Сайт научно-технического журнала «Инженерные системы. АВОК Северо-Запад»

Защита завесами проемов больших размеров. Проблемы и решения. Часть вторая

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

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

(Продолжение статьи. Начало читайте в журнале «Инженерные системы» № 2, 2015)

Проемы больших размеров придают помещениям свойство герметичности. Это в свою очередь накладывает определенные особенности на аэродинамическую структуру в проеме и в пространстве помещения [1]. Во-первых, завеса должна обеспечивать расход воздуха и скорость струи, при которых показатель работы был бы равен q = 1 (q = G_з/(G_з + G_н), G_з – расход воздуха через завесу, G_н — расход наружного воздуха, протекающего в проем, при q = 1 G_н = 0). Во-вторых, из-за увеличения площади проема относительно площади помещения (а значит, и объема помещения) повышается кратность циркуляции воздушного потока через завесу. В самолетных ангарах кратность циркуляции достигает максимальных значений: обычная величина периода полной циркуляции воздушных масс в ангарах около 1 минуты. Это порождает проблему поддержания температурного режима при открытых воротах, защищенных завесами. Если завесы не подогревают воздух настолько, чтобы температура втекающей смеси равнялась расчетной внутренней температуре, то внутренний объем здания быстро заполняется воздухом с более низкой температурой, завесы начинают работать от этой температуры, а не от первоначальной расчетной, происходит понижение температуры в помещении. Обычная тепловая мощность синхронной компенсации теплопотерь — это мегаватты и даже десятки мегаватт. Если тепловой компенсации нет, то полное выхолаживание помещения до уличной температуры происходит за 3–5 минут даже при самой идеальной аэродинамической защите.

 Проблема несоразмерной тепловой мощности защиты проемов завесами хорошо известна: на защиту проемов приходится тратить тепловую мощность, сопоставимую, а чаще превосходящую мощность компенсации теплопотерь через ограждения. В самолетных ангарах из-за высокой кратности циркуляции это несоответствие доходит до абсурда и парадокса. Парадоксальность ситуации заключается в чрезвычайной кратковременности использования огромных тепловых мощностей всего лишь 2–4 раза в сутки. Нетрадиционные методы защиты [1], такие как раздельная аэродинамическая и тепловая защита, экранирование струи холодной завесы и схема раздельной двухструйной защиты (схема «домик»), обеспечивают большую экономию тепловой мощности, однако на объектах типа самолетного ангара мегаватты не удается превратить в киловатты. В настоящей работе предлагается эффективное инженерное решение обозначенной проблемы.

Схематически решение сводится к использованию накопителя теплоты, зарядка которого осуществляется малой тепловой мощностью в течение длительного периода закрытых ворот, а разрядка происходит в короткий период открытых ворот с тепловой мощностью, необходимой для синхронной компенсации теплопотерь. Технологии накопления тепловой энергии для покрытия пиковых нагрузок получили свое развитие в начале 80-х годов прошлого века [2]. Однако они практически не применялись для обслуживания коротких форсированных по тепловой мощности режимов, за исключением бытовых водонагревателей. В [2] сделана попытка развенчать мифы, которые сложились вокруг технологий накопления, и разобраться в реальном положении вещей в этой области. Все выводы опираются исключительно на американский опыт энерготеплоснабжения. Анализ накопления для реализации форсированных режимов в [2] отсутствует.

Дадим сначала укрупненную оценку масштабов сооружения по накоплению тепловой энергии, а затем подкрепим ее проектными расчетами. Примем за основу ангар с размерами 80 х 50 х 20 м. Объем помещения составляет 80 000 м³. Для защиты ворот самолетного ангара обычно требуется такой расход воздуха через завесу, который создает внутреннюю циркуляцию с периодом около 1 минуты. При этом расход смеси, оттекающей от ворот, составляет 80 000/60 = 1333 м³/с, или в массовом выражении 1670 кг/с. Пусть наружные условия таковы, что при расчетной внутренней температуре 15 ^°С средняя температура смеси составляет 6 ^°С. Тепловая мощность синхронной компенсации равна 1670 х 1,005 х (15 – 6) = 15 100 кВт. Поставлено условие, чтобы в течение 10 минут открытых ворот температура внутри ангара не опустилась ниже +1 ^°С. Для компенсации теплопотерь в ангаре установлено 150 воздухонагревателей со следующими параметрами:

= расход воздуха 7600 м³/час,

= тепловая мощность при температуре воды 90/70 ^°С и температуре воздуха 15 ^°С 100 кВт,

= расход воды при этих же условиях 1,2 л/с,

= подогрев воздуха при этих же условиях 38 ^°С.

Все воздухонагреватели установлены под потолком, всасывают самый теплый воздух и, передав ему компенсационную теплоту, наподобие дестратификаторов, отправляют его сильной струей вертикально вниз на перемешивание с охлажденной смесью. Суммарный расход горячей воды через нагреватели равен 1,2 х 150 = 180 л/с = 0,18 м³/с. Суммарный расход воздуха через нагреватели 396 кг/с.

Пусть горячая вода поступает в нагреватели из накопителя емкостью трехминутного суммарного расхода воды, т.е. 0,18 х 3 х 60 = 32,4 м³. В течение трех минут вода из накопителя выходит с температурой 90 ^°С и возвращается с температурой 70 ^°С. Предполагается, что конструкция накопителя не допускает перемешивания первичной воды с возвратной. Учитывая, что температура воздуха на выходе из нагревателей равна 15 + 38 = 53 ^°С, температура смеси воздуха, оттекающего от проема со струями из нагревателей, будет (6 х 1670 + 53 х 396)/(1670 + 396) = 15 ^°С.

Таким образом, в течение трех минут температура воздуха на всасывании в завесы и эжектируемого изнутри ангара будет оставаться неизменной и равной начальной расчетной внутренней температуре 15 ^°С. По истечении этого периода в нагреватели начнет поступать вода из накопителя с температурой 70 ^°С. Условие сохранения расходов воздуха и воды через нагреватели позволяет пересчитать температуры теплоносителей на выходе через коэффициент рекуперации τ = 38/(90 – 15) = 0,507 [3]. При новой температуре воды 70 ^°С, сохраняющейся в течение последующих трех минут, температура смеси воздуха, поступающей на всасывание в завесы и в нагреватели, начнет опускаться от 15 ^°С. Вместе с ней начнет понижаться температура затекающей смеси от 6 ^°С. Рассчитанное по минутам изменение температур воздуха и воды представлено в табл. 1. Принято, что полная циркуляция воздуха в пространстве ангара происходит за 1 минуту, а полная циркуляция горячей воды в системе с накопителем за 3 минуты.

Укрупненная оценка показала, что накопитель диаметром 3 м и высотой около 4,7 м обеспечивает в течение 10 минут положительную температуру воздуха в ангаре. Средняя тепловая мощность разрядки составляет 11 000 кВт. При этом расходуется около 7*10⁶ кДж теплоты. Зарядка накопителя в течение 7 часов потребует тепловую мощность не более 280 кВт, что и составляет разрешение энергетического парадокса, в том числе способствует выравниванию потребления тепловой энергии. Масштабы накопителя теплоты, включая и дополнительную насосную станцию, в сравнении с размерами самого ангара и ворот не представляются из ряда вон выходящими. В отдельных случаях при дефиците тепловой энергии на объекте для подогрева воды в накопителе в период закрытых ворот могла бы использоваться электроэнергия, предназначенная для привода вентиляторов завесы и воздухонагревателей при открытых воротах. Это также способствовало бы выравниванию потребления электроэнергии.

На примере того же ангара проделаем уточненные проектные расчеты температурной трансформации с использованием накопителей тепла для двух существенно отличающихся условий: наружная температура – 26 ^°С и – 50 ^°С при расчетной внутренней 15 ^°С. Размеры проема примем равными 12 х 60 м. Разности давления в проеме будут ΔР_пр1 = 12,6 Па и ΔР_пр2 = 21,8 Па. Угол струи от верхней завесы к плоскости проема α = 30^°.

Приведем последовательность расчетных выражений для режима с показателем q = 1. Будем следовать выкладкам работ [1, 4, 5].

1)   В общем случае параметр σ = ΔР_прF_пр/(ρv_з²F_з) имеет смысл отношения потоков импульсов внешнего воздействия I_пр = ΔР_прF_пр и завесы I_з = ρv_з² F_з. Условием реализации предельного режима по [1] является равенство σ* = I_пр/ I*= 1 + sinα. Условием реализации режима q = 1 является равенство σˇ = I_пр/ Iˇ = 1/λˇ + sinα, где λˇ — коэффициент эжекции для режима q = 1. Вводя параметр j = Iˇ/ I*, как отношение потоков импульса режима с q = 1 к предельному режиму, найдем из условий реализации

j = (1+ sinα)/(1/λˇ + sinα).     (1)

Параметр j является важнейшим показателем (наряду с q) организации защиты. Далее все расчетные параметры аэродинамической защиты выразим через j. Из (1) непосредственно следует выражение для коэффициента эжекции

λˇ = [(1+ sinα)/j – sinα]^-1.     (2)

2)  Геометрическое условие сопряжения прямолинейной части струи с ее искривленной частью, затекающей в проем, по [4] превращается в квадратное уравнение относительно λˇ, которое при подстановке q = 1 принимает вид

F¯ˇ = Kλˇ² + 0,5λˇ(λˇ + 1)    (3)

и позволяет определить параметр F¯ˇ (гидравлическую высоту проема) в зависимости от j.

3)  Из условия реализации режима q = 1 отыскивается параметр

σˇ = 1/λˇ + sinα.     (4)

4)  Относительная разность давлений в проеме

ΔР¯_пр = σˇ/F¯ˇ.    (5)

5)        Скорость струи в сопле завесы

vˇ_з = ( ΔР_пр/ρ ΔР¯_пр )^0,5.   (6)

6)  Поток импульса завесы для реализации условия q = 1 при заданной величине j

Iˇ = j ΔР_прF_пр.    (7)

7)  Расход воздуха через завесу для реализации q = 1 при заданной величине j

Vˇ_з = Iˇ/ρ vˇ_з.    (8)

Расход воздуха смеси, оттекающей от проема

Vˇ_см = 0,5(1 + λˇ)Vˇ_з . (8-1)

8)  Расчетная гидравлическая длина струи для определения теплопотерь

L¯ = F¯ˇ/cosα.   (9)

9)  Число единиц переноса теплоты по [1]

ε_L = 0,065(L¯)^0,556.   (10)

10)  Относительные теплопотери струи при ее контакте с наружным воздухом

Q¯_пот = Q̃|₀^L = 0,25[1 – exp(-2ε_L)] + 0,5ε_L.   (11)

11)  Безразмерная температура смеси

θ_см = 1 -2Q¯_пот(λˇ + 1)^-1 ,   (12)

температура смеси

t_см = θ_см(t₂ – t₁) + t₁.    (13)

12)  Тепловая мощность синхронной компенсации теплопотерь

Q_комп = ρC_p Vˇ_см(15 – t_см).    (14)

13)  Мощность вентиляторов завесы

N_в = ΔP_вV_з/η_в.    (15)

Здесь ΔР_в = 0,5ρ(v_з/μ)² — полное давление вентилятора, μ = 0,75 — коэффициент расхода (потери в воздушном тракте от вентилятора до выхода из сопла завесы), η_в = 0,7 — КПД вентилятора.

Рис.1. Работа завесы с накопителем теплоты

Расчеты по выражениям (2) — (15) сведены в табл. 2. Минимальное значение параметра j принято равным j = 1,5 в соответствии с рекомендацией [4] незначительного удаления от предельного режима, а также с учетом компоновочных ограничений в конструкции завес [6]. Как и следовало ожидать, соотношение j = 1,5 обусловило относительно невысокую скорость струи в сопле и весьма большую ширину сопла. Гидравлически короткая, толстая и низкоскоростная струя обеспечила относительно невысокие тепловые потери и достаточно высокую температуру смеси даже при самых суровых условиях. В противоположность этому соотношение j = 2 привело к структуре с гидравлически длинной, тонкой и высокоскоростной струей. Увеличенные тепловые потери заметно понизили температуру смеси и потребовали значительно большей тепловой мощности синхронной компенсации. В дополнение к этому организация защиты на больших потоках импульса требует установки в завесы более высоконапорных и более мощных вентиляторов. Из табл. 2 видно, что при j = 2 мощность вентиляторов в 3–3,5 раза больше, чем при j = 1,5. Тем не менее, как следует из [6], конструкции серийных вентиляторов зачастую приводят к неизбежности организации защиты с соотношением потоков импульса около j = 2.

Используя установленные в самой верхней части ангара воздухонагреватели, запитанные от накопителя теплоты, рассчитаем температурную картину воздушных потоков в течение 10–14 минут. Для компенсации теплопотерь воспользуемся воздухонагревателями, параметры которых приведены выше. Количества воздухонагревателей приведены в табл. 2. Поминутная температурная трансформация для всех вариантов выполнена по схеме, аналогичной случаю укрупненной оценки (табл. 1). Продолжительность удержания положительной температуры в ангаре в период открытых ворот определена в зависимости от объема накопителя. Результаты расчетов представлены на рисунке.

Очевидный результат состоит в том, что более низкая наружная температура требует большего объема накопителя для реализации одной и той же продолжительности поддержания положительной температуры в ангаре. Вполне ожидаемый результат состоит в необходимости большего объема накопителя при организации защиты на большем потоке импульса струи при равных наружных температурах.

Неожиданный результат — в том, что даже накопитель самого большого объема 50 м³ для j = 2 и наружной температуры – 50 ^°С (продолжительность положительной температуры 10 мин.) представляет собой всего лишь емкость диаметром 3 м и высотой 7 м. В сравнении с размерами ангара и проема это дополнение (даже включая насосы и прочую гидравлическую обвязку) не является избыточным, тем более что с его помощью решается парадоксальная задача создания на короткий промежуток времени форсированной тепловой мощности без нарушения равномерности потребления тепла. Накопитель вместе с насосной станцией может быть установлен непосредственно около тепловой станции. Однако это потребует прокладки двойной теплотрассы от теплостанции до ангара: одна — для постоянного отопления ангара, другая — для компенсации теплопотерь в период открытых ворот. Возможен вариант и одной теплотрассы, переключаемой на период открытых ворот в замкнутый контур накопителя.

Таким образом, проблема защиты ворот больших размеров холодными завесами с компенсацией теплопотерь в форсированном режиме может считаться решенной.

Таблица 1. Изменение температурной картины в пространстве ангара. Укрупненная оценка

^°С Минуты 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10Воды в нако-пителе 90 90 90 70 70 70 54,4 54,4 54,5 41,3Воздуха на всасывании в завесу и нагреватели

15

15

15

15

13,1

11,4

9,8

7,3

5,2

4,1Воздуха в смеси от завес

6

6

6

6

4,1

2,4

1,4

— 1,0

— 2,0

— 4,0Воздуха в струях от нагревателей

53,0

53,0

53,0

43,0

42,0

41,1

32,4

31,3

30,0

23,0Воздуха, поступающе-го на всасывание

15,0

15,0

15,0

13,1

11,4

9,8

7,3

5,2

4,1

1,2

Таблица 2. Результаты проектного расчета параметров защиты проема 12 х 60 м

Литература

1. Ю. Н. Марр. Защита проемов больших размеров. Проблемы и решения // Инженерные системы. АВОК-Северо-Запад. № 2. 2015.
2. М. МакКракен. Накопление тепловой энергии // АВОК. № 3. 2004.
3. В. Г. Булыгин, Ю. Н. Марр. О тепловых характеристиках водяных воздухоподогревателей // Инженерные системы. АВОК-Северо-Запад. № 3. 2013.
4. Ю. Н. Марр. Об одном заблуждении при организации защиты проемов завесами //Инженерные системы. АВОК-Северо-Запад. № 4. 2015.
5. Ю. Н. Марр. Физическое моделирование защиты проемов завесами // Инженерные системы. АВОК-Северо-Запад. № 1. 2014.
6. В. Г. Булыгин, Ю. Н. Марр. Анализ сетевых характеристик при организации защиты проемов завесами // Инженерные системы. АВОК-Северо-Запад. № 4. 2015.

Скачать статью в pdf-формате: Защита завесами проемов больших размеров. Проблемы и решения. Часть вторая