = 10÷(–30) °C получение точного значения температуры приточного воздуха t₅ = 19 °C на выходе из адиабатического увлажнителя.

Вывод аналитической зависимости для t_м6 в зоне 6 кондиционера.

Адиабатическое увлажнение вытяжного воздуха в зоне 6 осуществляют только в теплый период года. Целью адиабатического увлажнения вытяжного воздуха является получение косвенного адиабатического охлаждения вытяжного воздуха на величину Δt^ад_охл, рекуперация холода вытяжного воздуха роторным теплообменником и передача полученного холода приточному воздуху.

При выводе аналитической зависимости для определения температуры вытяжного воздуха по мокрому термометру t_м6 в зоне 6 кондиционера использовались зависимости (10) и (11), которые составлены по аналогии с зависимостями (5) и (6) для приточного воздуха

(10)

(11)

Производим в (11) замену i₆ = i^M_H6 = K_мt_м6,  где K_м — число значений t_м6 в i^M_H6.

Получим

(12)

Приравнивая (10) и (12) и решая систему из двух уравнений относительно t_м6, получаем аналитическую зависимость для определения температуры приточного воздуха по мокрому термометру t_м6 перед адиабатическим увлажнителем 9:

(13)

Температура вытяжного воздуха t₇ на выходе из адиабатического увлажнителя 9 в (13) определяется по аналитической зависимости (14), которая получена путем решения системы двух уравнений (10) и (12) относительно t₇.

(14)

Алгоритм и расчетные формулы для определения параметров вытяжного воздуха t₇, t_м6,  и Dd ^7,6 в теплый период года в диапазоне изменения температуры наружного воздуха t₁ = 11÷35 °С и вытяжного воздуха в диапазоне t₆ = 23÷28 °С приведены в табл. 2

Таблица 2.

Алгоритм и расчетные формулы для определения параметров вытяжного воздуха t₇, t_м6, и Dd ^7,6 в теплый период года при t₁ = 11÷35 °С, j₁ = 0,4; t₆ = 23÷28 °С, j₆ = 0,5

Зона	Параметры	Формулы	Результаты расчета при t1, °С
			t1 = 11	t1 = 35
6	t6, °C	Задается проектировщиком при j6 = 0,5	23,0	28,0
6	d6, г/кг сух. возд.

Р_бар = 100 000 Па

8,8611,99

6i₆, кДж/кгi₆ = C_pct₆ + (С_рпt₆ + r₀)d₆ · 10^–345,658,77t₇, °C 17,2К_м = 2,8121,4К_м = 2,96t_м6, °C 16,2К_м = 2,8120,2К_м = 2,96  °C 5,86,67t₇, °C

Проверка

17,221,47i₇, кДж/кг

i₇ = C_pct₇ + (С_рпt₇ + r₀)d₇ · 10^–3

i₇ = i₆

45,658,77d₇, г/кг сух. возд.Р_бар = 100 000 Па11,114,647,6Δd ^7,6,г/кг сух. возд.Δd ^7,6 = d₇ – d₆2,242,65

Заключение

1. Полученные авторами аналитические зависимости (9), (13), (14) для определения температур по мокрому термометру приточного t_м4 и вытяжного t_м6 воздуха перед адиабатическим увлажнителем и температуры вытяжного воздуха t₇ на выходе из адиабатического увлажнителя вносят вклад в теорию косвенного адиабатического охлаждения воздуха, образуемого при его адиабатическом увлажнении, и обеспечивают получение точных значений величины.

2. Адсорбционное колесо Hoval рекуперирует влагу вытяжного воздуха и передает ее приточному воздуху, увеличивая величину влагосодержания приточного воздуха d₄ в холодный период года и уменьшая дефицит влаги

Dd ^5,4 перед адиабатическим увлажнителем 8, что удешевляет процесс адиабатического увлажнения приточного воздуха за счет уменьшения производительности увлажнителя, обеспечивающего снижение эксплуатационных расходов на деминерализацию воды в установке обратного осмоса и ее подачу в распылительные форсунки.

Литература

1. Шилкин Н. В. Климатический центр Klimahaus в Бременхафене. ЭСКО Электронный журнал энергосервисной компании «Экологические системы», № 5, май 2012 г.

2. TERMOCOMengineering, CAREL Rus. Возможности адиабатического увлажнения // Энергосбережение. 2015. № 6. С. 26–28.

3. Воскресенский В. Е. Системы пневмотранспорта, пылеулавливания и вентиляции на деревообрабатывающих предприятиях. Теория и практика: в 2 т. Т. 2, ч. 2: Системы вентиляции: учебное пособие. СПб.: АВОК «Северо-Запад», 2012. 704 с.: ил.

4. Справочник по проектированию, монтажу и эксплуатации. Ротационные теплообменники для рекуперации тепловой энергии в вентиляционных установках. Hoval, 27 с. hoval-rekuperaciyatepla.ru/zoolu-website/media/document/4640/

Скачать статью в pdf-формате: Адиабатическое увлажнение воздуха в кондиционерах с DEC-системой. Расчет величины косвенного охлаждения