Обоснование величин базового удельного годового расхода тепловой энергии на отопление и вентиляцию жилых и общественных зданий для разных регионов России

В. И. Ливчак, член президиума НП «АВОК»

А. С. Горшков, директор учебно-научного центра «Мониторинг и реабилитация природных систем» ФГАОУ ВО «Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого»

20 мая 2017 год Постановлением Правительства Российской Федерации № 603 утверждены изменения в ППРФ № 18 от 25 января 2011 года в отношении Правил установления требований энергетической эффективности для зданий, касающиеся перечня показателей, характеризующих выполнение этих требований. В новых Правилах приведены сведения, как обеспечивать показатели, а также изменения сроков исполнения и диапазона уменьшения требуемого удельного годового расхода энергетических ресурсов, потребляемых в зданиях: с 1 января 2018 года — не менее чем на 20% по отношению к базовому уровню, с 1 января 2023 года — еще на 20% и с 1 января 2028 года — еще на 10%, а всего на50 % по отношению к базовому уровню, установленному в СНиП 23-02-2003 «Тепловая защита зданий», т. к. с момента его утверждения на федеральном уровне не было иных документов, предусматривающих повышение энергоэффективности строящихся и капитально ремонтируемых зданий.

Это обстоятельство вынуждает пересмотреть ранее представленные в работе [1] положения. Новые предложения были приведены авторами в работе [2]. В данной статье представлены обоснования показателей таблицы базовых значений удельного годового расхода тепловой энергии на отопление и вентиляцию многоквартирных домов (МКД), которые являются наиболее массовыми потребителями энергоресурсов.

Одним из основных показателей, характеризующих выполнение требований энергетической эффективности МКД в соответствии с ППРФ № 603, является удельный годовой расход тепловой энергии на их отопление и вентиляцию. Базовые значения данного показателя в табл. 9 СНиП 23-02-2003 приведены по отношению к 1 м² площади квартир и градусо-суткам отопительного периода (ГСОП), кДж/(м²×^oC×сут).

В Требованиях к правилам определения класса энергетической эффективности МКД согласно изменениям ППРФ № 1129 от 9 декабря 2013 г. в п. 4 г) указано, что базовые значения показателя удельного годового расхода энергетических ресурсов в многоквартирном доме должны отражать также суммарный удельный расход энергетических ресурсов на отопление, вентиляцию, горячее водоснабжение, а также на электроснабжение в части расхода электрической энергии на общедомовые нужды. Но удельные годовые расходы тепловой энергии на горячее водоснабжение и электрической энергии на общедомовые нужды назначаются в размерности кВт·ч/м² (см. ГОСТ Р 31427-2010).

Отсюда возникла задача, как для разных регионов пересчитать базовый расход на ОВ из кДж/(м²×^oC×сут) в кВт·ч/м². В СНиП 23-02-2003 такой задачи не стояло, потому что по Приложению Г определялся расчетный расход в кВт·ч/м² с учетом измененных в зависимости от ГСОП региона сопротивлений теплопередаче наружных ограждений, а затем он делился на ГСОП этого региона с пересчетом кВт·ч в кДж/(м²×^oC×сут) и сравнивался с требуемым базовым по табл. 9. Здесь все было правильно.

Но для определения базового суммарного удельного годового расхода энергетических ресурсов МКД базовый расход тепловой энергии на ОВ требуется предварительно пересчитать на кВт·ч/м². При этом многие, в том числе авторы Приказа Минстроя № 399 от 06.06.2016 г., ошибочно полагали, что для установления базового или нормируемого удельного расхода тепловой энергии на отопление и вентиляцию МКД в каком-то регионе надо табличные значения умножать только на ГСОП этого региона.

Ошибка заключалась в том, что при этом не учитывается изменение нормируемого сопротивления теплопередаче наружных ограждений (в соответствии с табл. 4 того же СНиП), также зависящего от ГСОП региона, и меняющееся вследствие этого соотношение составляющих теплового баланса здания. Наряду с составляющими, зависящими от изменения температуры наружного воздуха (теплопотери через наружные ограждения и на нагрев воздуха, инфильтрующегося через окна), в уравнение теплового баланса проектируемого объекта входят также внутренние (бытовые) теплопоступления, удельная величина которых не зависит от климатических условий региона и практически постоянна для всех регионов в диапазоне широт 45–60°.

Это означает, что относительные теплопотери здания, приведенные к 1 ^oC перепада температур внутреннего и наружного воздуха, будут понижаться с повышением ГСОП (из-за повышения сопротивления теплопередаче наружных ограждений), а потому при умножении значений, представленных в табл. 9 СНиП 23-02 на ГСОП, надо вводить коэффициент, учитывающий данное обстоятельство, а также изменения в тепловом балансе здания.

Следует иметь в виду, что расчетные (нагрузочные) показатели определяются по расчетной температуре наружного воздуха для проектирования отопления (), которая приводится в СП 131.13330 как средняя температура наиболее холодной пятидневки за период наблюдения с 1960 по 2010 гг. с обеспеченностью 0,92. За такой период стояния наружных температур (5 суток) все инерционные и неинерционные составляющие теплопотерь через разные наружные ограждения (стены, окна) и на нагрев инфильтрующегося воздуха выравниваются по влиянию на температуру воздуха в помещении, и режим теплообмена рассматривается как стационарный.

Кроме того, даже при наличии колебаний температуры наружного воздуха, при осуществлении автоматического регулирования подачи теплоты в здание в зависимости от изменения наружной температуры, практически без существенной временной задержки, происходит ответная реакция на воздействие изменения температуры через малоинерционные ограждения — окна, а через массивные ограждения в виде стен и перекрытий навстречу холодной волне от понижения  поступает с такой же амплитудой теплая волна от повышения теплоотдачи отопительного прибора, которые практически нейтрализуют друг друга.

В расчетах норм, действующих на все регионы страны, принято определять нормативные показатели других регионов путем пересчета норм, установленных для центрального региона, в зависимости от соотношения расчетных температур внутреннего воздуха отапливаемых помещений здания и наружного воздуха. Проанализируем, насколько нормативные документы повышения теплозащиты и энергоэффективности жилых зданий, разработанные на базе климатических условий центральной России, соответствуют условиям других регионов страны при учете того, что базовые величины сопротивления теплопередаче ограждений увеличиваются с ростом ГСОП, а удельные бытовые теплопоступления практически постоянны для всех регионов.

Примем для условного центрального региона:

а для более сурового северного региона, например, расположенного вблизи Якутска:

Расчет базового удельного годового расхода тепловой энергии на отопление и вентиляцию многоквартирных домов при разных ГСОП

риентируясь на соотношение теплового баланса типового многоквартирного 8-этажного 4-секционного жилого дома, построенного в соответствии с требованиями СНиП II-3-79* «Строительная теплотехника» с изменениями на 2000 год в климатических условиях центрально-европейского региона нашей страны, пересчитаем его показатели базового удельного годового расхода тепловой энергии на отопление и вентиляцию для регионов северной и южной частей страны.

При ГСОП = 4000 °С·сут, = минус 20 °C и при рекомендованном в СНиП 23-02-2003 значении коэффициента остекленности фасада здания f = 18% наблюдается следующее соотношение расчетных теплопотерь:

— относительные теплопотери через стены — 0,215 от суммарных при приведенном сопротивлении теплопередаче стен = 2,8 м²·°C/Вт;

— относительные теплопотери через пол и покрытие — 0,05;

— относительные теплопотери через окна — 0,265 при их приведенном сопротивлении теплопередаче  =0,45 м²·°C/Вт;

— относительные теплопотери на нагрев наружного воздуха при расчетном воздухообмене 30 м³/ч на человека и заселенности 20 м² общей площади квартир без летних помещений на человека — 0,47. Итого составляющие теплопотерь, как и должно быть, в сумме равны единице:

Рис. 1. Диаграммы теплопотерь и теплопоступлений в многоквартирных домах в 8 этажей, построенных в соответствии со СНиП 23-02-2003 при ГСОП = 4000 °С•сут

Доля бытовых теплопоступлений при удельной их величине в размере 17 Вт/м² площади жилых комнат (при заселенности 20 м² площади квартир в доме на человека) окажется равной  (правая часть рис. 1),а относительный расчетный расход теплоты на отопление:

.

Поскольку в дальнейших расчетах годового теплопотребления мы будем принимать долю бытовых теплопоступлений по отношению к этому расходу, то

С использованием данных, представленных на рис. 2, демонстрирующем изменение относительных теплопотерь через каждое наружное ограждение  при заданной величине его приведенного сопротивления теплопередаче, пересчитаем для рассматриваемого объекта аналогичные показатели на измененные значения сопротивлений теплопередаче наружных ограждений

Для МКД, строящегося в центральном регионе, но с сопротивлением теплопередаче наружных ограждений, соответствующим требованиям СП 50.13330 для северного региона с ГСОП = 10 000°С·сут, относительные теплопотери стен при увеличении базового сопротивления теплопередаче с Rw = 2,8 м²·°C/Вт до Rw = 4,9 м²·°C/Вт снизятся от 0,34 до 0,19 и составят 0,19/0,34 = 0,559 от предыдущей величины. Относительные теплопотери через окна при увеличении их базового сопротивления теплопередаче сRf = 0,45 до 0,75 м²·°C/Вт снизятся от 0,79 до 0,48 и составят 0,48/0,79 = 0,608 от исходной величины. Относительные вентиляционные теплопотери останутся на том же уровне, поскольку воздухообмен при таких условиях не изменился (изменение теплопотерь оценивается в условиях центрального региона).

Для установления суммарных расчетных относительных теплопотерь аналогичного по геометрическим характеристикам объекта, но расположенного в условиях выбранного северного региона с ГСОП= 10 000°С·сут, необходимо суммарные расчетные теплопотери дома, находящегося в центральном регионе, но с увеличенным сопротивлением теплопередаче наружных ограждений, разделить на расчетный перепад температур внутреннего и наружного воздуха центрального региона и умножить на соответствующий расчетный перепад температур северного региона с использованием следующего уравнения:

Объединив относительные теплопотери через стены, покрытие и пол и принимая во внимание (как видно из рис. 2) то обстоятельство, что последние практически так же меняются, как для стен, получим следующие суммарные расчетные относительные теплопотери того же дома, построенного вблизи Якутска, с ГСОП = 10 000°С·сут:

Как видим, несмотря на снижение относительных теплопотерь через наружные ограждения в северном регионе, суммарные расчетные теплопотери, включая нагрев наружного воздуха для вентиляции, возросли по отношению к центральному региону в 1,4 раза. Причем относительная доля теплопотерь, связанных с вентиляцией, увеличилась с 0,47 до 0,62.

Внутренние теплопоступления по абсолютной величине и в долях от суммарных расчетных теплопотерь центрального региона остались при этом неизменными, поэтому для установления относительного расчетного расхода теплоты на отопление дома-аналога, строящегося в регионе с ГСОП = 10 000°С·сут, необходимо из величины относительных (по отношению к центральному региону) суммарных расчетных теплопотерь вычесть относительные (к тому же региону) внутренние теплопоступления:

Установим, как будет меняться величина теплопотребления на отопление за расчетный отопительный период. Для этого воспользуемся следующим уравнением:

где  Qот— относительный расход тепловой энергии на отопление при текущей температуре наружного воздуха , определенный с учетом постоянной величины внутренних теплопоступлений в течение отопительного периода, по отношению к расчетному расходу тепловой энергии на отопление;

Qбыт — расчетная величина бытовых (внутренних) теплопоступлений, кВт;

Qр/от— расчетный расход тепловой энергии на отоп­ление при расчетной температуре наружного воздуха для проектирования отопления, tр/н, кВт.

Для определения расхода тепловой энергии на отопление в кВт при средней температуре наружного воздуха за отопительный период tр/н запишем это уравнение в следующем виде:

и пересчитаем его с часового расхода на годовой, отнесенный к м² площади квартир или полезной площади помещений общественного здания, ,умножив обе части равенства на длительность отопительного периода 24zот.п  и заменив произведение

,

а отношение абсолютных величин на относительные удельные, в том числе

.

В общем виде преобразованное уравнение примет следующий вид:

Отнесем удельный годовой расход тепловой энергии на отопление и вентиляцию дома, строящегося в регионе с ГСОП = 10 000 °C·сут, к такому же расходу дома-близнеца, строящегося в регионе с ГСОП = 4000 °C·сут, которое, для сравнения, примем за исходное значение, равное по абсолютной величине

и подставим приведенные выше значения. Из уравнения пропорции получим значение расчетного удельного годового расхода тепловой энергии на отопление и вентиляцию 8-этажного жилого дома при ГСОП = 10 000 °C·сут:

Цифровые значения в числителе приняты здесь из решения уравнения (2) при ГСОП = 10 000 и  = 1, а в знаменателе при решении того же уравнения для региона с ГСОП = 4000, приведенного выше. После сокращения qр/от (при ГОСП=4000)· 0,24, переноса qгод расч./от+вент (4000)= qгод баз/от+вент (4000) = 84 в другую часть равенства и выполнения вычислений, указанных в квадратных скобках, получим:

Если бы пересчет базовых значений удельного годового расхода тепловой энергии на отопление и вентиляцию, выраженных в кДж/(м²×^oC×сут) или Вт×ч/(м²×^oC×сут), выполнялся только умножением на ГСОП, без учета увеличения сопротивления теплопередаче с повышением ГСОП и неизменности внутренних теплопоступлений от температуры наружного воздуха, то qгод баз/от+вент (10000) = (76/3,6) · 10 000·10/-3 оказалось бы равным 211 кВт·ч/м².

Пересчитаем аналогичным образом требуемые расчетные удельные годовые расходы тепловой энергии на отопление и вентиляцию дома-аналога для всех искомых значений ГСОП_иск. Исходное значение ГСОП примем равным 4000 ^oC×сут (см. данные таблицы 1). С целью установления закономерности изменения удельного годового расхода в зависимости от ГСОП введем поправочный региональный коэффициент пересчета kрег , рассчитываемый по формуле:

Результаты промежуточных расчетов, выполненных по формулам (1–7), сведены в табл. 1.

Таблица 1. Исходные данные для расчета регионального коэффициента пересчета энергопотребления МКД, заданного в Вт·ч/(м²×^oC×сут) на кВт·ч/м² при _.= 1,0 для ГСОП = 4000 ^oC×сут на примере типового 8-этажного жилого дома

Продолжение таблицы 1

Для удобства расчетов выполним округление показателя  в колонке 19, полученного в результате деления расчетных значений теплопотребления на отопление и вентиляцию здания  (колонка 16) на базовые, рассчитанные без учета повышения сопротивления теплопередаче наружных ограждений по табл. 4 СНиП 23-02-2003 (колонка 17). Тогда окончательные значения регионального коэффициента пересчета, приведенного в колонке 19, окажутся:

• при ГСОП = 4000 °C·сут =1;
• при ГСОП = 3000 °C·сут. и менее = 1,1;
• при ГСОП = 5000 °C·сут. и более = 0,9;
• в диапазоне ГСОП от 3000 до 5000 — по линейной интерполяции.

При таком подходе новые значения базовых удельных годовых расходов тепловой энергии на отопление и вентиляцию с учетом округленных значений  приведены в колонке 20. При максимальном отклонении рассчитанного и округленного значений  при ГСОП от 2000 до 10 000 °C·сут погрешность не превысит 1,5%.

 Для зданий другой этажности значения базовых удельных годовых расходов тепловой энергии на отопление и вентиляцию, рассчитанных с использованием округленных значений коэффициента , сведены в таблицу Приложения 3, приведенного в работе [2].

Одновременно отметим, что представленная в [2] таблица, уточнена по сравнению с приведенной в СНиП 23-02-2003 в части показателей малоэтажных МКД. В таблицу включены 2-этажные секционные многоквартирные дома, широко распространенные в малых городах, показателей по которым нет в табл. 9 СНиП 23-02-2003, а также уточняются показатели для домов в 4 и 6 этажей, поскольку при переходе с 8 этажей на 6-этажный МКД должен наблюдаться более резкий рост удельного годового теплопотребления на ОВ, связанный с переходом от домов с «теплым» чердаком, которые на 5–7% потребляют меньше теплоты, чем дома с совмещенным бесчердачным покрытием.

С переходом на 4- и 2-этажные дома дальнейший рост удельного годового теплопотребления на ОВ связан с повышением относительной площади наружных ограждений к площади квартир с  = 0,96 для 8-этажного дома до 1,3 и 2,0, соответственно 4- и 2-этажного. Выполненный авторами пересчет на базе нескольких типовых проектов МКД показал, что для 2-этажного дома базовый удельный годовой расход тепловой энергии на ОВ по отношению к 8-этажному МКД составит 1,45, для 4- и 6-этажных домов соответственно 1,19 и 1,1, а 10- и 12-этажных домов 0,95 и 0,92, от принятых в СНиП 23-02-2003. С учетом уточненных расчетов пересчитаны показатели этих домов на иные значения ГСОП.

В работе [2] приведена также новая таблица классов энергетической эффективности (Приложение 5), отражающая новую градацию пределов отклонений нормируемых показателей энергоэффективности от базовых согласно ППРФ № 603 от 20.05.2017 г. для классов выше среднего, по сравнению с таблицей классов энергоэффективности, указанных в Приказе Минстроя РФ № 399 от 06.06.2016, и с расширением пределов отклонений низких классов,  вернувшись по нижнему пределу к исходной таблице 3 СНиП 23-02-2003.

Литература

1. Ливчак В.И. Оптимизация классификации зданий по энергетической эффективности // Инженерные системы. АВОК — Северо-Запад. 2016. № 3. С. 52–60.

2. Ливчак В.И., Горшков А.С. Почему приказ «О требованиях энергетической эффективности зданий, строений, сооружений — это движение назад, в прошлый век? // Инженерные системы. АВОК — Северо-Запад. 2017. № 4. С. 54–68.

Скачать статью  в pdf-формате: Обоснование величин базового удельного годового расхода тепловой энергии на отопление и вентиляцию жилых и общественных зданий для разных регионов России

CFD-моделирование как эффективный способ поиска и обоснования оптимального технического решения на этапе проектирования систем ОВК

Авторы:

К. В. Кочарьянц, руководитель научно-исследовательской лаборатории аэродинамики и акустики ООО «Арктос»

И. Н. Тисленко, руководитель группы компьютерного моделирования ООО «Арктос»

В 2017 году приказом Министерства строительства и жилищно-коммунального хозяйства Российской Федерации введен в действие СП 60.13330.2016 «СНиП 41-01-2003* Отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха». Среди прочих обновлений в данном СП в разделе 5 «Параметры внутреннего и наружного воздуха» появился новый пункт следующего содержания:

«п. 5.17. Обеспечение заданных параметров микроклимата в жилых, общественных, административных и производственных помещениях и зданиях для расчетных режимов холодного и теплого периодов года должно подтверждаться расчетами или методами математического моделирования.

Для помещения объемом более 5000 м³ достижение заданных параметров подтверждается расчетом их распределения по всему объему рабочей зоны данного помещения, выполненным с использованием расчетных методов аэродинамики и теплофизики».

Таким образом, впервые в нормативном документе, регламентирующем параметры микроклимата, появилось требование проведения расчета воздухораспределения. При этом расчеты описываются тремя различными формулировками: расчеты, методы математического моделирования и расчеты, выполненные с использованием методов аэродинамики и теплофизики. Однако в данном СП нигде, в том числе в разделе 3 «Термины и определения», не расшифровывается, что подразумевали авторы под указанными формулировками, что довольно странно для нормативного документа.

Из вышесказанного следует, что необходимо разобраться, какими расчетами в настоящий момент можно прогнозировать микроклимат в помещении. Такие расчеты, на наш взгляд, можно разделить на две группы — это инженерные методики и методы численного моделирования.

Инженерные методики основаны на полуэмпирических формулах, описывающих струйные течения в идеализированных условиях. Данные методики развивались в середине прошлого века, они позволяют оценивать температуру и скорость воздуха в приточных струях. Инженерные методики лежат в основе всех без исключения программ подбора оборудования различных производителей. К преимуществам инженерных методов следует отнести простоту их применения — оно не требует ни глубоких знаний математики, физики и численных методов, ни вычислительных ресурсов, ни существенных затрат времени. При этом результаты инженерных расчетов, в общем случае, верны только для тех условий, в которых проводились эксперименты для получения полуэмпирических формул. Чем сильнее отличаются условия в конкретном помещении от таких идеализированных условий, тем хуже описывают формулы аэродинамические и тепловые характеристики воздуха в помещении. В реальном помещении на приточные струи влияют конвективные потоки от различных источников тепла, взаимодействие струи с ограждениями и предметами интерьера и т. п., что, как правило, не учитывается в инженерных методиках. Проблему усугубляет противоречивость результатов применения методик различных авторов: получаемые значения могут отличаться не только на десятки процентов, но и в разы. Особенно это касается аэродинамических характеристик неизотермической приточной струи и закономерностей формирования обратного потока [1–7].

Численное моделирование в гидроаэродинамике, или вычислительная гидроаэродинамика (CFD — Computational Fluid Dynamics), основано на решении численными методами дискретизированных уравнений аэродинамики и теплофизики. Вычислительная гидроаэродинамика активно развивается с конца прошлого века, что связано с появлением и широким распространением вычислительной техники, в том числе и персональных компьютеров. Численное моделирование выполняется в коммерческих CFD-программных комплексах: ANSYS CFX, ANSYS Fluent и др.

Численная модель включает в себя трехмерную модель исследуемого помещения с требуемой детализацией; граничные условия, учитывающие теплопроводность ограждений; детализированные модели воздухораспределителей и источников тепла с заданными расходными и тепловыми характеристиками и т. д. В результате численного моделирования в каждой точке помещения определяются значения скорости, температуры и давления воздуха. Кроме того, можно рассчитывать влажность воздуха, концентрацию CO₂ и другие характеристики, влияющие на микроклимат в помещении. Визуализация результатов численного моделирования с помощью градиентных распределений на различных плоскостях, линий тока, изоповерхностей дает полную картину формирования микроклимата в помещении и позволяет наглядно продемонстрировать качество выбранной схемы воздухораспределения, а также качественно и количественно сравнить различные варианты проектных решений.

Рис. 1. Расчетная модель цеха

Проиллюстрируем эффективность численного моделирования на примере расчета воздухораспределения в помещении производственного цеха, выполненного специалистами завода «Арктос». Заказчик планировал подавать воздух в цех размерами 60 ´ 17 ´ 9 м из трех диффузоров ДКУ 400 производства завода «Арктос» (рис. 1), расположенных на высоте 6 м. В летний период охлажденный приточный воздух должен обеспечивать компенсацию тепла, выделяемого оборудованием.

Рис. 2. Форма приточной струи ДКУ в свободных изотермических условиях

В свободных изотермических условиях (при монтаже диффузора на некотором расстоянии от потолка) диффузор ДКУ формирует коническую струю (рис. 2). Закладывая в проект диффузор ДКУ, проектировщик предполагал, что приточная струя в данном помещении будет такого же вида, как показано на рис. 2, что обеспечит удовлетворение нормативным требованиям к микроклимату в рабочей зоне.

Результаты численного моделирования показали, что при заданных условиях в летний период охлажденный приточный воздух на истечении из каждого диффузора ДКУ сначала распространяется конически, а затем отклоняется вниз под воздействием сил Архимеда. Кроме того, под диффузором ДКУ образуется область разрежения, вследствие чего струя еще сильнее отклоняется вниз и затем смыкается, трансформируясь в вертикальную компактную струю. При этом приточная струя достигает рабочей зоны со скоростью 0,9 м/с (рис. 3), что превышает нормативные значения.

Рис. 3. Распределение скорости на вертикальной плоскости, проходящей через диффузоры ДКУ

Форма приточной неизотермической струи на истечении диффузора зависит от конструкции воздухораспределителя, расхода воздуха и разности температур приточного воздуха и воздуха в помещении. Инженерной методики для расчета такой струи не существует, поэтому ее форму можно рассчитать только при помощи численного моделирования.

Для корректировки системы воздухораспределения с целью удовлетворения нормативам при сохранении схемы воздухораспределения было предложено заменить 3 диффузора ДКУ 400 на 3 диффузора ДИН 400 производства завода «Арктос». При определенном параметре регулирования диффузор ДИН формирует 6 компактных горизонтальных струй.

Из анализа результатов численного моделирования воздухораспределения в помещении цеха следует, что при подаче воздуха диффузорами ДИН скорость воздуха в рабочей зоне не превышает нормативного значения 0,5 м/с (рис. 4–5).

Рис. 4. Изоповерхности по V = 0,5 м/с

Отличие в характере течения воздуха из ДКУ 400 и ДИН 400 объясняется различными скоростными характеристиками приточных струй. На расстоянии 1 м от воздухораспределителя в радиальном направлении максимальная скорость воздуха на истечении из ДКУ в 3 раза меньше, чем для ДИН. Поэтому струи на истечении диффузоров ДИН не успевают отклониться вниз под действием гравитации. Кроме того, под диффузорами ДИН отсутствует область разряжения.

Рис. 5. Поля скоростей в объеме цеха при подаче воздуха через диффузоры ДИН 400

Из результатов численного моделирования (рис. 5) следует, что отдельные струи, формируемые диффузором ДИН, отклоняются вверх и настилаются на потолок, что обуславливается эффектом Коанда. Таким образом, на струю действуют противоположно направленные силы: сила Архимеда, направленная вниз, и сила, определяемая эффектом Коанда, направленная вверх. Соотношение между этими силами зависит от множества факторов, поэтому их невозможно рассчитать инженерными методами.

Из представленного примера следует, что даже для несложных на первый взгляд случаев воздухораспределения прогнозирование микроклимата в помещении при помощи инженерных методик может приводить к принципиально неверному результату.

Вероятность неудовлетворительно работающей системы воздухораспределения, спроектированной по инженерным методикам, возрастает для помещений с большим количеством влияющих на микроклимат факторов (ледовые арены, концертные залы, бассейны, производственные помещения и т. д.). Переделка таких систем потребует существенных финансовых и временных затрат. При этом нет никакой гарантии, что переделанная система воздухораспределения будет работать удовлетворительно. Таким образом, применение численного моделирования позволит сэкономить средства и спроектировать систему воздухораспределения, которая обеспечивает заданные параметры микроклимата.

Подводя итоги, можно рекомендовать использование инженерных методик для предварительных оценок микроклимата и проектирования систем вентиляции только для несложных объектов. Для сложных и ответственных объектов необходимо проводить численное моделирование воздухораспределения с помощью специализированных CFD-программ.

Литература

1. Шепелев И. А. Аэродинамика воздушных потоков в помещении. — Москва: Стройиздат, 1978. — 144 c.

2. Гримитлин М. И., Тимофеева О. Н., Эльтерман Е. М., Эльянов Л. С. Вентиляция и отопление цехов судостроительных заводов. — Ленинград: Судостроение, 1978. — 240 c.

3. Гримитлин М. И. Распределение воздуха в помещениях. — Санкт-Петербург: АВОК Северо-Запад, 2004. — Издание 3-е: 320 c.

4.  Внутренние санитарно-технические устройства / Под ред. Павлова Н. Н., Шиллера Ю. И. — Москва: Стройиздат, 1992. — Т. 3.2: 3: 416 c.

5. Шумилов Р. Н., Толстова Ю. И., Бояршинова А. Н. Проектирование систем вентиляции и отоплениия. — Санкт-Петербург: Лань, 2014. — 332 c.

6. Посохин В. Н. Аэродинамика вентиляции. — Москва: АВОК-ПРЕСС, 2008. — 212 c.

7. Рекомендация по выбору и расчету систем воздухораспределения А3-669 / М.: ГПИ Сантехпроект, 1979. — 68 с.

Скачать статью  в pdf-формате: CFD-моделирование как эффективный способ поиска и обоснования оптимального технического решения на этапе проектирования систем ОВК

Проблемы регулирования шиберующих завес

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

 Проектные расчеты и выбор завес выполняются для единственного режима, соответствующего расчетной зимней температуре воздуха и скорости ветра. Неизбежное повышение наружной температуры по отношению к расчетной может быстро перевести режим работы из энергосберегающего в энергорастратный: нагретые струи завес начнут не только уходить на улицу, но и выбрасывать из помещения теплый воздух. В [1] показано, что для сохранения режимов нормальной защиты проема в течение всего отопительного периода иногда требуется уменьшение расхода воздуха вдвое (при обычном отсутствии других способов регулирования). Однако распространенный подход к организации защиты по остаточному принципу, как правило, снимает с повестки дня вопросы регулирования даже в самой примитивной форме.

 В [1] проблема регулирования фактически лишь обозначена. Расчетные зависимости частоты вращения вентиляторов приведены в [1] для верхней завесы и не распространяются на завесы боковые. Акцент сделан на непрерывном изменении частоты и, соответственно, расхода воздуха завесы в зависимости от наружной температуры. В то же время предлагаемые рынком завесы имеют, в большинстве своем, установленные дискретные частоты вращения. Рекомендаций по связи момента переключения частоты с наружной температурой не дают ни производители, ни проектанты. Поэтому в настоящей работе предпринята попытка проанализировать особенности работы верхних и боковых завес в условиях изменяющейся наружной температуры и выработать, по возможности, простые способы дискретного регулирования. Анализ и рекомендации ограничены помещениями негерметичного типа.

Общая для верхних и боковых завес аналитическая связь частоты вращения вентиляторов (расхода) с параметрами защиты проема получается после несложных преобразований выражения для разности давлений в проеме с учетом как гравитационной разности, так и ветрового напора:

 (n/n_o)² = (σ_о/σ) [(9,8(θ – 1)H + K_вθv_в²)/(9,8(θ_o– 1)Н + K_в/оθ_оv_в/о² )], (1)

где θ = Т_в/Т_н, Т_в и Т_н — абсолютные внутренняя и наружная температуры воздуха;

σ = ΔР¯_пр F¯ — параметр, характеризующий отношение потоков импульса от разности давлений и завесы;

ΔР¯_пр= ΔР_пр/ρv_з² — относительная разность давлений в проеме;

v_з — скорость струи на выходе из завесы;

F¯ = НВ/F_з — отношение площадей проема и сопел завесы;

К_в — коэффициент, совокупно учитывающий наружную аэродинамику здания и внутренние особенности аэрационных проемов;

v_в — скорость ветра, индексом «о» отмечены величины при расчетных условиях: наружной температуре, ветре и аэродинамике защиты (показателе q_o);

Н — высота проема.

В (1) отношение (σ_о/σ) рассматривается как функция основных расчетных и варьируемых параметров защиты: показателей работы завесы q_o и q, параметра F¯, угла струи α.

Для верхней завесы отношение (σ_о/σ) легко получается из основных уравнений [1] и окончательно выражение (1) имеет вид:

(n/n_o)² = [(9,8(θ – 1)H + K_вθv_в²)/(9,8(θ_o– 1)Н + K_в/оθ_оv_в/о² )]х

Х [(0,25q̂_o²/F¯ + q̂_o√(K̂/F¯) + sinα)/( 0,25q̂²/F¯ + q̂√(K̂/F¯) + sinα)], (2)

где q̂ = (2/q) – 1, K’ = К + 0,5 = (ξ/0,55)²cosα + 0,5.

Проанализируем вначале вариацию параметров на примере верхней завесы. Если подбор завесы для расчетных условий определил показатель q ≤ 0,85, то завеса имеет «запас» на повышение наружной температуры без изменения расхода до момента перехода через полную защиту (q = 1). Примем для дальнейшего анализа данную степень свободы q_о = 0,75, границу роста температуры при неизменном расходе определим как q = 1,1. Тогда q̂ = (2/q) – 1 = 0,82, q̂_о = 1,67. Кроме того, примем остальные параметры близкими к «обычным»: α = 30⁰, ξ = 0,8, K’ = 2,32, F¯= 20, v_в = 3 м/с, K_в = 0,16, Т_в = 18 + 273 = 291К.

Для определения границы роста наружной температуры θ₁ при неизменной частоте вращения положим в (2) n/n_o = 1 и подставим принятые величины:

[(θ₁ – 1)H + 0,147θ₁]/[(θ_o– 1)Н + 0,147θ_о] = 0,713. (3)

Выражение (3) определяет граничную наружную температуру θ₁ (t_н1), при которой показатель q достигнет отведенного ему предела q = 1,1. Далее потребуется уменьшение частоты вращения (расхода завесы) с возвратом показателя q к величине 0,75. Для этого в (2) следует положить θ = θ_о , q̂_о = 0,82, q̂ = 1,67, после чего останется

 n₁ = 0,844 n_o. (4)

Для определения новой температурной границы изменения частоты необходимо в (3) заменить θ_o на θ₁, а θ₁ на θ₂:

 [(θ₂ – 1)H + 0,147θ₂]/[(θ₁ – 1)Н + 0,147θ₁] = 0,713 (5)

По результатам (3) – (5) можно записать в общем виде

[(θ_i – 1)H + 0,147θ_i]/[(θi-₁ – 1)Н + 0,147θi-₁] = 0,713 (6)

или после упрощений

θ_i = 0,287Н/(Н + 0,147) + 0,713θ_i-1 (7)

 n_i = 0,844 n_i-1. (8)

Расчет по выражениям (7) и (8) сведен в табл. 1–3 для наружных температур –26 ^oC и –50 ^oC с высотой проема 3 м и 6 м.

Таблица 1. Вариация температур и частот для высоты проема

Н = 3 м (верхняя завеса, расчетная температура –26 ^oC)

Таблица 2. Вариация температур и частот для высоты проема Н = 3 м

(верхняя завеса, расчетная температура –50 ^oC)

 Таблица 3. Вариация температур и частот для высоты проема Н = 6 м

(верхняя завеса, расчетная температура –50 ^oC)

Как видно, минимальное число частот в принятом диапазоне показателя q = 0,75 – 1,1 составляет 4 (табл.1). Для более низких расчетных температур требуется большее число переключений частоты вращения. Относительное изменение частоты на каждом шаге неизменно (8) и определяется при прочих равных условиях только заданными границами изменения показателя q. Сближение границ наименьшего и наибольшего значений показателя q приведет к увеличению числа переключений. Увеличение размеров проема (высоты), согласно табл. 3, может добавить еще один шаг переключения частоты.

Для двусторонних боковых завес по [1] выводится следующее уравнение относительно параметра σ:

 [0,5σ(1 + σ – sinα)]^0,5 = 0,5[(1 + sinα)/(K + 1)]^0,5 + (1/q – 0,5)(σ/ F¯)^0,5. (9)

Это уравнение переходит в квадратное, если приближенно принять, что последнее слагаемое в (9) не зависит от σ. Можно задать величину σ в последнем слагаемом и найти решение уравнения. Проверка методом последовательных приближений показала, что первое приближение отличается от второго не более чем на 5%. Расчетом по (9) получено σ_{(q = 0,75)} = 0,53, σ_{(q = 1,1)} = 0,42, откуда

 n_i = (0,42/0,53)^0,5 n_i-1 = 0,89 n_i-1. (10)

 Соответственно, выражение (7) перейдет в

 θ_i = 0,208Н/(Н + 0,147) + 0,792θ_i-1. (11)

Расчет по (10) и (11) представлен в табл. 4 и 5. В равных условиях боковые завесы требуют большего числа шагов переключения частот.Объяснение этому следует искать в плохой аэродинамике встречных струй (развитие автоколебательных процессов) [1], что в скрытом виде отображается в методе расчета боковых завес.

Таблица 4. Вариация температур и частот для высоты проема Н = 3 м (боковая двусторонняя завеса, расчетная температура –26 ^oC)

Таблица 5. Вариация температур и частот для высоты проема Н = 3 м (боковая двусторонняя завеса, расчетная температура –50 ^oC)

 Для односторонних боковых завес аналогичные преобразования выражений [1] дали уравнение

 σ = 2 F¯ sinα{F¯ – λ[1/q – 0,5(λ + 1)]/ sinα}^-1. (12)

Здесь коэффициент эжекции определяется как λ = (0,55/ξ)( F¯/сosα)^0,5, принято F¯= 30, α = 45⁰ . Расчетом по (12) получено σ_{(q = 0,75)} = 1,089, σ_{(q = 1,1)} = 1,018, откуда

 n_i = (1,018/1,089)^0,5 n_i-1 = 0,935 n_i-1. (13)

Выражение (7) переходит в

 θ_i = 0,126Н/(Н + 0,147) + 0,874θ_i-1. (14)

Таблица 6. Вариация температур и частот для высоты проема Н = 3 м (боковая односторонняя завеса, расчетная температура –26 ^oC)

Расчет по выражениям (13) и (14) приведен в табл. 6. Очевидно, регулирование

односторонних боковых завес пошаговым снижением частоты вращения не имеет смысла. Это связано со сложной и плохо организованной аэродинамикой струи, набегающей на острый край проема. В отличие от боковой, односторонняя струя верхней завесы организованно растекается по полу.

Как соотносятся полученные результаты с реальными промышленными завесами, представленными на рынке? У двухскоростных завес снижение частоты лежит в диапазоне от 0,78 до 0,5. У трехскоростных на каждом шаге от 0,9 до 0,7, причем первый и второй шаги могут быть разными. Если принимать во внимание только завесы с фиксированными частотами вращения, то очень небольшое число моделей имеет величину шага, необходимого для регулирования верхних и боковых двусторонних завес. При этом количества шагов недостаточно для регулирования работы во всем возможном диапазоне наружной температуры. Понятно, что шаги большего размера фактически приведут к повышению верхней границы показателя q и понижению его нижней границы. Это означает, что в некоторые моменты стояния определенных наружных температур завеса будет работать с низкой эффективностью, хотя и не в такой степени энергорастратно, как если бы регулирование вообще отсутствовало. Опираясь на каталожные данные по возможным расходам воздуха выбранной модели завесы, можно дать лишь индивидуальные рекомендации наружных температур, при которых следует осуществлять переключение скоростей в каждом конкретном случае.

Вместе с тем для организации более тонкого регулирования при защите двусторонними боковыми завесами предлагается использовать несимметричную схему струйной структуры. Пусть завесы имеют установленное отношение частот переключения 0,81, а заданные границы показателя q требуют шаг 0,9. Не вдаваясь в рамках данной работы в аэродинамические особенности несимметричной защиты проема, обрисуем схему предлагаемого регулирования, представленную на рис. 1.

Изменения частоты вращения вентиляторов в зависимости от наружной температуры по условию (10) изображены черным цветом, предлагаемые несимметричные переключения частот: зеленая линия — правая сторона проема, красная линия — левая сторона. В диапазоне температур от –26 ^oC до –16 ^oC завесы на обеих сторонах имеют одинаковую частоту вращения 1430 об/мин. При повышении температуры за –16 ^oC правая сторона продолжает работать на частоте 1430 об/мин, а левая переключается на 1130 об/мин. Расход из левой завесы уменьшается до 0,8 номинального. Суммарный расход будет составлять 0,9 номинального, как и было бы при шаге 0,9. Интересно, что и поток импульса несимметричной структуры будет равен 0,8 номинального, как это было бы при шаге 0,9. В условиях разности давлений, меньшей, чем расчетная (при –26 ^oC), область взаимодействия левой и правой струй сместится от плоскости симметрии проема в левую его часть. Несимметричная структура будет поддерживаться до температуры –7 ^oC. В этот момент правая завеса должна переключиться на частоту 1130 об/мин — симметричная картина восстанавливается и функционирует до температуры 0 ^oC. При переходе через 0 ^oC снова формируется несимметричная структура вплоть до +6 ^oC. Окончательно, от +6 ^oC до +11 ^oC проем защищает симметричная структура.

Таким образом, относительно крупный шаг переключения скоростей может быть уменьшен вдвое при организации защиты боковыми двусторонними завесами.

В односторонних завесах такой способ невозможен. Однако для них предлагается пусть более грубое, но простое и действенное регулирование. Для этого необходимо, чтобы завеса состояла из трех или хотя бы из двух раздельных модулей, которые можно переключать независимо друг от друга. Поскольку разность давлений в проеме возрастает снизу вверх, то с повышением наружной температуры в первую очередь переключается на уменьшение расхода один верхний модуль, затем второй сверху и, в последнюю очередь, нижний. Далее такая последовательность переключений повторяется.

Если для примера взять за основу данные табл. 6 с расчетным шагом изменения частоты 0.935 и принять действительный шаг переключения модулей 0,82, то примерно три расчетных шага табл. 6 будут соответствовать одному шагу модулей (0,935³ = 0,82). Примем для простоты, что завеса состоит из трех одинаковых модулей. Схема регулирования для этого случая представлена на рис. 2. Как видно, суммарные расходы воздуха от трех модулей и суммарные потоки импульса в этой схеме соответствуют расчетным величинам на каждом шаге переключения по (13). Несмотря на то, что подобные решения являются сугубо индивидуальными, проектная разработка схемы регулирования односторонней боковой завесы не представляет трудностей. Не следует переоценивать влияние отклонения от идеальной картины защиты, связанное с неравномерностью аэродинамики по высоте проема при последовательном переключении скоростей модулей. Хотя бы такое отслеживание повышения наружной температуры привносит упорядочение в организацию защиты проема.

Значительно более сложно организовать комбинированное переключение частот на модулях верхних завес. Если, например, шаг изменения скорости модуля примерно совпадает с расчетным по (7) и (8), т. е. 0,844, то при расчетной температуре –26 ^oC три установленные обычно скорости доводят режим защиты до нормальной положительной температуры +8 ^oC. Однако при более низкой наружной температуре может потребоваться больше трех ступеней. Так, при –50 ^oC требуется уже 4 ступени для небольших ворот и еще больше для больших ворот. Оправданием отсутствия всех требуемых ступеней изменения скоростей может служить лишь близость нерегулируемого «хвоста» к «теплому» краю диапазона и относительно небольшому снижению комфортности и эффективности защиты.

Если же установленный шаг переключения скоростей в модулях верхней завесы составляет около (0,844)^0,5 = 0,92 или, напротив, 0,844² = 0,71, то решение задачи упирается в тривиальное отсутствие инструментов последовательного микширования разноскоростных верхних струй, как это предложено в других завесах. Так, еще при шаге 0,92 можно, дождавшись температуры –11,8 ^oC (по табл. 1), переключить одновременно все секции, однако не на режим с показателем q = 0,75, а где-то около 0,9. В лучшем случае удастся после трех переключений выйти на показатель q = 1,1 при наружной температуре около –6 ^oC. Больше ступеней переключения нет и, начиная с –6 ^oC, завеса будет работать на выброс нагретой струи на улицу. Единственное, что логично сделать, это отключить источник тепла.

При установленном шаге 0,71 одновременное переключение всех модулей в точке –11,8 ^oC на частоту 1020 об/мин переведет защиту по (2) вместо показателя q = 0,75 на q = 0,52. При расчетной температуре –26 ^oC это может оказаться некритичным. Но при расчетной –50 ^oC (первое переключение при –32 ^oC) такое ослабление защиты приведет к неприемлемо низкой температуре затекающей смеси.

Подводя итог проведенному анализу, можно дать некоторые обобщенные проектные рекомендации приближенного характера для каждого типа завес с трехскоростными модулями при защите помещений негерметичного типа.

 Общая расчетная формула промежуточных температур t₁ и t₂, при которых должно происходить переключение скоростей, имеет вид:

t₁ = 5 – a₁(5 – t_р), t₂ = 5 – a₂(5 – t_р),

где t_р — расчетная зимняя температура, ^oC, 5 ^oC — принятая граница регулируемого температурного диапазона;

а₁ и а₂ — коэффициенты, зависящие от типа завес и параметров защиты. Дальнейшие рекомендации величин а₁ и а₂ могут служить лишь ориентировочными оценками.

Если наружная текущая температура t_р ≤ t_н < t₁ , завеса работает на штатной частоте вращения n_o. При t₁ ≤ t_н < t₂ завеса работает на второй установленной частоте n₁. При t₂ ≤ t_н < 5 ^oCзавеса работает на третьей установленной частоте n₂. Рекомендации сведены в табл. 7.

Таблица 7. Проектные рекомендации переключения скоростей завес

0,55 0,16 t_р < –26 ^oC 0,67 0,33 > 0,84 t_р ≥ –26 ^oC 0,48 0,16 t_р < –26 ^oC 0,60 0,30Боковая двусторонняя завеса — одновременное переключение всех модулей — грубое регулирование

Во всем диапазоне

0,67

0,33Боковая двусторонняя завеса — тонкое регулирова–ниеДля одной стороны*) t_р ≥ –26 ^oC 0,67 0,33Для противополож-ной стороны*) 0,33 0Для одной стороны*) t_р < –26 ^oC 0,76 0,36Для противополож-ной стороны*) 0,55 0,20Боковая односторонняя завеса — одновременное переключение всех модулей — грубое регулирование

Во всем диапазоне

0,67

0,33Боковая односторонняя завеса, 3-мо-

дульная тонкое регулированиеВерхний модуль**)

Во всем диапазоне 0,80 0,33Средний модуль**) 0,67 0,16Нижний модуль**) 0,45 0Боковая односторонняя завеса, 2-мо-дульная тонкое регулированиеВерхний модуль**)

Во всем диапазоне 0,67 0,26Нижний модуль**) 0,45 0,16

* Модули каждой стороны имеют самостоятельное регулирование по своему датчику наружной температуры.

** Каждый модуль должен быть обеспечен самостоятельным регулированием по своему датчику наружной температуры.

Литература

1. Марр Ю. Н. Воздушно-тепловые завесы. Расчет и проектирование завес для защиты проемов промышленных и общественных зданий. — СПб.: АО «НПО «Тепломаш», 2017.

Скачать статью в pdf-формате: Проблемы регулирования шиберующих завес