А. П. Сафонов
СБОРНИК ЗАДАЧ
ПО ТЕПЛОФИКАЦИИ
И ТЕПЛОВЫМ
СЕТЯМ
Издание третье, переработанное
Допущено Министерством высшего
и среднего специального
образования СССР в качестве
учебного пособия для студентов вузов,
обучающихся по специальности
«Промышленная теплоэнергетика»
МОСКВА ЭНЕРГОАТОМИЗДАТ 1995

ББК 31.38
С 21
УДК 697.34/075.8
Рецензент кафедра ПГЭС МЭИ
Сафонов А. П.
С21 Сборник задач по теплофикации и тепловым се-
сетям: Учеб. пособие для вузов.—3-е изд., перераб.—
М.: Энергоатомиздат, 1985.—232 с, ил.
В пер.: 65 к. 12 500 экз.
Приведены примеры и контрольные задачи по вопросам энерге-
энергетической эффективности теплофикации, теплового потребления и ре-
режимов отпуска теплоты, гидравлического и теплового расчетов, теп-
теплофикационного оборудования ТЭЦ, тепловых пунктов и сетей. Все
примеры снабжены подробными решениями. В начале каждой гла-
главы приведе' ' лущее издание
вышло в 19 певшие задачи
заменены н<
Предна: пециальностей
энергетичесн I
230301000-462 ББК 31.38
05Ч01Н5 6С94
!
лиздат, 1985

ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие к третьему изданию 4
Глава первая. Энергетическая эффективность теплофикации 5
Глава вторая. Тепловое потребление 15
Глава третья. Системы теплоснабжения ,..,,... 32
Глава четвертая. Режимы регулирования централизован-
централизованного теплоснабжения 36
Глава пятая. Гидравлический расчет тепловых сетей . . 64
Глава шестая. Гидравлический режим тепловых сетей . . 90
Глава седьмая. Теплофикационное оборудование ТЭЦ . . 117
Глава восьмая. Оборудование тепловых пунктов . . . . 123
Глава девятая. Оборудование тепловых сетей 145
Глава десятая. Тепловой расчет 161
Глава одиннадцатая. Эксплуатация тепловых сетей . . 180
Глава двенадцатая. Технико-экономический расчет си-
систем теплоснабжения 188
Приложения . . ¦ , 220
Список литературы 231

ПРЕДИСЛОВИЕ К ТРЕТЬЕМУ ИЗДАНИЮ
Второе издание учебного пособия «Сборник задач по теплофика-
теплофикации и тепловым сетям» вышло в 1968 г. Значительное развитие науки
и техники теплофикации и тепловых сетей за период, прошедший
после выхода в свет второго издания, потребовало внесения в книгу
соответствующих изменений. Структура нового издания учебного
пособия соответствует структуре пятого издания учебника
проф. Е. Я. Соколова «Теплофикация и тепловые сети», предназначен-
предназначенного для студентов теплотехнических специальностей энергетических
вузов и факультетов.
Третье издание учебного пособия подверглось значительной пере-
переработке в соответствии с содержанием указанного пятого издания
учебника, в том числе: в примерах вместо турбин с начальным давле-
давлением 3,5 и 9 МПа приведены теплофикационные турбины с начальным
давлением 13 МПа; даны примеры итерационных расчетов температур-
температурных и гидравлических режимов с использованием ЭВМ «Наири-2»; при-
приведены примеры по резервированию магистральных тепловых сетей и
определению времени замерзания воды в трубопроводе при аварии;
технико-экономические расчеты проведены с учетом новых стоимостных
показателей.
В третьем издании книги все численные примеры приведены в
единицах СИ.
Конечные результаты тепловых расчетов, связанных с проектиро-
проектированием и эксплуатацией тепловых сетей, даны также в тепловых
единицах, основанных на калории.
Одновременно было исключено несколько устаревших задач.
Наряду с этим были сохранены некоторые оригинальные типы перера-
переработанных задач из учебного пособия Б. Л. Шифринсона и автора [6].
В работе над первой главой книги принимала участие канд. техн.
наук И. А. Сафонова.
Автор выражает глубокую благодарность сотрудникам кафедры
ПГЭС Московского энергетического института: доктору техн. наук,
профессору Е. Я. Соколову и канд. техн. наук А. В. Извекову, рецен-
рецензировавшим рукопись, за внимательный просмотр и ценные замечания.
Автор выражает также особую признательность канд. техн. наук
А. В. Извекову за большой труд по редактированию книги.
Автор

ГЛАВА ПЕРВАЯ
ЭНЕРГЕТИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ
ТЕПЛОФИКАЦИИ
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Расход условного топлива на выработку теплоты на ТЭЦ или
в районной котельной, кг,
Bt = 6ttQ, A.1)
ГДе q — количество отпущенной потребителям теплоты, ГДж; Ьтт —
удельный расход условного топлива на выработку теплоты, кг/ГДж.
Удельный расход условного топлива на выработку теплоты на
ТЭЦ или в районной котельной без учета потерь теплоты во внутрен-
внутренних коммуникациях, кг/ГДж,
где tjk — КПД котельной ТЭЦ или районной котельной.
Расход условного топлива на выработку электрической энергии по
теплофикационному Вт.э и конденсационному ВР.Э циклам, кг:
Bts=&t»3t = V>3tQt; A.3)
BP.3=V3K, A.4)
где 6т8 и Ька— удельные расходы условного топлива на выработку
электрической энергии по теплофикационному и конденсационному цик-
циклам, кг/(кВт-ч); Эт и Эк — выработка электрической энергии по теп-
теплофикационному (на тепловом потреблении) и конденсационному цик-
циклам, кВт-ч; эт — удельная комбинированная выработка электрической
энергии на тепловом потреблении, кВт-ч/ГДж; QT — количество теп-
теплоты, отпущенное из отбора турбин на внешнее тепловое потребле-
потребление, ГДж.
Удельная комбинированная выработка электрической энергии на
тепловом потреблении, кВт-ч/ГДж,
^^<1 + *). A.5)
где э„ и эв.т — удельная комбинированная выработка электрической
энергии на базе внешнего и внутреннего (за счет регенеративного по-
подогрева конденсата теплофикационной установки) теплового потребле-
потребления, кВт-ч/ГДж; ет=Эв.т/э0 —относительная выработка электрической

энергии за счет регенеративного подогрева конденсата; Ят — изоэн-
тропный перепад пара в турбине от начальных параметров до давления
в отборе, кДж/кг; hT, hK.T—энтальпия пара в отборе турбины и кон-
конденсата этого пара, кДж/кг; тH( — внутренний относительный КПД
турбины; г|8м=т1мТ1г — электромеханический КПД установки; г)м и
т)г — механический КПД турбины и КПД генератора.
Относительная выработка электрической энергии за счет регенера-
регенеративного подогрева конденсата по формуле Е. Я. Соколова
*~ Ят(Ар-Ав..) " (К6)
где Лр — энтальпия пара условного регенеративного отбора, кДж/кг;
йп.в и йк.т — энтальпия питательной воды и конденсата пара из отбо-
отбора, кДж/кг; Яр — изоэнтропный перепад для потока пара условного
регенеративного отбора, кДж/кг; Ят — изоэнтропный перепад для по-
потока пара, поступающего в отбор турбины, кДж/кг.
Для расчета показателей паротурбинных установок с промежуточ-
промежуточным перегревом пара в формулы A.5) и A.6) следует подставлять
сумму Ят=Ят'-)-Ят//. Первое слагаемое Я/— это изоэнтропный пере-
перепад от состояния пара перед турбиной до давления перед промежу-
промежуточным перегревателем. Второе слагаемое Нт" — изоэнтропный перепад
от состояния за промежуточным перегревателем до давления в тепло-
теплофикационном отборе.
Удельные расходы условного топлива на выработку электрической
энергии в теплофикационном цикле Ьт3 и конденсационном цикле
с учетом регенерации 6КЭ, кг/(кВт-ч):
,..7,
V--*{?-. 0-8,
где т]к.с — КПД котельной электрической станции (ТЭЦ или КЭС);
r)ip — внутренний абсолютный КПД конденсационной выработки с уче-
учетом регенерации.
Внутренний абсолютный КПД конденсационной выработки без
учета регенерации T)j и с учетом регенерации T]iP:
; A.9)
где Як — изоэнтропный перепад конденсационного потока пара,
кДж/кг; he и Ак — энтальпии пара перед турбиной и конденсата после
6

конденсатора, кДж/кг; ек — отношение выработки электрической энер-
энергии за счет регенеративного подогрева конденсата после конденсатора
к чисто конденсационной выработке.
Значение ек можно подсчитывать по формуле A.6), в которой Ят
следует заменить изоэнтропным перепадом конденсационного потока
пара Ни, а величину Лк.т — энтальпией конденсата после конденсато-
конденсатора Лк. Формулы A.6) и A.9) можно использовать при наличии проме-
промежуточного перегрева. Для этого вместо Нк следует подставлять сумму
Як'+Як". Первое слагаемое Нк'— это изоэнтропный перепад от со-
состояния пара перед турбиной до давления перед промперегревателем,
второе #„" — это изоэнтропный перепад от состояния за промперегре-
промперегревателем до давления в конденсаторе. Кроме того, в знаменатель фор-
формулы A.9) следует добавлять ДЛп.п — повышение энтальпии пара
в промежуточном перегревателе.
ПРИМЕРЫ
Пример 1.1. Определить удельную (отнесенную на 1 ГДж и на
1 Гкал теплоты, выработанной на станции) экономию условного топ-
топлива при теплофикации по сравнению с раздельной схемой энергоснаб-
энергоснабжения промышленного предприятия, имеющего технологическую тепло-
тепловую нагрузку.
Определить также относительную экономию топлива при теплофи-
теплофикации (отношение экономии топлива при теплофикации к расходу
топлива при раздельной схеме энергоснабжения).
Теплофикационный вариант: — ТЭЦ с начальными параметрами
пара ро=13 МПа1 и /0=555°С, противодавление турбин ри=0,7 МПа,
температура питательной воды ?п.в=230°С, температура конденсата
?к.т = ЮОсС, внутренний относительный КПД турбин ТЭЦ THi=0,82 и
электромеханический КПД т)эм=0,97.
Вариант с раздельной схемой энергоснабжения: КЭС с начальны-
начальными параметрами пара ро=24 МПа и /0=540°С, параметры пара после
промежуточного перегрева рп.п=4 МПа и /п.п=540°С, потеря давле-
давления в промежуточном перегревателе Дрп.п=0,5 МПа, давление в кон-
конденсаторе р„=0,004 МПа, температура питательной воды <„.в=260вС,
внутренний относительный КПД турбин КЭС rio<=O,84, электромеха-
электромеханический КПД т1еМ=0,98, КПД котельной КЭС и ТЭЦ т)к.о=0,9 и
КПД промышленной котельной г|р.к=0,82.
Потерей теплоты внутренних трубопроводов ТЭЦ, КЭС и котельной
пренебречь. Выработку электроэнергии ТЭЦ и КЭС, а также КПД теп-
тепловых сетей в обоих вариантах считать одинаковыми. Приведенные
выше КПД являются средними2.
3деСЬ и далее в Данной главе приведено абсолютное давление
инеРеА Турбиной> противодавление турбины и давление в отборе
Это условие относится также к последующим примерам.
7
I

Решение. Энтальпии пара перед турбинами ТЭЦ, питательной
воды и конденсата с производства: Л0=3490 кДж/кг; Лп.в=990 кДж/кг,
Лк.т=419 кДж/кг.
Изоэнтропный перепад для турбин ТЭЦ и энтальпия пара, посту-
поступающего на производство: Ят=760 кДж/кг; Лт=До—#тт|сп=3490—
—760-0,82=2867 кДж/кг.
Параметры пара условного регенеративного отбора для ТЭЦ: tp =
)=«165оС; рР=0,7 МПа; ЯР=760 кДж/кг;
ЛР=АО—ЯртH{=3490—760-0,82=2867 кДж/кг.
Относительная выработка электрической энергии за счет регенера-
регенеративного подогрева конденсата на ТЭЦ
ЯрСАд.в — Ак.т) _ 760(990 — 419)
вт= Яг(Ар —Vb) 760B867 — 990) **0'т-
Удельная комбинированная выработка электрической энергии па
тепловом потреблении
278Ят->)о;У1змA+ет) 278.760-0,82-0,97A +0,304)
Эт~ [Ат —Ак.т = 2867 — 419 ~
= 89,5 кВт-ч/ГДж = 375 кВт-ч/Гкал.
Удельные расходы условного топлива на выработку электрической
энергии и теплоты на ТЭЦ:
ИЛИ
143 143
V= = =159 кг/Гкал.
Чк.с 0,9
Для варианта с раздельной схемой энергоснабжения энтальпия
пара (перед турбиной и после промперегревателя), конденсата в кон-
конденсаторе и питательной воды на КЭС; Ло=3335 кДж/кг; Ап.ц=
=3550 кДж/кг; Ак=121 кДж/кг; Ап.в=1135 кДж/кг.
Изоэнтропные перепады от состояния пара перед турбиной до дав-
давления на входе в промперегреватель и от состояния пара после пром-
промперегревателя до давления в конденсаторе, а также повышение энталь-
энтальпии в промежуточном перегревателе: Я'к=445 кДж/кг; Нк"=
= 1350 кДж/кг; Я„=Я'„+Я"К=445+1350= 1795 кДж/кг; ДА„.П=
=660 кДж/кг.
8

Паоаметры пара и изоэнтропный перепад условного регенеративно-
регенеративного отбора турбин КЭС: ^Р=0>5(/„.вЧ-'к)=0,5B60+29)«145вС; рР=
=0,416 МПа; Я'„=445 кДж/кг; Я"„.р=600 кДж/кг;
Яр=Я'к+Я"к.р=445+600= 1045 кДж/кг;
/гр=Ап.п-Я"„.Рт10<=3550-600-0,84=3046 кДж/кг.
Отношение выработки электрической энергии за счет регенератив-
регенеративного подогрева конденсата на КЭС к чисто конденсационной выра-
выработке
*р(Ув-* _ 1045A135-121)
*к== Як(Ар-йп.в) 1795C046-1135) u>l5W-
Внутренние абсолютные КПД конденсационных турбин КЭС без
учета и с учетом регенерации:
_ "*Ы 1795-0,84 _
41" ho+Ahnu—hK 3335 + 660-121 ' '
0.389A + 0,309)
1+0,309-0,389
Удельные расходы условного топлива на выработку электрической
энергии на КЭС и теплоты в промышленной котельной:
0 123 0 123
кг/(кВТ1Ч);
34,1 34.1
0,82
V—^—=?-41.6 кг/ГДж,
или
Экономия условного топлива при теплофикации по сравнению
с раздельной схемой энергоснабжения, отнесенная к единице вырабо-
выработанной теплоты A ГДж и 1 Гкал):
за счет комбинированной выработки электрической энергии на ТЭЦ
(Вр.э—Вт.,)/QT = (Ьк8—Ь,»)эт= @,307—0,141)89,5= 14,8 кг/ГДж,
или
(Вр.8-Вт.э)/<Эт= Fкэ—6тэ)эт= @,307-0,141K75==62 кг/Гкал;
за счет более экономичной выработки теплоты на ТЭЦ
(Вр.т—Вт.т)/QT=6Р*-Ьтт=41,6-37,9=3,7 кг/ГДж,
или
(Вр.т—Bt.t)/Qt=6pt-6tt = 174,4—159=15,4 кг/Гкал;
за счет обоих указанных факторов
(BP—BT)/QT= 14,8-1-3,7=18,5 кг/ГДж,
или
(Вр—Bt)/QI=62-fl5,4=77,4 кг/Гкал.
Суммарная экономия условного топлива при теплофикации по
сравнению с раздельной схемой энергоснабжения, отнесенная к полно-
i 9

му расходу условного топлива при раздельной схеме энергоснабжения,
(Вр—Вт)/Вр= ( р —^tVQt =18M/б9,1=0,268.
Отметим, что проведенный сравнительный расчет не учитывал
в рассматриваемых вариантах различия в потерях электроэнергии
в электрических сетях, в потерях теплоты в тепловых сетях и в расхо-
расходах электроэнергии на собственные нужды.
Пример 1.2. На ТЭЦ установлены две турбины ПТ^0/60-130/7
с начальными параметрами пара ро=13 МПа и fo=555cC, давлением
пара в промышленном отборе рц=0,7 МПа, средним давлением пара
в отопительном отборе рт=0,09 МПа и давлением в конденсаторе
рк=0,005 МПа. Температура питательной воды ?ц.в=230°С. Годовая
выработка электрической энергии на ТЭЦ Э=700-10в кВт-ч/год.
Годовая выработка теплоты на ТЭЦ с паром промышленных отбо-
отборов давлением 0,7 МПа Qi=3 500 000 ГДж/год=835 300 Гкал/год,
с паром отопительных отборов давлением 0,09 МПа Q2=
= 1800 000 ГДж/год=429 600 Гкал/год, выработка теплоты водогрей-
водогрейными паровыми котлами ТЭЦ <2з=300 000 ГДж/год=71 600 Гкал/год.
Суммарная годовая выработка теплоты на ТЭЦ Q=5 600 000 ГДж/кг=
= 1 336 500 Гкал/год.
Конденсат от потребителей пара и от сетевых подогревателей
с температурой ^k.ti = ^k.t2=96°C полностью возвращается на ТЭЦ.
Определить годовой расход условного топлива на ТЭЦ. При рас-
расчете принять КПД энергетических котлов ТЭЦ Т1к.о=0,9, КПД пико-
пиковых водогрейных котлов т)„.п=0,86, внутренний относительный КПД
турбин т]<и=0,82 и электромеханический КПД т)Эм=0,98.
Потерей теплоты во внутренних трубопроводах ТЭЦ пренебречь.
Решение. Энтальпии пара, конденсата, питательной воды и изо-
энтропные перепады: fto=3490 кДж/кг; йк.т1=Ак.т2=402 кДж/кг; hK =
= 138 кДж/кг; Ап.в=990 кДж/кг; ЯТ1=760 кДж/кг; Ят2=1100 кДж/кг;
Ят.к = 1465 кДж/кг; ftTi=fto—#tiT1o<=349O—760-0,82=2867 кДж/кг;
ftT2=fto—Ят2ты=3490—1100-0,82=2588 кДж/кг; hK=h0—Ят.нт1о<=349О—
—1465-0,82=2289 кДж/кг.
Параметры пара условного регенеративного отбора турбин ТЭЦ
(для подогрева конденсата промышленного и отопительного отборов):
*Pi=^P2=0,5(fn.B+fK.Ti) =0,5B30+96) = 163 °С; рр1=Рр2=0,67 МПа;
Яр, = Яр2 = 765 кДж/кг; ftPi = Ар2 = Ао—ЯР1Т)О( = 3490—765-0,82=
=2863 кДж/кг.
Относительная выработка электрической энергии за счет регенера-
регенеративного подогрева конденсата паром отборов:
ЯР1(Лп.в —Лк.т) 765(990 — 402)
*т1= Ят^йр! —А„.в) 760B863 —99О)=О>316:
Яра(Ув — &к.т)_ 765(990 — 402)
! Ята(йр2-А„.в) 1100B863-990) =0.218-
10

Удельная комбинированная выработка электрической энергии на
тепловом потреблении производственного и отопительного отборов:
278Ят1->Hг%цA + *т) 278-760-0,82-0,98A + 0,316)
Зт1=° Ап-Ак.п ~ 2867-402
= 90,6 кВт-ч/ГДж;
мA + ег) 278-1100-0,82-0,98A
_ __
Этг~~ ЯТ1-ЛКт1 2588-402
• = 137 кВт-ч/ГДж.
Годовая выработка электроэнергии на тепловом потреблении в по
конденсационному циклу на ТЭЦ:
5i=3TlQi-f-3T2Q2=90,6-3,5-10e-fl37-l,8-10e=564-10e кВт-ч/год;
т=700-10в—564-106=136-10в кВт-ч/год.
Параметры пара условного регенеративного отбора для подогрева
конденсационного потока ТЭЦ: /р=0,5 (^п.в+^к) =0,5 B30-}-32)=131 °С;
рр=0,279 МПа; ЯР=920 кДж/кг; ftP=/io—ЯртH(=3490—920-0,82=»
= 2736 кДж/кг.
Значения е„.Т| гц и т|,р для конденсационной выработки:
#р(йц.в — К) 920(990—138) _
йк-т= Ят.к(Лр —Ап.в) 1465B736 — 990) 0'306'
m H^oj 1465-0,82
Ч' = 1^7= 3490-138 =0'358;
п_%A+^к.т) _ 0,358A+0,306)
1 + бк.т^г 1 + 0,306-0,358 ' "
Удельные расходы условного топлива на выработку электрической
энергии по теплофикационному и конденсационному циклам:
«.э О-123 0,123
6т ^^г=оТ^8-=0-1
,э 0,123 0,123
=0,9-0,421.0,98 =0>331
Удельные расходы условного топлива на выработку теплоты
в энергетических и пиковых водогрейных котлах ТЭЦ:
6tt=34,1/tik.o=34,1/0,9=37,9 кг/ГДж=159 кг/Гкал;
Ьт.пт=34,1/т1т.д=34,1/0,86=39|7 кг/ГДж=166 кг/Гкал.
Годовой расход условного топлива на ТЭЦ на выработку электри-
электрической энергии, на выработку теплоты и суммарный:
Ят.э=ЬтэЗт4-Ьи.т8Э„.т=0,14-564-10в+0,ЗЗЬ136-10б=124-10<» кг/год;
^ bT(Q+Q)+u
+Q.,(,51
+39,7-0,3-10в=213-10е кг/год;
Ят=Вт.8+Вт.,=124-Юо+213-10в=337-10в кг/год.
11

Пример 1.3. Для предыдущего примера определить абсолютную,
удельную (на 1 ГДж и 1 Гкал теплоты, отпущенной потребителям) и
относительную экономию топлива при теплофикации по сравнению
с раздельной схемой энергоснабжения. Для раздельной схемы энерго-
энергоснабжения значения Ьк" и Ьрт для КЭС и районной (промышленной)
котельной взять из примера 1.1. Чтобы учесть дополнительные потери
электрической энергии в электрических сетях при раздельной схеме
энергоснабжения, выработку электрической энергии на КЭС принять
на 7 % больше, чем на ТЭЦ.
Сравнительный расчет провести при одинаковом отпуске теплоты
потребителям в обоих вариантах. Для тепловых сетей (водяных и паро-
паровых) от ТЭЦ принять ^.|ц = 0,94 и от районной (промышленной) ко-
котельной т1стр'к=0,96.
Решение. Из примера 1.2 для варианта теплофикации имеем:
Э=700-10в кВт-ч/год; QT=5,6-10« ГДж/год; Вт.э=124-10в кг/год;
Вт.т=213-10в кг/год; Вт=Вт.э+Вт.т=337-10в кг/год.
Для варианта с раздельной схемой энергоснабжения принимаем:
Ьк»=0,307 кг/(кВт-ч) и &рт=41,6 кг/ГДж (см. пример 1.1).
Выработка электрической энергии на КЭС
3„= 1,07.9= 1,07-700- 10в=749- 10е кВт-ч/год.
Отпуск теплоты (в виде воды и пара) потребителям и выработка
теплоты районной (промышленной) котельной
= 5,6- 10в-0,94 = 5,26-10» ГДж/год;
<Эр=<Эп/т]с.тР-к=5,26- 10в/0,96=5,48-10» ГДж/год.
Годовой расход условного топлива на выработку электрической
энергии на КЭС и теплоты в районной котельной, а также суммарный:
Вр.э=6кэЭк=0,307-749-10<>=230-10в кг/год;
Вр.т = &рт<Эр=41,6-5,48-10в=228-10е кг/год;
Вр=Вр а-(-Вр.т=230- 10e-f228- 10e=458-106 кг/год.
Абсолютная экономия условного топлива от комбинированной вы-
выработки электрической энергии за счет централизации теплоснабжения
и суммарная:
ДВэ=Вр.э—Вт.э=230-10в—124-10^106-Ю» кг/год;
ДЯт=Вр.т—Вт.т=228-10в—213-10«=15-10в кг/год;
ДВ=ДВв-Ндвт=106• Юв-|-15- 10в= 121. ю« кг/год.
Суммарная экономия топлива относительная и удельная:
12Ы0»
- „a lfv, =23 кг/ГДж = 96,2 кг/Гкал.
5,26-10е

Проведенные расчеты показывают, что в рассматриваемом случае
экономия топлива получается в основном за счет комбинированной вы-
выработки электрической энергии.
Пример 1.4. На промышленном предприятии были проведены спе-
специальные работы и организовано использование теплоты отработавше-
отработавшего пара молотов и прессов на нужды отопления и горячего водоснаб-
водоснабжения в количестве Q = 106 ГДж/год. До реконструкции предприятия
указанные нужды обеспечивались промышленной котельной установкой
с КПД Т1„=О,85.
Определить экономию условного топлива от использования теплоты
указанных вторичных энергоресурсов.
Решение. Удельная экономия условного топлива от использова-
использования вторичных ресурсов
Д6=34,1/Лк=34,1/0,85=40,1 кг/ГДж.
Суммарная годовая экономия условного топлива
ДВ=Д&B=40,Ы0в кг/год=40 100 т/год.
Пример 1.5. Определить экономию условного топлива от использо-
использования указанного в примере 1.4 количества вторичных энергоресурсов
при условии, что на предприятии нагрузка отопления и горячего во-
водоснабжения до реконструкции теплоснабжения покрывалась от ТЭЦ.
При расчете принять КПД котельной г)к.с=0,89, удельную выработку
электроэнергии на тепловом потреблении эт = 120 кВт-ч/ГДж и раз-
разность удельных расходов условного топлива на выработку электроэнер-
электроэнергии на КЭС и ТЭЦ 6„э—Ьтэ=0,2 кг/(кВт-ч).
Решение. Удельная экономия условного топлива
ДЬ = 6/-Д6Э=^- FK-V)aT= -7Г5о~-0.2-120= 14,3 кг/ГДж
Суммарная годовая экономия условного топлива
ДВ=Д&<Э=14,3-10в кг/год=14300 т/год.
Сопоставление полученных результатов с результатами предыду-
предыдущего примера показывает, что использование вторичных энергетиче-
энергетических ресурсов при теплоснабжении предприятия от ТЭЦ дает экономию
топлива в 2,8 раза меньше, чем при теплоснабжении его от промыш-
промышленной котельной.
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 1.6. Район города с годовым полезным потреблением тепло-
теплоты в виде воды Qn=10-10e ГДж/год от индивидуальных (домовых)
котельных с КПД т)к.п=0,6 намечено перевести на теплоснабжение от
„ 13

районных котельных с КПД ¦пн.р=0,8 при КПД тепловых сетей tic =
=0,95.
Определить абсолютную годовую, относительную (по отношению
к расходу топлива в индивидуальных котельных) и удельную (на еди-
единицу теплоты, выработанной в районной котельной) экономию услов-
условного топлива.
Ответ.
АВ=Ва—Вк.р=12Ы0в кг/год;
АВ KB
— 0,213; — 11,5 кг/ГДж.
в Q
Задача 1.7. Решить задачу 1.6 при условии, что теплоснабжение
от индивидуальных котельных будет переведено на теплоснабжение от
ТЭЦ, оборудованной турбинами с теплофикационным отбором и на-
начальными параметрами пара ро= 13 МПа и fo=555 °C.
Среднее за год давление пара в теплофикационном отборе рт=
= 0,09 МПа, давление пара в конденсаторе рк=0,005 МПа, температу-
температура конденсата после сетевых подогревателей fT=96°C и температура
питательной воды ^„.„=230 °С. При расчете принять: внутренний отно-
относительный КПД турбин на ТЭЦ г|о;=О,82; электромеханический КПД
Пэм = 0,97, КПД паровых котлов станции (ТЭЦ и КЭС) г]к.с=0,9;
КПД пиковых водогрейных котлов т1к.п=0,86; КПД тепловой сети от
ТЭЦ т)с,т=0,94. Выработка электрической энергии на ТЭЦ 3 =
= 1200-106 кВт-ч/год.
Отпущенное из отборов турбин количество теплоты составляет
75 % общего отпуска теплоты от ТЭЦ. Для варианта с раздельной
схемой энергоснабжения удельный расход условного топлива на вы-
выработку электрической энергии на КЭС взять из примера 1.1.
При варианте с раздельной схемой энергоснабжения выработку
электрической энергии принять на 7 % выше, чем на ТЭЦ.
Ответ. ДВ=363-10« кг/год; ДВ/Ви=0,377, AB/Qn=36,3 кг/ГДж.
Задача 1.8. Тепловые потребители районной котельной в летний
период времени были переведены на снабжение теплотой от ТЭЦ по
специальному соединительному теплопроводу. Это позволило на ТЭЦ
дополнительно выработать электрическую энергию на тепловом потреб-
потреблении и одновременно на то же значение сократить выработку элек-
электрической энергии по конденсационному циклу на КЭС.
Определить экономию условного топлива по энергосистеме за счет
указанного мероприятия, если полезный отпуск теплоты у потребителей
районной котельной за рассматриваемый летний период составил Q=
=600 000 ГДж.
При расчете принять следующие исходные данные: удельный рас-
расход условного топлива на единицу теплоты, отпущенной от районной
котельной, 6рт=40,6 кг/ГДж и от ТЭЦ 6тт=40,3 кг/ГДж; удельный
расход условного топлива на отпущенную электрическую энергию при
14

выработке ее на тепловом потреблении на ТЭЦ Ьтэ=0,16 кг/(кВт-ч)
и по конденсационному циклу на КЭС 6кэ=0,34 кг/(кВт-ч); удельная
выработка электрической энергии нетто на тепловом потреблении эт=
= 145 кВт-ч/ГДж; для летнего периода КПД тепловой сети районной
котельной т)с.к=\0,86 и КПД тепловой сети ТЭЦ пс.т=0,85.
Ответ. ДВ^18 000 т.
ГЛАВА ВТОРАЯ
ТЕПЛОВОЕ ПОТРЕБЛЕНИЕ
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Теплопотери через наружные ограждения, Вт (Дж/с):
Q,-B*Fq>) (*»-/.). B.1)
или
tB), B.2)
где F — поверхность отдельных наружных ограждений здания, м2; к —
коэффициент теплопередачи отдельных наружных ограждений здания,
Вт/(м2-°С); tB— температура наружного воздуха, СС; tB— температу-
температура внутреннего воздуха помещений, °С; i|) — поправочный коэффициент
на расчетный перепад температур для верхнего и нижнего горизонталь-
горизонтальных ограждений (для стен и окон *|>=1); V — наружный объем зда-
здания, м3; <7о — удельные тепловые потери теплопередачей через наруж-
наружные ограждения здания, Вт/(м3-°С).
Тепловая нагрузка отопления
Qo = Qt+Qh—Qtb, B.3)
где <3и — теплопотери инфильтрацией из-за поступления холодного воз-
воздуха в помещение через неплотности наружных ограждений; QTB —
внутренние тепловыделения.
Тепловая нагрузка вентиляции, Вт,
QB=mVBcB(tB-tB), B.4)
или
Q*=qBV(tB-tB), B.5)
где VB — вентилируемый объем здания, м3; т — кратность обмена воз-
воздуха, 1/с, с„ — объемная теплоемкость воздуха, Дж/(м3-°С); qB —
Удельная тепловая нагрузка вентиляции, Вт/(м3-°С); V—объем здания.
Тепловая нагрузка горячего водоснабжения средненедельная для
зимнего периода, Вт,
aMc(tr-tx))
пс
15

где М — число жителей, чел.; а — средненедельный расход горячей
воды на человека в сутки, кг/(сут-чел); t* — температура холодной (во-
(водопроводной) воды (для зимы fx=5°C); tr — температУ'ра нагретой
воды, поступающей в систему горячего водоснабжения,/^; с — тепло-
теплоемкость воды, Дж/(кг-°С); «о —расчетная длительность подачи теп-
теплоты на горячее водоснабжение, с/сут. j
Тепловая нагрузка горячего водоснабжения средняя за сутки ма-
максимального потребления и максимальная, Вт:
Qrop.c=XHQrcp.H. B.7)
<Эгм=ХнХ0<Эгср-н, B.8)
где Хн — коэффициент недельной неравномерности расхода теплоты;
Хо — коэффициент суточной неравномерности расхода теплоты за сут-
сутки наибольшего водопотребления.
ПРИМЕРЫ
Пример 2.1. Определить удельные теплопотери и расчетные тепло-
потери через наружные ограждения здания длиной 86 м, шириной
14 м и высотой 20 м.
Коэффициент остекления (отношение поверхности окон к общей
поверхности вертикальных наружных ограждений) ф=0,2. Коэффициен-
Коэффициенты теплопередачи стен, окон, потолка и пола: ftc« = l,20 Вт/(м2-°С);
Аок=3,23 Вт/(м2-°С); ?пт=0,90 Вт/(м2-°С); feno=0,77 Вт/(м2-°С).
Коэффициенты снижения расчетной разности температур для стен,
окон, потолка и пола: 'фот=фок=1; ^Пт=0,8; г|>пл=0,6. Температура
внутреннего воздуха /в.р==18°С, а расчетная для отопления температу-
температура наружного воздуха /я.о=—25 °С.
Решение. Поверхности стен, окон, потолка и пола: Fct=
= (86+14J-20-0,8=3200 м"; F0K= (86+14J-20-0,2=800 м2; FnT =
=.Рпл=86-14=1204 м2.
Наружный объем здания
К=86-14-20=24080 м3.
Удельные теплопотери теплопередачей через наружные огражде-
ограждения здания
Яо= —=
A,2-3200+3,23-800+ 0,9-1204-0,8+0,77-1204-0,7)
24080
= 0,326 Вт/(м»-вС) =0,280 ккал/(м»-ч-°С).
Расчетные теплопотери теплопередачей через наружные ограждения
здания
QT'=9oV(fBP_;HO) =0,326-24080A8+25)=337000 Вт=
=0,337 МВт=0,290 Гкал/ч.
(Напомним, что 1 Вт=1 Дж/с и 1 МВт=1 МДж/с.)
16

Пример 2.2. Для здания, указанного в примере 2.1, определить
тренние тепловыделения, теплопотери за счет инфильтрации и рас-
расчетную нагрузку отопления. Для определения внутренних тепловыде-
тепловыделений принять, объемный коэффициент здания Ko6=V/FK=6,4 м3/м*
(Fm — жилая площадь, м2), а удельные тепловыделения (на 1 м2 жи-
жилой площади) Д=20 Вт/м«.
Для определения отношения теплопотерь инфильтрацией к тепло-
потерям теплопередачей через наружные ограждения воспользоваться
приближенной формулой
= Ь л/ 2gL (у 1 - -^-
V- = QJQr = Ь л/ 2gL (у 1 - -^-) +Кац
где Qz — теплопотери инфильтрацией, Вт; QT — теплопотери теплопе-
теплопередачей через наружные ограждения, Вт; Я — высота здания, м; L*a
«Д25Я — расчетная высота для среднего этажа здания (L—0,25-20=
=5 м); 7в=273+/в и Га=273+<а — температура внутреннего и на-
наружного воздуха, К; w — скорость ветра, м/с (ш=5 м/с); Кавр=0,6;
E — поправочный коэффициент, учитывающий несовпадение во времени
принятых в расчете скорости ветра и температуры наружного воздуха
(по СНиП для европейской части СССР $=0,6); b — постоянная вели-
величина F=0,035 с/м при рн=1,42 кг/м3 и коэффициенте воздухопрони-
воздухопроницаемости окон для наиболее простого уплотнения их притворов); рн —
плотность воздуха при температуре tB, кг/м3.
Решение. Из примера 2.1 имеем
V=24 080 мз и Q'T=0,337 МВт.
Жилая площадь здания
Fm=V/Ko6=24 080/6,4=3760 м*.
Внутренние тепловыделения
Qtb=?tbF»=20-3760=75 200 Вт.
Теплопотери инфильтрацией в долях от Q'T
р. = 0,035 1/2.9,81.5^1—-|^-j + 0>6E-0,6J2 =0,156.
Теплопотери инфильтрацией при tB.o——25 СС
QV=±(jiQ't=0,156.337 000=52 600 Вт.
Тепловая нагрузка отопления
Q'o=Q't+Q'a—Qtb=337 000+52 600—75 200=314 400 Вт.
* Величина ц определена по формуле Е. Я. Соколова [1], в кото-
э*А введены аэродинамический коэффициент Каар и поправочный ко-
2-270 17

Приведенный расчет показывает, что расчетные теплопотери ин-
инфильтрацией не особенно сильно отличаются от внутренних тепловы-
тепловыделений. В связи с этим для упрощения в дальнейших/расчетах по
определению тепловой нагрузки отопления жилых зданий будем при-
принимать Q'h^Qtb и Q'0=Q't. При tB>tB.o разницу в/значениях QH и
Qtb для упрощения расчетов также учитывать не будем.
Пример 2.3. Для здания, рассмотренного в примерах 2.1 и 2.2,
определить зимнюю тепловую нагрузку горячего водоснабжения сред-
ненедельную, среднюю за сутки максимального потребления и макси-
максимальную. При расчете принять: обеспеченность жилой площадью /ж =
= 10 м2/чел; средненедельный расход воды за сутки на 1 человека а=
=105 кг/(сут-чел) (см. приложение 3); температуру холодной (водо-
(водопроводной) воды для зимнего периода /х=5°С; температуру нагретой
местной воды /г=60сС; коэффициент недельной неравномерности рас-
расхода теплоты хн=1,2; коэффициент суточной неравномерности расхода
теплоты за сутки наибольшего водопотребления %с=1,83.
Определить также тепловую нагрузку горячего водоснабжения для
летнего периода при температуре холодной воды fx.n = 15°C и коэф-
коэффициенте, учитывающем снижение летнего расхода воды на горячее
водоснабжение за счет миграции жителей, <рл=0,8.
Решение. Из примера 2.2 известно F»=3760 м2. Число жителей
здания
М=Рж//ж =3760/10=376 чел.
Тепловые нагрузки горячего водоснабжения для зимнего периода
средненедельная, средняя за сутки максимального потребления и мак-
максимальная:
пс 3600-24
= 0,105 МВт = 0,0903 Гкал/ч;
,2-0,105=0,126 МВт=0,108 Гкал/ч;
<Эгм=кнИс<Эгор-н=1,2-1,83-0,105=0,231 МВт=0,199 Гкал/ч.
Отношение нагрузок горячего водоснабжения в зимний период к
расчетной отопительной нагрузке:
PcP.H=Qrcp-H/Q'o=0,105/0,337=0,312;
Pop.c=Qrcpc/Q'o=0,126/0,337=0,374;
pM = QrM/Q'o=0,231/0,337=0,685.
Тепловые нагрузки горячего водоснабжения для летнего периода:
a^Mc(tr — <Х|Л) 105-0,8-376-4190F0—15)
п, = 3600-24 =
= 68 700 Вт = 0,0687 МВт;
:н = 1,2-0,0687 = 0,0824 МВт;
(8
<2"л = *h*cQ^h = 1.2-1,83-0,0687 = 0,151 МВт.

Пример 2.4. Определить годовые расходы теплоты на отопление,
горячее водоснабжение и суммарный для здания, рассмотренного в
примерах 2.1 и 2.3. Средняя температура наружного воздуха за ото-
отопительный период fHcp=—3,2 °С, длительность этого периода по =
=4920 ч= 17,7- 10е с. Полная длительность работы тепловой сети за
год п=8400 ч=30,2-10в с, т. е. длительность летнего периода пя =
=30,2-106—17,7-106= 12,5-10е с.
Решение. Средняя за отопительный период нагрузка отопления
определяется пересчетом:
i
'в.р
'в.р— '
0.337-1^^=0,166 МВт.
A8 + 25)
Годовой расход теплоты на отопление
<20год=<20срЯо=о,1б6-17,7-10в=2940-103 МДж/год=
=2940 ГДж/год=701 Гкал/год.
Годовой расход теплоты на горячее водоснабжение подсчитывает-
ся для зимнего и летнего периода отдельно
w _Яо) = 0> 105.17>7.1Ов + 0,0687.12,5-10» =
2720-103 МДж/год=2720 ГДж/год = 649 Гкал/год.
Суммарный годовой расход теплоты
ГДж/год=
1350 Гкал/год.
Пример 2.5. Построить годовой график продолжительности отопи-
отопительной нагрузки. Расчетная нагрузка при температуре наружного воз-
духа /н.о=—25 СС и внутренней температуре /в.р = 18°С составляет
<Э'о = ЮМВт (МДж/с).
Число часов за отопительный период со среднесуточной темпера-
температурой наружного воздуха, равной или ниже рассматриваемой, при-
принять по табл. 2.1 (для условий г. Москвы).
Таблица 2.1
Среднесуточные темпера-
температуры наружного воздуха,
°С
Продолжительность пе-
периода состояния, ч
Ниже
-30
18
—25
47
-20
172
—15
418
—10
905
—5
1734
0
3033
+8
4920
Пользуясь графиком, подсчитать годовой расход теплоты на отоп-
отопление, а также коэффициент использования максимума отопительной
нагрузки за отопительный период.
2*
19

Решение. Тепловая нагрузка отопления при произвольной тем-
температуре наружного воздуха может быть определена из зависимости
8< \
Q. = Q
/
Эта зависимость линейная и
г—г— u I
'в.р ~~ 'в.о ' /
для построения графика <2о=Д*н) достаточно знать дЪе точки. Одна
1б10*\п,м
Рис. 2.1. К примеру 2.5
даз них при /н.о=—25 °С известна из заданных условий, Q'o = 10 МДж/с.
Другую при <н=8°С (начало и конец отопительного периода) находим:
/18 — 8\
Qo=10 =2,33 МДж/с. Наносим эти точки в верхнем ле-
\ 43 /
вом квадранте (рис. 2.1) и проводим прямую линию.
В нижнем левом квадранте по данным табл. 2.1 строим график
n=f(tB), где п — число часов отопительного периода, когда температу-
температура наружного воздуха равна рассматриваемому произвольному значе-
значению /н или ниже его.
20

В нижнем правом квадранте проводим вспомогательную прямую
для перевода часов в секунды, т. е. производим графическое умноже-
умножение на 3600. Значение времени л в секундах (или кнлосекундах)
откладываем на оси абсцисс графика Q=f{n), размещенного в верхнем
правом квадранте.
Построение графика <3=/(я) начинаем с переноса на его ось ор-
ординат расчетной тепловой нагрузки (Q'o=10 МДж/с) с графика Q=
=f(M при л^О. В результате получаем точку /.
Далее задаемся температурой наружного воздуха /в=—20 СС и
определяем для нее по графику Q=f(tB) тепловую нагрузку Q=
=8,84 МДж/с, а по графику n=f(tB) — продолжительность периода
стояния температуры наружного воздуха /н=—20 °С и ниже (л=
= 172 ч). Проводим горизонтальную линию до вспомогательной прямой
и откладываем результат на оси абсцисс графика Q=f(n) (л=3600Х
Х172=0,62-10в с=0,62-103 кс). По величинам <)=8,84 МДж/с и л=
=0,62-103 кс наносим на графике Q=f(n) точку 2. Аналогично на-
находятся точки 3, 4 к 5 при температурах наружного воздуха —10, 0 и
-f-8°C. Соединяя кривой найденные точки, получаем график Q=f(n).
При построении графика Q=f(n) можно обойтись без двух ниж-
нижних квадрантов, если значения времени л из табл. 2.1 в секундах
(килосекундах) непосредственно откладывать на оси абсцисс этого
графика.
Находим площадь, ограниченную кривой Q=f{n) и осями коорди-
координат графика, которая равна 1090 мм2. Поскольку масштаб оси орди-
ординат 1 мм=0,2 МДж/с, а оси абсцисс 1 мм=400 кс, то масштаб пло-
площади графика составит 1 мм2=0,2-400-103=80-103 МДж=80 ГДж.
Следовательно, годовой отпуск теплоты
Qfод = 1090 • 80=87 200 ГДж/год.
Средняя нагрузка за отопительный период
87 200-103/4920-3600=4,92 МДж/с.
Коэффициент использования максимума тепловой нагрузки за ото-
отопительный период
v=QcPno/Q'ono=Qcp/Q'o=4,92/10=0,492.
Пример 2.6. Тепловая нагрузка (по примеру 2.5) покрывается теп-
теплотой вторичных энергоресурсов и от котельной. Тепловая мощность
вторичных энергоресурсов равна 50% расчетной тепловой нагрузки.
Котельная работает только при низких температурах наружного воз-
Духа. Определить годовой расход теплоты вторичных энергоресурсов.
Р е ш е н и е. Суммарный годовой расход теплоты (см. пример 2.5)
87 200 ГДж/год. Для определения количества теплоты, отпу-
отпущенной за год за счет вторичных энергоресурсов, проводим на графи-
21

ке Q=f(n) горизонтальную линию с ординатой, равной тепловой мощ-
мощности вторичных энергоресурсов Qx=0,5-10=5 МДж/с (рис. 2.1). Пло-
Площадь графика ниже этой линии /х=940 мм2 будет в масштабе соот-
соответствовать количеству теплоты, отпущенной за год за счет вторичных
энергоресурсов, Qxro«=940-80=75 200 ГДж/год. Остальная часть
нагрузки в количестве 87 200—75 200=12 000 ГДж/год покрывается от
котельной.
Таким образом, для отопительной нагрузки при относительной теп-
тепловой мощности вторичных энергоресурсов a=Qr/Q'o=0,5 и ниже от-
относительный годовой отпуск теплоты за счет этих ресурсов составит
5r0"=Qxr0«/Qr0Jt=75 200/87 200=0,862, т. е. 86,2% общего годового
расхода теплоты.
Пример 2.7. На основе графика продолжительности отопительной
нагрузки примера 2.5 построить интегральный график аГОд=/(а), где
a — Qi/Q' — отношение тепловой нагрузки источника Q( к расчетной
нагрузке района Q'; агод=<2<год/Фгод — отношение количества тепло-
теплоты, отпускаемой за отопительный сезон источником, имеющим расчет-
расчетную производительность Qi, к суммарному расходу теплоты за се-
сезон Qr°H.
Решение. Из примера 2.5 известно, что Q'= 10 МДж/с и пло-
площадь всего графика продолжительности отопительной нагрузки /=
= 1090 мм2. Всю площадь этого графика разбиваем горизонтальными
линиями, отвечающими отопительным нагрузкам 2, 4, 6, 8, 10 МДж/с.
Указанные нагрузки можно выразить в относительных величинах.
Например, Q,=2 МДж/с соответствует относительная отопительная
нагрузка a=Q</Q'=2/10=0,2. Вычисляем площадь при Qi=2 МДж/с,
которая составит fi=443 мм2. Следовательно, для a=Qt/Q'=0,2 полу-
получаем агод = <2<год/Сгод=443/1090=0,406. Аналогичные расчеты приво-
приводим для других значений и результаты сводим в табл. 2.2.
Таблица 2.2
Q., МДж/с
2
4
6
8
10
o = Q;/10
0,2
0,4'
0,6
0,8
1,0
ft, мм'
443
828
1013
1075
109J
°год=^1(Ш
0,406
0,760
0,929
0,986
1,000
На основании полученных данных строим интегральный график
агОд=/(а) (рис. 2.2).
Пример 2.8. Для группы одинаковых цехов предприятия, в кото-
которых имеются внутренние тепловыделения, определить расчетную (мак-
(максимальную) мощность котельной Q'K для отопления рассматриваемых
22

1,0
Я.-оЗ
0,8
0,5
0,4
о,г
° 0,1 0,4 0,6 0,8 а 1,0
Рис. 2.2. К примеру 2.7
аний, температуру наружного воздуха tB.x, при которой необходимая
внутренняя температура поддерживается только за счет внутренних
тепловыделений (т. е. температуру наружного воздуха, при которой
начинается отопительный период в рассматриваемом случае), годовой
отпуск теплоты на отопление, длительность работы котельной и ко-
коэффициент использования ее максимальной мощности.
Данные для расчета следующие: наружный объем всех зданий V=
=200 000 м3; удельные теплопотери за счет теплопередачи через на-
наружные ограждения qo=0,5 Вт/(м3Х
Х°С); доля теплопотерь вследствие
инфильтрации по отношению к тепло-
потерям за счет теплопередачи ц=0,15;
отношение внутренних тепловыделений
к расчетным суммарным теплопотерям
за счет теплопередачи и инфильтрации
p=QTB/(Q'T + Q'H)=0,3; расчетная внут-
внутренняя температура <в.р=16°С; рас-
расчетная температура наружного воз-
воздуха для проектирования отопле-
отопления tB,0=—25 °С. Для определения
годового отпуска теплоты котельной
использовать интегральный график arOfl=f(a) (рис. 2.2 к при-
примеру 2.7), а для определения длительности работы котельной в те-
течение отопительного периода — график nr0!l=f(tB) (рис. 2.1 к примеру
2.5). Коэффициент использования максимума тепловой нагрузки Q'T-(-
+ <2'и за отопительный период (по=4920 ч) vo=0,492.
Решение. Теплопотери за счет теплопередачи через наружные
ограждения при расчетной температуре наружного воздуха для отоп-
отопления tB.0 =—25 "С
Q\=q0 V (t в.р—tB.o) =0,5 • 200 000 A6+25) =
= 4,1-10е Вт=4,1 МДж/с=3,53 Гкал/ч.
Расчетные теплопотери за счет теплопередачи через наружные
ограждения и за счет инфильтрации
Q'T + Q'H==Q'IA + M,)=4,1A+O,15)=4,72 МДж/с=
=4,06 Гкал/ч.
Величина внутренних тепловыделений
Qtb=(Q't+Q'h)P=4,72-0,3==1,42 МДж/с=1,22 Гкал/ч.
Расчетная мощность отопительной котельной для покрытия отопи-
отопительной нагрузки указанных зданий
'i + Q'.—Qib=4,72—1,42=3,3 МДж/с=2,84 Гкал/ч.
23

Температуру наружного воздуха fH.x, при которой необходимая
внутренняя температура поддерживается только за счет внутренних
тепловыделений, находим из выражения
"' у—
(так как QK=0).
Из последнего выражения определяем
Qtb 1,42-10»
'в.х — 'B.p
0,5.200000A + 0,15)
Годовой расход теплоты на компенсацию теплопотерь за счет теп-
теплопередачи и инфильтрации при отсутствии внутренних тепловыде-
тепловыделений
2.4920-3600=41,1-10» МДж/год =
= 41 100 ГДж/год=9800 Гкал/год.
Для определения годового покрытия нагрузки за счет внутренних
тепловыделений <2™д воспользуемся интегральным графиком (рис. 2.2
к примеру 2.7). При a=QTB/(Q'T+Q'n)=0,3 по интегральному графику
находим агод=0,6. Следовательно, <?твД== ^™и агоя=41000-0,6=
«=24700 ГДж/год=5890 Гкал/год.
Годовой отпуск теплоты на отопление от котельной составит
Фо? = Qt°h — Qtb" = 41 100 — 24 700 = 16 400 ГДж/год =
= 3910 Гкал/год.
Длительность работы котельной в отопительном периоде (от /н=
=3,7 °С до tB=—25 °С) по графику n=f(tB) (рис. 2.1 к примеру 2.5)
составит пк=4100 4=14,8-10е с.
Коэффициент использования максимальной мощности котельной
за полный период работы котельной пк
•-QK4~3,3.14,8no"«=°t336-
Пример 2.9. Определить расчетную тепловую нагрузку и годовой
расход теплоты на вентиляцию общественного здания. Определить так-
также кратность обмена воздуха при расчетной температуре наружного
воздуха для проектирования отопления.
Данные для расчета следующие: наружный объем здания V=
=20 000 м3; отношение вентилируемого объема к наружному VB/V=
=0,5; расчетная температура наружного воздуха для вентиляции tB.a=
=—14 СС, а для отопления /н.о=—25 "С; температура внутреннего воз-
воздуха *в.р = 18сС; средняя температура наружного воздуха за отопи-
отопительный период fHop=—3,2 °С; продолжительность отопительного пе-
периода 205 сут; число часов работы вентиляции в сутки 16 ч; нормаль-
нормальная кратность обмена воздуха т=1,2 1/ч (при tB^tB.a).
24

для приближенного определения годового расхода теплоты на
ентиляцию использовать интегральный график, приведенный на
рис. 2.2.
Решение. Удельная тепловая нагрузка вентиляции при крат-
кратности обмена воздуха т=1,2 1/ч=1,2/3600 1/с
1260-0,5 = 0,21
Расчетная тепловая нагрузка вентиляции
Q'B=<7BV(*B.p-k.B)=O,21 -20 000A8+14) =
= 134000 Вт=0,134 МВт (МДж/с)=0,П5 Гкал/ч.
Поскольку при /я.о=—25 "С тепловая нагрузка вентиляции будет
той же, т. е. Q'b=Q*.
B.p—tB),
кратность обмена воздуха при /н.о=—25 °С составит
«в.р-'н.в) 1.2A8+14) 0,89 ^
Ш' = /И('в.Р-<в.о) 3600A8 + 25) зб0Т1/с = 0>8Э1/ч-
Для расчета годового расхода теплоты на вентиляцию вначале
допускаем, что последняя работает по отопительному графику (без
излома в точке /в.в=—14 "С) при длительности работы за год пв —
=205-16=3280 ч=11,8-10е с. В этом случае условный годовой расход
теплоты на вентиляцию составит
<2в°у =<7вУ(<в.р —*нР)«в-10~в = 0,21-20000A8 + 3,2) 11.8-10е-10—•=
= 1050-Ю3 МДж/год= 1050 ГДж/год.
Поскольку в последнем случае работа вентиляции рассматривается
как работа отопления, для определения действительного годового рас-
расхода теплоты на вентиляцию можно воспользоваться интегральным
графиком аГоД=/(<х) и ввести в расчет поправочный множитель, учи-
учитывающий влияние «срезки» графика.
В нашем случае относительная нагрузка
УР — *н.в _ 18+14 _
а = ~t 7 ц I »е—0,74.
»в.р — »н.о 1о + 2а
Для <х=0,74 по графику агод=«/(а) (рис. 22) находим отношение
Действительного годового расхода теплоты на вентиляцию QBro" к ус-
условному (возможному) годовому расходу теплоты при работе венти-
вентиляции по отопительному графику агод = Q™A/Qg°yA = 0,975.
Действительный годовой расход теплоты на вентиляцию
<гвод = Q™«<хгод = 1050.103-0,975 =» 1024-10? МДж/год =
= 1024 ГДж/год = 244 Гкал/год.
25

Пример 2.10. Для района города новой застройки с жилой пло-
площадью Fm = l млн. м2 определить по укрупненным показателям сум-
суммарную тепловую нагрузку отопления, вентиляции и горячего водо-
водоснабжения, а также годовой расход теплоты всех указанных видов
теплопотребления.
Построить годовой график продолжительности тепловой нагрузки.
Исходные данные для расчета следующие: расчетная температура
наружного воздуха для отопления tB.o=—25 "С, а для вентиляции
<н.в=—14 °С; средняя за отопительный период температура наружного
воздуха <нср=—3,2 °С; обеспеченность жилой площадью fm=9 м2/чел.
При расчете принять укрупненный показатель максимальной ото-
отопительной нагрузки на 1 м2 жилой площади по СНиП И-36-73 q=
= 140 ккал/(м2-ч) = 163 Вт/м2 (см. приложение 1) с коэффициентом,
учитывающим нагрузку отопления общественных зданий района горо-
города, &общ=0,25 и коэффициентом, учитывающим тепловую нагрузку
вентиляции общественных зданий района, Ав=0,4 (отнесено к отопи-
отопительной нагрузке общественных зданий).
Средненедельный расход воды на горячее водоснабжение на од-
одного жителя за сутки принять аж=110 л/сут по жилым зданиям и
дополнительно аОбщ=20 л/сут по общественным зданиям. Данные
о длительности стояния температур наружного воздуха взять из
табл. 2.1 (см. пример 2.5). Длительность работы вентиляции 16 ч/сут
и 205-16=3280 ч/год.
Решение. Расчетная отопительная нагрузка жилых и обществен-
общественных зданий района города
Q'o = qoFm A +*овщ)=163-106A +0,25) =
=204-105 Вт=204 МДж/с=175 Гкал/ч.
Расчетная тепловая нагрузка вентиляции общественных зданий
= 16,3-10е Вт=16,3 МДж/с=14 Гкал/ч.
Число жителей района города
ЛГ=Рж//ж=Ю6/9=111000 чел.
Средненедельная тепловая нагрузка горячего водоснабжения жи-
жилых и общественных зданий для зимнего периода при /Р=60°С и tx =
=5°С
QrCP'H = («ж + «общ) Mc(tT-tx) /ПС =
A10 + 20I11000-4190F0 — 5)
- . 24-3600 U8'5-1Ce ВТ=38'
= 33,1 Гкал/ч.
26

Суммарная расчетная нагрузка района города
Q'=Q'o+Q'b+Qp»p=204+ 16,3+38,5=-
=258,8 МДж/с=222 Гкал/ч.
Летняя тепловая нагрузка горячего водоснабжения при ф л = 0,8 и
" ВДГ -V* J^gL,^-°6^r'5',25,2 „Д./С _
= 21,7 Гкал/ч.
Средняя за отопительный период нагрузка отопления
tr>.p—ts.o A8+25)
Годовой расход теплоты на отопление при по=4920 ч= 17,7-108 с
Q0roA=Q0cpno_ioi.4920-3600=
= 1790-10е МДж/год=1790-103 ГДж/год.
Средняя за отопительный период нагрузка вентиляции при работе
ее по отопительному графику (без излома графика при /и.в=—14 °С)
Q? = <?в' /"•"/' =16,3 18 + ™ =8,04 МДж/с.
'в.р— 'я.о 10Т ¦'"
Годовой расход теплоты на вентиляцию при длительности ее ра-
работы в год л„=3280 ч=12-10е с (см. пример 2.9)
QBr<^=Q'B/7BaroB==8,04-12- 10в-0,975=
=94-10е МДж/год=94-103 ГДж/год.
Годовой расход теплоты на горячее водоснабжение при длитель-
длительности зимнего периода по=4920 ч=17,7- 10е с и летнего периода ла =
=8400—4920=3480 ч=12,5-10е с
^ = 38,5-17,7-10» + 25,2-12,5-10' =
= 996-10» МДж/год= 996-10» ГДж/год.
Суммарный годовой расход теплоты района города
+996-10в=2880-10° МДж/год=2880-103 ГДж/год=
¦=687-10» Гка л/год.
Примечание. При уточненных расчетах суммарного годового
отпуска теплоты от источника теплоснабжения необходимо учитывать
тепловые потери трубопроводами тепловой сети.
27

28

Перед построением графика продолжительности тепловой нагрузки
. с 2.3) строится график тепловой нагрузки в зависимости от темпе-
температуры наружного воздуха. Для этого рассчитываются тепловые на-
оузки каждого вида теплопотребления при трех характерных темпера-
температурах наружного воздуха: /а=8°С (начало отопительного периода),
t __;HB=_14°C (расчетная температура наружного воздуха для вен-
вентиляции) и <н.о=—25 "С (расчетная температура наружного воздуха
для отопления). Результаты расчета сводим в табл. 2.3.
Таблица 2.3
Тепловая нагрузка, МДж/с
Температура наруж-
наружного воздуха, °С
+8 -14
—25
Отопление
<в.р—
*в.р
~ «и
18 — tK
18 — 25
Вентиляция с учетом длительности суточной ра-
работы 16 ч,
16>3 A8+14J4
/ 16 \
(при *H<—14 °С QB=16,3—= 10,9 МДж/с]
Горячее водоснабжение, Q|:p-B
Всего
По суммарной нагрузке Q
47,4
3,4
38,5
89,3
151,8
10,9
38,5
201,2
204,0
10,9
38,5
253,4
Qo+Qb—r--f-Qrcp-H и продолжитель-
продолжительности стояния температур ta и ниже (табл. 2.1 в примере 2.4) строим
график продолжительности тепловой нагрузки Q=f(n). Для удобства
на оси абсцисс п откладываем килосекунды и одновременно часы.
Масштаб оси ординат 1 мм=4 МДж/с, масштаб оси абсцисс 1 мм=
=400 кс, масштаб площади 1 им2=4-400 =1600 ГДж. Площадь гра-
графика составляет 18 000 мм2, что соответствует годовому расходу тепло-
теплоты <Эг°Д = 18000-1600=2880-103 ГДж/год, т. е. тому значению, которое
было получено аналитическим расчетом.
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 2.11. Решить пример 2.1 для случая, когда длина здания
УДет равна его ширине, а высота и наружный объем останутся
"Режними.
29

Ответ. <7о=0,244 Вт/(м3-°С)=0,21 ккал/(м3-ч-°С) и Qo'=
=0,253 МВт=0,218 Гкал/ч. Таким образом, переход от обычной удли-
удлиненной конфигурации здания в плане к квадратной приводит к умень-
уменьшению расчетной отопительной нагрузки здания на 25 %.
Задача 2.12. Определить удельные теплопотери 10 жилых зданий
с общим наружным объемом 150 000 м3 и больницы с наружным объ-
объемом 10 000 м3, а также расчетную нагрузку отопления для группового
теплового пункта (ГТП), к которому присоединены эти здания. Рас-
Расчетная температура наружного воздуха tB_0=—28 °С. Расчетная вну-
внутренняя температура жилых зданий 18 °С, а больницы 20 °С.
Определить также расход теплоты на отопление указанных зданий
за январь и за год, если средняя температура наружного воздуха янва-
января —11,8 "С, а отопительного периода —4,4 "С при длительности этого
периода 5210 ч.
Для определения удельных теплопотерь, Вт/(м3-°С), жилых зданий
и больницы воспользоваться эмпирической зависимостью
где Увд — наружный объем здания, м3.
Ответ. <7о.ж=0,456 Вт/(м3-°С) =0,392 ккал/(м3-ч-°С); qo.u=
=0,488 Вт/(мз.°С) =0,423 ккал/(мз.ч-°С): QO'=3,38 МВт=2,91 Гкал/ч;
<2омео = 5800 ГДж/мес=1384 Гкал/мес; <2огод = 31000 ГДж/год=
=7390 Гкал/год.
Задача 2.13. Определить коэффициент использования за отопитель-
отопительный период максимума отопительной нагрузки v для Иркутска лри
расчетной температуре наружного воздуха для проектирования отопле-
отопления /в.о=—38 СС и средней температуре наружного воздуха за отопи-
отопительный период /вср=—8,9 °С.
Определить ту же величину для Киева при расчетной температуре
наружного воздуха для проектирования отопления —21СС и средней
температуре наружного воздуха за отопительный период —1,1 °С. Вну-
Внутренняя температура fB.p=18°C.
Ответ. Для Иркутска v=Q0roVQo'n0=(/a.p—М/Св.р—'н.о) =
=0,48; для Киева v=0,489. Приведенный расчет показывает, что для
различных климатических поясов значение v меняется относительно
мало.
Задача 2.14. Определить расчетную тепловую нагрузку и годовой
расход теплоты на вентиляцию для условий, приведенных в приме-
примере 2.12. Расчетная температура наружного воздуха для вентиляции
—16 °С. Удельную тепловую нагрузку вентиляции больницы принять
по приложению 2, а число часов работы вентиляции в сутки 16 ч.
Ответ. QB'=0,126 МВт=0,108 Гкал/ч; 0„ГОД=1040 ГДж/год=
=248 Гкал/год.
30

Задача 2.15. Для условий примера 2.12 определить средненедель-
иую тепловую нагрузку горячего водоснабжения в зимний и летний
периоды, а также годовой расход теплоты на горячее водоснабжение
по ГТП.
При расчете принять: температуру холодной воды зимой fx = 5°C
и летом ?1.л=15сС; температуру воды, поступающей в систему горя-
горячего водоснабжения, ?г=60°С; норму обеспеченности жилой площадью
/:i!=9 м!/чел; объемный коэффициент жилых зданий Ko6=V/F=
=6,4 м3/м2; коэффициент, учитывающий снижение летнего расхода во-
воды на горячее водоснабжение жилых зданий за счет миграции жите-
Kii фл=о,8; длительность годовой работы систем горячего водоснаб-
водоснабжения л=8400 ч.
Норму средненедельного расхода местной воды на горячее водо-
водоснабжение за сутки выбрать по СНиП П-34-76 (см. приложение 3),
причем для жилых зданий принять эту норму максимальной.'
Ответ. Qrc'-H=0,917 МВт=0,789 Гкал/ч; Q^" =0,62 МВт=
<=0,537 Гкал/ч; Qrr0«=24 100 ГДж/год=5750 Гкал/год.
Задача 2.16. Для города с населением 500 000 чел. определить рас-
расчетную максимальную тепловую нагрузку источника теплоты и годо-
годовом расход теплоты на отопление, вентиляцию и горячее водоснабже-
водоснабжение (без учета промышленности). Расчет произвести по укрупненным
показателям, приведенным в СНиП П-36-73 (см. приложение 1).
Исходные данные для расчета следующие: расчетная температура на-
наружного воздуха для отопления tB.o =—30 °С, а для вентиляции ?я.в =
=—18 °С; средняя температура наружного воздуха за отопительный
период ^в°р=—5,7 °С; длительность отопительного периода яо=5230 ч,
а годовая длительность работы систем горячего водоснабжения пт=
=8-100 ч; продолжительность суточной работы вентиляции 16 ч; темпе-
температура холодной воды зимой <Х = 5°С, а летом /х.л = 15°С; температура
нагретой местной воды /г=60сС; коэффициент, учитывающий нагрузку
отопления общественных зданий города, ковщ=0,25; коэффициент, учи-
учитывающий тепловую нагрузку вентиляции общественных зданий, кв =
:=0,4 (доля от тепловой нагрузки отопления общественных зданий);
^'ррдненедельный суточный расход воды на горячее водоснабжение на
одного жителя (с учетом нагрузки горячего водоснабжения обществен-
общественных зданий) а=130 л/сут. При расчете учесть коэффициент охвата
зданий города централизованным теплоснабжением 0,8.
Для определения годового расхода теплоты на вентиляцию исполь-
использовать методику расчета, приведенную в примерах 2.9 и 2.10.
Ответ. Q'=953 МВт=820 Гкал/ч; в том числе (?гсрп=139 МВт=
= 119 Гкал/ч; С?год= 11,4-Юв ГД ж/год=2,72-10» Гкал/год.

ГЛАВА ТРЕТЬЯ
СИСТЕМЫ ТЕПЛОСНАБЖЕНИЯ
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Расход теплоты, передаваемой по водяному теплопроводу, B\t
при закрытой системе теплоснабжения
Q=Gc (т,-т2); C.1)
при открытой системе теплоснабжения
Q=GiC(t,—tx)-G2c(x2—tx). C.2)
Расход теплоты, передаваемой по паропроводу при неполном воз-
возврате конденсата,
Q=G(h-ctx)—Gkc(tk—tj). C.3)
Здесь G — расход теплоносителя, кг/с; G\, Gz—расходы воды в по-
подающем и обратном (при движении воды в сторону ТЭЦ) трубопрово-
трубопроводах, кг/с; GK — количество возвращаемого конденсата, кг/с; с —теп-
—теплоемкость воды, Дж/(кг-°С); Т|, т2 — температуры сетевой воды в по-
подающем и обратном трубопроводах, °С; h — энтальпия пара, Дж/кг;
/* — температура исходной холодной воды, °С; тк — температура кон-
конденсата, °С.
ПРИМЕРЫ
Пример 3.1. Потребителю отпущена теплота Q = l ГДж в виде
сухого насыщенного пара с абсолютным давлением 0,5 МПа. Опреде-
Определить массу отпущенного пара, если от потребителя будет полностью
-возвращен конденсат с температурой тк=100°С.
Определить также массу отпущенного пара, если от потребителя
будет возвращено 50 % конденсата. При расчете принять, что темпе-
температура холодной воды у источников теплоснабжения и потребителя
fx=10°C.
Решение. По таблицам для водяного пара находим А=»
=2748 кДж/кг. Масса отпущенного пара при полном возврате конден-
конденсата и Q = 1 ГДж = 106 кДж
G = = — =429 кг = 0,429 т.
ft — стк 2748 — 4,19-100
Массу отпущенного пара для случая частичного возврата конден-
конденсата (GK=0,5G) и Q=l ГДж находим из уравнения
Q=G (А-с/х) —СкС (Тк—М;
G 2
h — cty, — 0,5с(% — <х)
10е
=397 кг = 0,397 т.
2748 —4,19-100 —0,5-4,19A00— 10)
32

Пример 3.2. Решить пример 3.1 в единицах, основанных на кало-
калории, если потребителю отпущена теплота Q=l Гкал н от него будет
полностью возвращен конденсат.
Решение. По таблицам для водяного пара находим Л=
= 656 ккал/кг. Масса отпущенного пара при Q=l Гкал=10в ккал
10е
O = Q/(/,_c,k)=__--_ = 1800 кг-1.8т.
Пример 3.3. Определить расходы сетевой воды у потребителя го-
горячего водоснабжения при присоединении его по параллельной схеме
к закрытой тепловой сети и к открытой сети.
Максимальный расход теплоты составляет Q = l МВт=1000 кВт=
= 1000 кДж/с. В обоих вариантах при расчетных условиях температура
воды в подающем трубопроводе Ti=70 °С. Температура воды после
подогревателя горячего водоснабжения тГ2=30 °С. При варианте откры-
открытой тепловой сети часть воды на горячее водоснабжение отбирается из
обратного трубопровода после системы отопления с температурой
То2=41,7°С. Температура воды, поступающей в систему горячего во-
водоснабжения, поддерживается /г=60оС при температуре холодной
воды fi = 5cC.
Решение. Расход сетевой воды при закрытой системе с подо-
подогревателем, присоединенным параллельно по отношению к отопитель-
отопительной установке,
°Г = -^^Г= 4,19G0-30) =5'97 «Г/С = 21-5 Т^
Общий разбор сетевой воды из подающего и обратного трубопро-
трубопроводов при открытой системе
Разбор воды из подающего Gn и обратного СГ2 трубопроводов
определяем из уравнения теплового и материального балансов смеше-
смешения потоков:
Grl = Gr-^^-=4.34 ^т4=2,81 кг/с-10,1 т/ч;
Т1 — %2 7U— 41,7
Cr3=Gr — Grl = 4,34 — 2,81 = 1,53 кг/с = 5,5 т/ч.
Пример 3.4. Решить пример 3.3, если максимальный расход тепло-
теплоты составляет QrM = l Гкал/ч.
Решение выполнить в единицах, основанных на калории.
Решение. Расходы воды:
чри закрытой системе
6 ^^
зз

при открытой системе
Ои 10е
c(fP—<х) 1 - F0 — 5)
=18200 кг/ч = 5,05 кг/с;
'г~Тоа 18 2006Э~41'7=11800 кг/ч = 3,28 кг/с.
70 417
О„ = ОГ 18 200
•Ч — хо2 70 — 41,7
Gr2 = Gr — Gr2 = 5,05 —3,28= 1,77 кг/с.
Пример 3.5. Определить количество теплоты, аккумулированной
в воде с температурой т=150°С, заполняющей трубопровод с внутрен-
внутренним диаметром rf=514 мм и длиной /=1 км, и сравнить его с количе-
количеством теплоты, аккумулированной в сухом насыщенном паре с темпе-
температурой насыщения т=150сС, находящемся в таком же трубопроводе.
Отсчет количества аккумулированной теплоты вести от температу-
температуры холодной водопроводной воды *i=10°C.
Решение. По таблицам для водяного пара и приложению 2 на-
находим: св=4,3 кДж/(кг-°С); рв=918 кг/м3; Л=2746 кДж/кг; рв=
=2,55 кг/м3.
Объем трубопровода
^АИ^±1 1000 = 207 мз.
4 4
Масса воды в трубопроводе GB= Урв=207-918=190000 кг.
Количество теплоты, аккумулированной в воде,
Qb=Gbcb(t—/х) = 190000-4,3A50—Ю) = 114- 10е кДж=27,2 Гкал.
Масса пара в трубопроводе
GD=Vpn=207-2,55=528 кг.
Количество теплоты, аккумулированной в паре,
Qn=Gn(ft—cfx) =528B746—4,19-10) = 1,43-10» кДж=1,43 ГДж =
=0,34 Гкал.
Таким образом, количество теплоты, аккумулированной в воде,
в 78 раз больше, чем в паре.
Пример 3.6. Какая масса теплоносителя теряется в секунду через
образовавшееся при аварии отверстие сечением /=1 см2 в стенке тру-
трубопровода?
Задачу решить для водяной сети с температурой воды т<100°С
(рв^ЛООО кг/м3 или ов=0,001 м3/кг) и для паропровода насыщенно-
насыщенного пара.
В обоих вариантах избыточное давление теплоносителей принять
Риэб=0,4 МПа и коэффициент расхода отверстия ц=1.
Решение. Расход вытекающей воды при ряао—Р—Ро=О,4-1Ов Па.
GB= J,41f у Е^= 1,41-0,0001 у УОц"" 2,82 кг/с=
= 10,2 т/ч.
34

Расход пара, выходящего из трубопровода, определяем по форму-
ie для критического истечения при начальных параметрах пара Рвг^
^0,4+0,1=0,5 МПа и ап=0,375 м3/кг
GD = 0,65fV^^Jt^ = 0,65-0,0001 Ко,5-1Ов/О,375 = 0,075 кг/с.
Приведенный расчет показывает, что при принятых условиях утеч-
утечка воды будет примерно в 37 раз больше утечки пара.
Пример 3.7. Для химического завода в качестве теплоносителя,
обогревающего аппараты, в которых происходят высокотемпературные
процессы, намечено применить водяной пар или пар высококипящего
органического теплоносителя даутерма [эвтектическая смесь 26,5 %
днфепила (C6H5h и 73,5 % дифенилоксида (С6Н5JО].
Какие минимальные давления для указанных двух теплоносителей
должны быть приняты, если процесс в технологических аппаратах про-
протекает при температуре /=270 °С. Перепад между температурой насы-
насыщения пара (водяного или даутерма) и температурой процесса в аппа-
аппарате принять 10 СС.
Зависимость между температурой и абсолютным давлением насы-
насыщенного пара даутерма характеризуется следующими данными:
Температура, °С 260 270 280 290 300
Давление, МПа 0,103 0.131 0,163 0,195 0,233
Решение. Минимальная температура насыщенного пара тн=
=270-)-10=280°С. Для водяного пара по таблицам находим соответ-
соответствующее температуре насыщения тн=280°С абсолютное давление р=
= 6,49 МПа. Для даутерма по приведенной таблице находим соответ-
соответствующее температуре насыщения тн=280°С абсолютное давление р=
= 0,163 МПа. Следовательно, давление в технологическом аппарате при
применении даутерма почти в 40 раз меньше, чем при применении во-
водяного пара.
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 3.8. Потребителю горячего водоснабжения отпущен 1 ГДж
теплоты. Температура горячей воды /г=60°С, а температура исходной
холодной воды /i=10°C. Какое количество воды было отпущено по-
потребителю?
Ответ. G=4,77 т.
Задача 3.9. Определить количество теплоты, аккумулированной
(считая от 10 °С) в воде с температурой 180 °С, заполняющей тран-
транзитный теплопровод диаметром 1392 мм и длиною 20 км. Определить
также возможную продолжительность работы теплопровода за счет
аккумулированной в воде теплоты, если расход теплоты составляет
1о00 МВт.
Ответ. Q=21 700 ГДж; п=А ч.
3*
35

Задача ЗЛО. Высотное здание имеет систему отопления высотой
142 м.
Какое избыточное давление испытывали бы радиаторы нижнего
этажа при применении водяной системы отопления (рв=995 кг/м3) без
разбивки на технические зоны и при применении паровой системы
отопления с избыточным давлением пара в верхней точке 0,02 МПа?
Ответ. При воде р=1,39 МПа, при паре р=0,0202 МПа*.
Задача 3.11. По однотрубному теплопроводу подается теплота
в виде горячей воды с температурой 60 °С при температуре исходной
холодной воды на ТЭЦ /х=10°С.
Определить, во сколько раз увеличатся средняя скорость и потери
давления в том же трубопроводе, если по нему пустить насыщенный
пар со средним абсолютным давлением 0,6 МПа, обеспечивая отпуск
теплоты в том же количестве, что и при горячей воде. В этом случае
температуру конденсата условно принять равной температуре исходной
холодной воды /i=10°C.
Потери напора теплоносителя (воды и пара) в трубопроводе FЯ=
—&P/gp м) пропорциональны квадрату объемного расхода теплоно-
теплоносителя.
Ответ. ьуп/а>в=24,4; брп/брв=2,45.
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
РЕЖИМЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ ЦЕНТРАЛИЗОВАННОГО
ТЕПЛОСНАБЖЕНИЯ
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Тепловая нагрузка теплообменного аппарата, Вт,
Q=Wa(xl-x2) = W.ih-Ь) = kFAt = eW* V. D.1)
где Wn=cnGa и WB = cBGs — эквиваленты расхода первичного и вто-
вторичного теплоносителей, Дж/(с-°С) или Вт/°С; са и св—теплоемко-
св—теплоемкости первичного и вторичного теплоносителей, Дж/(кг-°С); Gn и GB —
массовый расход первичного и вторичного теплоносителей, кг/с; Ti и
Тг — температуры первичного теплоносителя на входе в теплообменный
аппарат и на выходе из него, СС; t\ и h — температуры вторичного
теплоносителя на выходе из теплообменного аппарата и на входе
в него, °С; k — коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-°С); F— площадь
поверхности нагрева, м2; At — температурный напор в теплообменном
аппарате; °С; е — безразмерная удельная тепловая нагрузка; №м —
меньший эквивалент расхода теплоносителя, Дж/(с-°С); V=Ti—'»—
максимальная разность температур теплоносителей, СС.
* Давления избыточные.
36

Относительная тепловая нагрузка
Q-Q/Q', D.2)
гт,е Q'— максимальная тепловая нагрузка, Вт.
Относительная нагрузка системы отопления
D'3)
где tB и /b.p—текущее и расчетное значения температуры воздуха
внутри отапливаемых помещений, "С; /н и /н.о — температуры наруж-
наружного воздуха текущая и расчетная для проектирования отопления, °С;
Qo и Qo' —текущая и расчетная (при температуре /н.о) нагрузки ото-
отопительных установок, Вт; Wo и UV — текущее и расчетное значения
эквивалентов расхода сетевой воды на отопление, Вт/°С; toi и tOi' —
текущее и расчетное значения температуры сетевой воды в подающем
трубопроводе систем отопления, °С; тО2 и %о2' — то же в обратном
трубопроводе, °С.
Безразмерная удельная тепловая нагрузка системы отопления по
Е. Я. Соколову
<44>
1+и " <о
где к — коэффициент смешения элеватора; ш — режимный коэффи-
коэффициент.
Режимный коэффициент со:
Wo Wo' Wo At0' ' ( '
где F — площадь поверхности нагрева отопительных приборов, м2;
'^о, к0' — коэффициент теплопередачи отопительного прибора при лю-
любом режиме и при расчетном режиме, Вт/(м2-сС); 6to'=toi'—W —
разность температур сетевой воды на отопительном вводе при расчет-
расчетном режиме, °С; Мо'= (т03'—W)/2—h.v —температурный напор ото-
отопительного прибора при расчетном режиме, °С; тоз' — температура воды
" подающем стояке отопительной системы при расчетном режиме, °С.
Уравнение Е. Я. Соколова для расчета эквивалента расхода воды
;| расхода воды на вентиляцию
0,85
—0,5 = 0;
D.6)
37

где QB" — расход теплоты на вентиляцию' (тепловая нагрузка венти-
вентиляционных калориферов) при расчетной температуре наружного возду-
воздуха для проектирования вентиляции /н.в, Вт.
Обозначения остальных величин даны в формуле D.1).
Упрощенная формула Е. Я. Соколова для определения е для про-
тивоточных водо-водяных подогревателей
е = , ^-<'. D.7)
0,35 ^+0,65 +-ф-
где Ф — параметр секционного водо-водяного подогревателя, значение
которого для данного подогревателя практически постоянно, Ф=
•=kF/VwuWB.
Уточненные экспоненциальные уравнения2 для расчета производи-
производительности противоточных водо-водяных подогревателей
D.8)
z = I —~ — 1) — (вспомогательная величина)
V GB ) GncB
или
Уравнение характеристики отопительных установок Е. Я. Соколова
тг Toi — ^н ...
где 8'=тоз'—Тог' — перепад температур воды в отопительной системе
в расчетном режиме, °С.
Температуры воды при качественном регулировании нагрузки воз-
воздушных систем отопления:
D.10)
D.И)
1 Здесь и ниже величины, соответствующие расчетной температу-
температуре для проектирования вентиляции, отмечены двумя штрихами.
2 Уравнения составлены так, что при любых соотношениях тепло-
обменивающихся сред в исходную формулу для определения Q вхо-
входит расход первичной (сетевой) воды — Gn, а в формулу для опреде-
определения е входит отношение Gn/GB. В связи с этим необходимо иметь
в виду, что при Gn/GB>1 значения е по формуле D.8) будут отлич-
отличны от значений е по формуле D.7) в книге Е. Я- Соколова [1]. Пред-
Предлагаемый вид формулы D.8) особенно удобен при проведении расче-
расчетов на ЭВМ и микрокалькуляторах.
38

Температуры воды при любом режиме регулирования нагрузки во-
ных систем отопления и зависимой схеме их присоединения:
5о/Со; D.12)
V, D.13)
jo, D.14)
где Co=Go/G'o — отношение текущего и расчетного расходов сетевой
боцы на отопление (относительный расход воды на отопление).
Относительный расход или относительный эквивалент расхода воды
в сети удобно описывать эмпирическим уравнением Е. Я. Соколова
0o = Wo=Qom-
При качественном регулировании отопления т=1 и Со=1; при ка-
качественно-количественном регулировании w=0,33 и Co=Qo°i3S.
Относительный расход сетевой воды при количественном регули-
регулировании отопительных систем (Toi=i'oi=const)
-G0 = ?^=iF0= дтт2 D-15)
При водяной системе отопления л=0,8; при воздушной системе
отопления л=1.
Число часов ежесуточной работы отопительных установок при
регулировании пропусками для /и>'н.в (<н.и — температура наружного
воздуха, соответствующая точке «излома» температурного графика)
п = 24 /¦•""/" • D-16)
Доля расхода воды на горячее водоснабжение из подающего тру-
трубопровода при открытой системе теплоснабжения
р=Гг.„/^г=(/г-т2)/(т1-т2), D.17)
где Wr.u, WT — эквиваленты расхода воды на горячее водоснабжение
из подающего трубопровода и общего при открытой системе теплоснаб-
теплоснабжения, Вт/°С; /г — температура горячей воды в системе горячего водо-
водоснабжения, "С.
Относительный расход воды на отопление при постоянном расходе
воды в подающем трубопроводе открытой системы теплоснабжения,
любом расходе теплоты на отопление Qo и балансовой нагрузке горя-
горячего водоснабжения Q6r
——b=± , D.18)
(г~'в-р)Рг - А'о' Ргб
(tr-tx)o; ('r-u Qf
39

где tz — температура холодной воды, "С; per=Qer/Q'o — отношение
балансовой нагрузки горячего водоснабжения к расчетной отопительной
нагрузке.
При Xi>tT в формуле D.17) следует принимать /г=тг.
Отношение расхода сетевой воды на отопление в открытой системе
теплоснабжения при наличии водоразбора к расходу сетевой воды на
отопление при отсутствии водоразбора и при свободном располагаемом
напоре на коллекторах станции
G"o=?o = * 1 D.19а)
V4Gb4^\
Wn (U— 'в.р Ata' \ , 0 5
где Go=W0=*Go[G'0=W0lW'o; GrlG0 = pr6x'0/(tr—tI); Go, G'o —расход
воды на отопление при наличии водоразбора и при его отсутствии,
кг/с; Wo, W'o — эквиваленты расхода воды на отопление при тех же
условиях, Вт/°С; pr=Qr/Q'o — доля тепловой нагрузки горячего водо-
водоснабжения от тепловой расчетной нагрузки отопления; аг=ЯОт/Я'Ст —
отношение располагаемого напора на коллекторах станции (при под-
поддержании на станции постоянного напора а'=1); Ог — расход воды
на горячее водоснабжение, кг/с; Sn, S3, So, S — сопротивления подаю-
подающей линии, элеваторного узла, обратной линии и суммарное; Sa=SJS,
Sa=Ss/S, So=So/S — относительные сопротивления подающей линии,
элеваторного узла и обратной линии.
Температуры воды в подающем и обратном трубопроводах для
рассматриваемого случая определяются по формулам D.12) и D.13)
ПРИМЕРЫ
Пример 4.1. При расчетной температуре наружного воздуха для
отопления <н.о=—32 °С температура воды в подающем трубопроводе
отопительной сети t'oi=150°C и в обратном т'ог—70 °С. Расчетная внут-
внутренняя температура отапливаемых помещений /в.р=18°С.
Определить температуру воды в подающем и обратном трубопро-
трубопроводах тепловой сети при ta=—7 "С, если эта сеть работает по гра
фику центрального качественного регулирования воздушных систем
отопления, когда коэффициент теплопередачи нагревательных приборов
(калориферов) можно считать не зависящим от температуры воды.
Решение. Относительная тепловая нагрузка при /в=—7°С
3o=Qo/Q'o= (/a.p—/н)/(<в.р-/в.о) = A8+7)/A8 + 32) =0,5.
40

Температуры воды в подающем и обратном трубопроводах при
/„=-7 °С
то1 = *в.р+(т'о1—*в.рMо = 18+ A50—18H,5=84 °С;
То2=/в.Р+ (т'ог—<в.Р) Qo= 18+ G0— 18) 0,5-44 °С.
Пример 4.2. Решить пример 4.1 для случая, когда к тепловой сети
подключены системы водяного отопления, у которых коэффициент теп-
кшсрсдачи нагревательных приборов изменяется с изменением темпе-
температуры воды.
На отопительных вводах установлены элеваторы, работающие с ко-
коэффициентом смешения и=2,2.
Решение. Расчетная температура воды в подающем стояке ото-
отопительной системы
Т -4- ЦТ п 1 О1 _1_ О О 7А
*°3 Г+~и = 1+2,2 95°С
Расчетные температурные перепады в отопительной системе и сети,
температурный напор в нагревательных приборах отопительной си«
стемы:
е'=т'оз—т'о2=95—70=25 °С;
6t'o=t'oi—т'о2=150—70=80 °С;
At'о=0,5 (т'оз+т'ог) — <в.р=0,5 (95+70)—18=64,5 "С.
Относительная тепловая нагрузка при ta=—7СС 5о=0,5 (см. при-
пример 4.1).
Температуры воды в подающем и обратном трубопроводах при
.'„=—7 °С
= 18+64,5 • 0,5°.8 + (80—0,5 ¦ 25) 0,5=88,8 "С;
тО2=/в .р+At'Qo0-*—Q,5Q'Q0 = 18+64,5 • 0,5°.8—0,5 • 25 • 0,5=48,8 °С.
Таким образом, при <„=— 7 "С и прочих равных условиях темпе-
температура воды в подающем трубопроводе сети при водяных системах
отопления должна быть на 4,8 "С выше, чем при воздушных системах
отопления.
Пример 4.3. Построить график температур воды в подающем и
обратном трубопроводах отопительной тепловой сети, а также в по-
подающем трубопроводе водяных отопительных систем при центральном
качественном регулировании (С„=1).
При расчетной температуре наружного воздуха /н.о=—25 "С тем-
температура воды в подающем трубопроводе сети t'oi=150°C, в подающем
трубопроводе отопительных систем т'03=95оС и в обратном трубо-
трубопроводе сети т'о2=70°С. Внутренняя температура помещений /в=
^/Vi>=18°C.
41

¦Qo
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
+ 18
+8,6
+0.8
—7,8
— 16,4
-25
18
33,3
44,0
53,5
62,0
70,0
T
'or °c
18
38,3
54,0
68,5
82,0
95,0
а б лица 4.1
'or °C
18
49,3
76,0
101,5
126,0
150,0
Решение. 6'=т'оз—т'О2=95—70=25°С; б-с'=т'О1—т/о2=150—70=
=80 °С; ДГ=0,5(т'оз+т'о2)—*в.р=0,5(95+70)—18=64,5 °С; Xoi=*b.d+
|-AfQ0"'8-f- (бт' — O,50')QO = 1»-««Л 1.1 I >ЙП__П&.9К1
,(+),
64,5Qo°'8+(80—0,5-
8+098+5
18-f-
18+64,55o0'8—12,
Задаваясь несколькими значениями Qo, определяем по приведен-
ным формулам значения то2, тоз и тоь а также температуры наружного
воздуха, соответствующие принятым значениям Q*,
Г,'С| Р '" 1"~ <н=/в.р—(<в.р—*н.оMо=
= 18— A8+25)^0 = 18—433о.
ПО
то
80
10
hO
го
и
У
'А
У\
fv
/
/
"
/
%}
f
/
Результаты расчета сводим в табл. 4.1.
По табличным данным производим
построение температурного графика
(рис. 4.1).
Примечание. При расчетных тем-
температурах наружного воздуха на отоп-
отопление, отличных от tB.0=—25 °С, в приве-
приведенной таблице следует лишь изменить
температуры tB, которые находят по фор-
формуле /н=^в.р—(^в.р—ta.o)Qo Для приня-
принятых Qo и нового значения tB.o-
Пример 4.4. Тепловая сеть при
низких температурах наружного возду-
воздуха работает по графику качественного регулирования водяных
систем отопления, приведенному на рис. 4.1 (при tB.o=— 25°С, t/oi =
¦=150 °С, т'о3=95°С, т'о2=70°С, *в.р=18°С), а при высоких темпера-
температурах наружного воздуха (от tB.a и выше) переходит на работу с по-
постоянной температурой воды в подающем трубопроводе сети Toi=i'*oi<"
20 10 0 -10 U,°C
Рис. 4.1. К примеру 4.3
* Можно также задаваться несколькими значениями tu и опреде-
определять Qo = [ta.v—ta)/[ta.p—^н.о), а затем Тог, Тоз и Toi.
42

=70 "С. Регулирование отпуска теплоты на отопление при /н>^,н.и про-
производится изменением расхода воды.
Определить относительный расход воды, а также температуры воды
Тог и тоз при /н=+Ю°С. Изменением коэффициента смешения элева-
элеватора при изменении расходов пренебречь.
Решение. Пересечение кривой Toi=f(tn) (рис. 4.1) с горизон-
горизонтальной линией То1=т"'о1=70°С определяет температуру наружного
воздуха /И.я = +2,8°С, при которой начинается количественное регули-
регулирование.
В связи с этим температуру наружного воздуха /н.в=+2,8вС и
соответствующие ей температуры воды по рис. 4.1 t"'oi=70"C, т"'оз=
= 50,5 "С и т"'о2=41,7°С принимаем за расчетные. Тогда относитель-
относительная тепловая нагрузка при tB=+10°C будет равна:
(/в.р-*н) / (*В.р-*Н.И) =
- A8—10)/A8—2,8)=0,526.
Коэффициент смешения элеватора
_ то1 — У 150 — 95
U~ t — т'п~ 95 — 70 ~ ' '
хо3 то2
Величины bz'o", в'" и Ы'" при ^В.И = 2(8°С:
8'" =,^'- z'O2 = 50,5-41,7 = 8,8°С;
т;'2')-^.Р = 0,5E,50+41,7)- 18-28,1 вС
Относительный расход воды при fH=+10°C
G _Q _ ~Q =
G'" G'
1+ Зт^" —0,58'"
°'516 =0,357.
28,1A — 0,526°-3)
1+ 28,3 — 0,5-8,8
Температура воды т02 и т03 при tH= + 10°С:
70+28,3-2,2
1+2,2 ~ '
43

Пример 4.5. Определить температуры воды в подающем и обрат-
обратном трубопроводах отопительной тепловой сети и расход сетевой воды
при температуре наружного воздуха ?H=-fl0°C и качественно-количе-
качественно-количественном регулировании.
При расчетной температуре наружного воздуха /и.о=—25 °С при-
принять: t'oi=150°C, 1/03=95 °С и г'о2=70°С. При расчете также принять
'и = <в.р=18°С и So=§o0-33.
Решение. Относительная тепловая нагрузка при ts=\O°C
— t*.p — ta _ 18 — 10 _
с П, 186.
'в.р — 'я.о
Относительный расход сетевой воды при fs= 10 eG
6o=Qom=0>186°.33=0,574.
Значения бт'0> 9' и Д/':
бх'о=т:'о 1—т'02= 150—70=80 °С;
е'=т/оз—-с'о2=95—70=25 °С;
Д/'=0,5(т'оз+г'ог)—^=0,5(95+70)—18=64,5 °С.
Температура сетевой воды в подающем и обратном трубопроводах при
<н=10°С:
= 18+64,5 • 0,186°."+ (80—0,5 • 25) 0,186/0,574=56,7 °С;
0
=18+64,5-0,186".8—0,5-25-0,186/0>574=30,7оС.
Следовательно, при качественно-количественном регулировании сни-
снижается относительный расход сетевой воды, но повышается темпера-
температура т01 и понижается температура тО2 по сравнению с графиком ка«
чественного регулирования (Оо=1).
Пример 4.6. Система отопления рассчитана на работу от тепловой
сети с температурами воды в подающем трубопроводе t'oi=150°C,
в подающем стояке т'оз=95 "Сив обратном трубопроводе 1/02=70 "С
при температуре наружного воздуха tB.o=—25 "С и расчетной темпера-
температуре внутреннего воздуха <В.Р = 18°С.
Определить температуру внутреннего воздуха помещений и тем-
температуру воды в обратном трубопроводе, если при ^н.о=—25 "С и
нормальном расходе воды температура воды в подающем трубопроводе
будет поддерживаться toi=140°C, т. е. на 10 °С ниже нормальной.
Решение. Для определения ф0 из уравнения D.9) предвари-
предварительно задаем <?о=0,94 в правой части уравнения
¦ — 0,59')/Go
140 + 25
18 — 25 + 64,5/0,94«.* + (80 — 0,5-25)/1
44
=0,94.

Поскольку полученное значение Qo совпадает с предварительно приня-
принятым, дальнейшего уточнения не производим.
Внутренняя температура
в.р—*н.о) $0=-25+ A8+25) 0,94= 15,4 °С.
Температура воды в обратном трубопроводе
1—6t'oQo=140—80-0,94=64,8 °С.
Таким образом при tB=tB.o снижение toi на 10 "С вызывает сни-
снижение *„ на 2,6 °С.
Пример 4.7. Решить предыдущий пример для случая, когда темпе-
температура воды в подающем трубопроводе нормальная, а расход воды
составляет 80% нормального.
Решение. Задаемся предварительно Зо=0,9 и подставляем это
значение в правую часть уравнения D.9)
~ 0,59')/Go'
150+25
L18 + 25 + 64,5/0,9°-а + (80 —0,5-25)/0,8
=0,906.
Это значение Qo близко к предварительно принятому, поэтому по-
полученное значение Qo не уточняем.
Внутренняя температура
/,=/н+(*в.р—tB.o)Qo=-25+ A8+25H,906=14 °С.
Температура воды в обратном трубопроводе
тО2=То1—6t'o3o/Go=150—80-0,906/0,8=59,4 °С.
Пример 4.8. Расчетные параметры отопительной установки при
'н.о=—30 °С и нормальной поверхности нагрева отопительных прибо-
приборов следующие: /в.р=18°С, t'Oi=150°C, т'Оз=95°С и т/о2=70 сС.
Определить расход сетевой воды (в долях от нормального)', необ-
необходимый для поддержания расчетной температуры внутреннего воз-
воздуха при /н.о=—30 "С, если установленная поверхность нагрева ото-
отопительных приборов в каждом помещении здания составляет 90% нор-
нормальной (n=F/FH=0,9). Влиянием изменения коэффициента теплопе-
теплопередачи отопительных приборов при нарушении температурного режима
пренебречь.
Решение. Коэффициент смешения
хо1— V 150—95
"" ,;3_<2=15-7о- = 2-2-
45

Тепловая нагрузка при нормальной и пониженной поверхностях нагре-
нагрева отопительных приборов согласно D.1)
Q'o = е'о.нО'вС (т'о1—fB.P)=e'o G'c (т'о,—f B.p), (а)
где е'о.н и О'в — безразмерная удельная тепловая нагрузка и расход
сетевой воды при нормальной поверхности нагрева отопительных при-
приборов; е'о и С— те же величины при пониженной поверхности на-
нагрева.
После преобразования с учетом формулы D.4) получаем
0,5 + Ц , ~GG'c\ I 0,5 +ц ,Ож'с ) - . ,
где в = G'/GB'.
С другой стороны,
откуда
«... GH'c у— ^в.р
" то1 - т02
где т'пр=0,5(т'оз+1;'о2)=0,95(95+70)=82,5оС. Решая совместно урав-
уравнения (б) и (в), находим расход сетевой воды в долях от расчетного
0,5 + а
~1J
то1~ то2
0,5 + 2,2
1,12.
- 0,5 + 2,2 / 1 \ 82,5—18
1 + 2,2 \ 0,9 ~~ ) 150 — 70
Температура воды гоа при G = 1,12
т -¦/ - . т°'~т°2 1Ч0 A50-70) „_„
1J 1 "~~ ^= luu ^^ ^= / О j U V^ •
О 1,1л
Пример 4.9. При расчетной температуре наружного воздуха для
проектирования вентиляции tB.a=—20 "С температура воды в подаю-
подающем трубопроводе t"i=130°C, а после калориферов т"В2=70сС. Тем-
Температура внутреннего воздуха помещений fB.p = 18°C. Регулирование
качественное по вентиляционной нагрузке.
Определить температуры воды в подающем и обратном трубопро-
трубопроводах при температурах наружного воздуха fH= + 10°C и /н.о=—32 °С.
46

Определить также кратность обмена воздуха при /я.о= —32 °С в до-
долях от нормальной.
В пределах постоянного расхода теплоты вентиляция работает с
рециркуляцией при постоянном расходе воздуха через калориферы и
постоянной температуре воздуха перед калориферами.
Решение. Относительный расход теплоты на вентиляцию при
/в=+10°С
_ Ур — *н = 18-Ю _
Qb= 'в.р-'н.в 18+20 °'2К
Температуры воды Ti и тВ2 при <н
—/н.вMв=Ю+ G0+20H,21 =28,9 °С.
Температуры воды при /я.о=—32 °С t/i=t"i=130°C и т'в2=т"в2=
=70 "С. VB — вентилируемый объем. Кратность обмена воздуха при
fB.o=—32 "С т' в долях от нормальной т" находим из уравнения:
=
' m"VB(tB.p-tH.B)
—<н.в
18 + 20
18 + 32 ""°'76-
т" <в.р-<н.о 18 + 32
Пример 4.10. Построить график температур воды после вентиля-
вентиляционных калориферов и график расхода воды для них. Температура
воды в подающем трубопроводе при *н=-|-10-*-+2,8оС поддерживает-
поддерживается постоянной и равной Ti=70°C, а при /Н<+2,8°С температура воды
в подающем трубопроводе поддерживается по графику качественного
регулирования отопления при x'i:=150oC для ta.0=—25 "С (см. при-
примеры 4.3 и 4.4). При расчетной температуре наружного воздуха для
вентиляции tB.*=—15 °С температура воды в обратном трубопроводе
после вентиляционных калориферов равна температуре воды
после систем отопления, т. е. Тв2"=тО2"=60,6сС. Температура внутрен-
внутреннего воздуха помещений ?в.р=18сС.
Регулирование вентиляционной нагрузки при /н=+2,8ч—15 °С —
качественное, а в диапазонах постоянной температуры воды в подаю-
подающем трубопроводе и постоянного расхода теплоты ведется изменением
количества сетевой воды при постоянном расходе воздуха через кало-
калориферы за счет рециркуляции.
Решение. График температур воды в подающем трубопроводе
строим по данным примеров 4.3 и 4.4. По этому графику при ta=
—'а.в=—15СС находим температуру воды в подающем трубопроводе
Ti"=i22°C.
Температуру воды после калориферов и расход сетевой воды опре-
определяем отдельно для каждого диапазона температур наружного
воздуха.
47

Расчет производится для произвольной величины расчетной тепло-
тепловой нагрузки QB", например QB"= 1 МДж/с= 1000 кДж/с.
Определяем при /н.в=—15 "С значения эквивалентов расхода теп-
лообменивающихся сред и меньшее из них Ws", Wa", WH" и основной
режимный коэффициент калорифера <вОс:
'в.р—'н 18 + 15
=30,3 кДж/(с°С);
„= 122!!°6Э 6 =16.3 кДж/(с-°С) =ИУ';
тв2
100°
Vu" I 122 + 60,6 _ 18-15 \ c
\ 2 2 ) •"
=0,683.
Диапазон температур наружного воздуха от —25 до —15°С. Для
н=—25°С известно Ti=.150°C; /1=/в.р=18°С; tt=tB.B=—15°C; WB =
WB"=30,3 кДж/(с-°С).
Находим коэффициенты аи Р:
0,683 V 16,3
Решаем уравнение
г *
Последнее уравнение решаем методом последовательного прибли-
приближения. Уравнение удовлетворяется при Wa/WB=0,32.
Эквивалент расхода воды и температура воды в обратном трубо-
трубопроводе
Wn=0,32WB=0,32-30,3=9,7 кДж/(с-°С);
_ _ _ ^B _ i en ZZZZ. _ 4fi Q op
"B2 — 1 "*™ __ — 1OU ~~ — 4U,»/ o.
Относительный расход сетевой воды (первичного теплоносителя)
—^• = —^ = —^ = ^-=0,595.
48

Аналогично находим те же величины при tB=—20 "С: Ti=135,7eC;
A=4,067; Р=2,48; Ufn/WB=0,406; Wn=12,3 кДж/(с-°С); тв2=54,4°С;
-^7 = ^7Г = 0'755-
Результаты расчета сводим в табл. 4.2.
Таблица 4.2
•ь. °с
Si- °с
GJG"
и п
25
20
15
150
135,7
122
46,9
54,4
6J.6
0,595
0,75
1,0
Диапазон температур наружного воздуха от —15 до +2,8° С
В данном диапазоне температур принимаем температуру воды после
калорифера равной температуре воды после систем отопления при ка-
качественном регулировании по графику тО2=/(М из примера 4.3 и сво-
сводим результаты в табл. 4.3.
Таблица 4.3
<в-°С
—15
—10
—5
0
+2.8
т„ "С
122
107,7
93.2
18.4
70
ТВ2
63,6
55,6
50,4
44,9
41.7
О /о"
п' п
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
Диапазон температур наружного воздуха от +2,8 до +10 °С. Для
/Н=;2=5°С известно Ti=70°C; /i=*B.p=18eC; №„"=16,3 кДж/(с-°С)-,
№в"=30,3 кДж/(с-°С).
Находим тепловую нагрузку при fH=5°C
'н
1000
18+15
= 394кДж/(с°С).
Находим коэффициенты а и 0:
а = (т,—h) /(ti—ti) —0,5= G0-5) /A8—5) -0,5=4,5;
Р=2,48.
Решаем уравнение
2-j
49

Таблица 4.4
'н'°С
2,8
5
10
tx, °С
70
7,)
7д
42' "С
41,7
29,5
11,5
а /а"
п п
1,0
0,597
0,255
Уравнение удовлетворяется при Tlfп/WB=0,321, откуда эквивалент
расхода воды и температура воды в обратном трубопроводе Wa=
=0,321 IFB=O,321-30,3 = 9,73 кДж/(с-°С)
140
по
100
80
SO
Z3
n
f
r,-
/
V
/
^ва = ti — '
¦ = 70 — ¦
394
9,73
Относительный расход воды
= 29,5 °C.
G"
9,73
16,3
= 0,597.
10
о -w tH,°c
U о
0,5
1С 0 -10 t*.4
Рис. 4.2. К примеру 4.10
1
/
\
Аналогично определяем Твг и Gn/Ga"
при /н=+Ю°С, учитывая при этом, что
гвгЭ^в.р. Результаты расчета для всего
диапазона температур сводим в табл. 4.4.
По приведенным в табл. 4.2—4.4
данным строим графики Твг^^н) и
Sn=Gn/Gn"=/(/H) (рис. 4.2).
Пример 4.11. Противоточный водо-
водяной подогреватель системы горячего
водоснабжения в период максимального
расхода местной воды имеет производи-
производительность QrM=l МДж/с=1000 кДж/с
при температурах сетевой воды ti=70°C
и Тг2=30°С. Температура местной входя-
входящей в подогреватель воды fx=5°C и вы-
выходящей /г=60°С. Установки отопления и
горячего водоснабжения включены по па-
параллельной схеме.
Во сколько раз снизится производительность подогревателя и ка-
какова будет температура сетевой воды после него в случае одновремен-
одновременного снижения в 2 раза расходов ¦ местной и сетевой воды при не-
неизменной температуре воды в подающем трубопроводе?
Решение. Эквиваленты расходов воды при максимальном ре-
№цм = СЭгм/(т1-Тг2) = 1000/G0-30)=25 кДж/(с-°С);
^8и=<зги/(/г_/х) = 1000/F0—5)=18,2 кДж/(с-°С)=В7ым.
50

После снижения расходов воды в 2 раза их эквиваленты составят
№п=0,5№„м=0,5-25=12,5 кДж/(с-°С);
Wb=0,5U7bm=0,5^mm=015-18,2=9,1 кДж/(с-°С).
Так как после снижения расходов воды отношение их эквивален-
эквивалентов остается неизменным, т. е.
то безразмерная удельная тепловая нагрузка также остается неизмен-
неизменной, т. е. е=ем.
Производительность подогревателя в новых условиях составит
Qr=eW«(T1—/x)=e«@,5W?M«) (т,—/i)=0,5QrM=0,5-1000=500 кДж/с,
т. е. снизится в 2 раза.
Температура сетевой воды за подогревателем при новом режиме
500
тГ2 = Т1 - (<?,/*„) = 70 - — = 30 "С.
Таким образом, при заданных условиях температура за подогре-
подогревателем не изменилась.
Положение о пропорциональном снижении производительности по-
подогревателя и постоянстве температуры сетевой воды за ним при не-
неизменной температуре сетевой воды в подающем трубопроводе изло-
изложено в общем виде в учебнике Е. Я- Соколова [1].
Пример 4.12. Решить предыдущий пример для случая, когда расход
местной воды снижается в 2 раза при неизменном расходе сете-
сетевой воды.
Решение. Из предыдущего примера известно: QrM = 1000 кДж/с;
\Vn« = Wu=W6=25 кДж/(с-°С); №вм = Г„м=18,2 кДж/(с-°С); №,=
= №„=9,1 кДж/(с-°С).
Температурный напор в подогревателе при максимальной нагрузке
LI" - (Тг2 ~ *х) ~ (ч ~ tr) - C0 - 5) - G0 - 60) _ 1С 4 ,с
1пЪ* — {* 1п 30 — 5
*! — tr 70 — 60
Параметр подогревателя
ф kFQrMюоооя„
оя„
WBn 16,4 К25-18,2 * '
Безразмерная удельная тепловая нагрузка подогревателя при сни-
сниженном расходе местной воды, т. е. при WH/Wo=9,l/25=O,364,
1
0,35^+0,65+-!/-^
- 1 = 1,01-
0,35-0,364 + 0,65 + — Vo,364
Так как е^1, то принимаем е=1.
4* 51

Тепловая производительность подогревателя при новых условиях
Qr=eWM(Ti—fx)=l-9,lG0—5) =592 кДж/с.
Температура сетевой и местной воды на выходе из подогревателя
Пример 4.13. Определить относительный (по отношению к макси-
максимальному) расход сетевой воды Gr и температуру сетевой воды после
подогревателя горячего водоснабжения, включенного по параллельной
схеме, при температуре воды в подающем трубопроводе Ti=150°C и
максимальной нагрузке подогревателя. Расчетные параметры подогре-
подогревателя при ?н.и взять из примеров 4.11 и 4.12.
Решение. Из примеров 4.11 и 4.12 известно: ti"'=70°C; тГ2'"=
=30 °С; fx=5°C; fr=60°C; Ф=2,86.
Для расчета принимаем любую производительность подогревателя,
например QrM=l МДж/с=1000 кДж/с. В этом случае расчетные экви-
эквиваленты расхода воды составят:
№пи=25 кДж/(с-°С) и №вм=18,2 кДж/(с-°С)
(см. пример 4.11).
Задаемся при ti=150oC температурой сетевой воды после подогре-
подогревателя тГ2=10°С. Тогда
тг2)=1000/A50—Ю) =7,14 кДж(/с-°С) = №„;
W
—iL = WJWb« = 7,14/18,2 = 0,392;
W6
1
1
0.35-0,392 + 0,65 -f —— У(ГЩ
z,oo
Находим уточненное значение тГ2 из уравнения
Wn (ti—тг2) =sWa (ti—/x):
Tr2=Ti-e (ti—/х) = 150—1 A50-5) =5 °С.
Уточненное значение Wa и WB/Wa"':
Wn=Q/(-ri—rr2)=1000/A50—5) =6,897 кДж/с.
Принимаем последние значения Tr2 и Wa за окончательные, по-
поскольку последующие уточнения не изменяют полученных значений.
52

Искомый относительный расход Gr равен отношению эквивалентов
расхода:
Gr=GD/Gn/"= №п/№п'"=6,897 /25=0,276.
При расчете по более точной формуле D.8) значения искомых ве-
величин составят Тг2=Ю,8°С и Gn/Gn/"=0,286 (см. пример. 4.14).
Пример 4.14. Построить график температур воды после противо-
точных водо-водяных подогревателей горячего водоснабжения тГ2=
=f(tB) и график расхода сетевой воды для них Gr=Ga/Gaf"={(tB)
при графике температур воды в подающем трубопроводе тепловой сети
с т/=150°С при *„'=—25 X, как в'примере 4.4.
Подогреватели горячего водоснабжения включены по параллельной
схеме. При минимальной температуре воды в подающем трубопроводе
Т|'"=70 °С (при tB'"=-\-2,8 °C) температура сетевой воды после подо-
подогревателей Тг2'"=30°С. Температура местной воды до подогревателей
fx=5°C, после подогревателей поддерживается постоянной <г=60°С
путем изменения расхода сетевой воды автоматическим регулятором.
Параметр подогревателей принять по данным примера 4.12.
График построить для максимальной тепловой нагрузки горячего
водоснабжения при всех значениях tB. Пример решить с использованием
ЭВМ «Наири» и уравнений D.8).
Решение. Параметр подогревателя принимаем Ф=2,86 (см. при-
пример 4.12). В этом случае величины Ф, tj. и tT являются постоянными.
Температуру сетевой воды в подающем трубопроводе Ti при *н^
^2,8 °С определяем для отопительной нагрузки по формуле, приведен-
приведенной в примере 4.3. Для решения поставленной задачи необходимо сов-
совместное решение следующей системы уравнений (алгоритм решения
задачи):
Qo=A8-fB)/A8-<H.o);
Ti = 18-f 64,5^o0'8-f 67,5QO;
g= GU/GB= (/r—*x)/(Ti—Тг2) при GB=const;
xr2=Ti—(t,—fx)e;
Gn'"=(-ti"'--rr2/")/(ti—tr2).
Составим перечень соответствия обозначений величин, принятых
в литературе, и обозначений тех же величин в языке программиро-
программирования:
Символы, принятые в
литературе ....
Символы автокода . .
Символы, принятые в
литературе . . .
Символы автокода . .
Ф
к
Qo
X
13
t*
и
i
i
t'l" Tr2'
U h
я, г е
и
б
б
ч
к
н
н
и
К
К
Gr
в
53

Определить тГ2, а затем бг и g можно путем последовательного
приближения. Для этого можно задаться ориентировочно искомой
Тг2п=20°С при всех значениях tB, после чего можно организовать
цикл расчета на ЭВМ методом итерации по алгоритму. При расчете
задаемся также допустимой погрешностью расчета
Н=|б|=Тг2—Тг2п.
Расчет начинаем с температуры наружного воздуха tQ=— 25 "С. После
определения тГ2 с заданной степенью точности |б|=0,05°С присваи-
присваиваем /я новое значение на 5СС больше предыдущего и производим
расчет тГ2 для новых условий.
Число произведенных итераций обозначим через к.
Программа расчета тГ2 на ЭВМ «Наири-2»:
ап
i = 7|_]«
1 1_1 допустим ^=2,86 |_j /s = 5 /4 = 60 Z, = 70i_J *в = 30
2 | | допустим /0 = — 25
3 |_j вычислим х = A8— /0)/43
4 i_j вычислим tx= 18 + 64,5 |_j exp@,8i_jlnx) +67,5x
5 i i допустим tt = 20 | i к = 0
6 |_j вычислим g= (/4 — /s)/(<].— tt)
7 1 1 вычислим z= li(g— l)/i_j V"g
8 1 1 вычислим e = A—1 \ exp z)/(l —g\ jexpz)
9 |_J вычислим tt = t1—(t1 — /s)e
10 1 1 вычислим б = tb — tt
11 i_J допустим н = | б |
12 1 1 вычислим <4 = ts
13 i_j вставим к = к + 1
14 | 1 если н — 0,05^0 идти к 6
15 | | вычислим в= A3 — le)/(h — /в)
16 i_j печатаем с 1 знаками t$\ 1^1 1^1 1 к
17 lj печатаем с 3 знаками в | i g
18 1 1 вычислим t0 = f0 + 5
19 | 1 если /0<0 идти к З
20 | |кончаем
54

исполним 1
<„=—25 *1= 150,0 гБ=10,8к =
в = 0,286 g = 0,143
te = — 20
в =0,322
<„=—15
в =0,372
to=— 10
в = 0,443
fo= — 5
to = O
в = 0,772
tx= 136,1 tt = 12,4 к = 5
g = 0,161
^=122,0 <6=14,5 к = 6
g = 0,186
^=107,7 *6=17,4 к = 6
g = 0,221
21,3 к = 9
26,6 к = 30
^ = 93,2
^ = 78,4
g = 0,386
0,556
0,278
На основании полученных данных строим график температур и
расхода сетевой воды (рис. 4.3).
Пример 4.15. Произвести расчет графиков температур и относи-
относительного расхода воды на горячее водо-
водоснабжение при смешанной схеме присо-
присоединения отопления и горячего водоснаб-
водоснабжения. Сеть работает по графику каче-
качественного регулирования отопительной
нагрузки. Расчет графика произвести для
средней нагрузки горячего водоснабжения
при pcp = Qrcp/Qo'=0,25 при коэффициен-
коэффициенте нагрузки горячего водоснабжения х=
= 1. При расчете использовать ЭВМ
«Наири-2». Константы: /в=<в.р=18°С;
/НО=_25°С; бто'=80°С; /Х=5ОС; /г=
=60 °С; т,/"=70°С; то2'"=41,7°С: пара-
параметры теплообменников верхней и ниж-
нижней ступеней <X>i=l,0; <I>2=2,86.
Решение. Для решения поставлен-
поставленной задачи необходимо совместное реше-
решение следующей системы уравнений:
С, "С
по
по
100
'so
во
40
го
о
/
/
•»—
/
10
10 tH°C
)/43;
;,= 18-|-64,55o(l'8+67>5Qo (cm. пример 4.13);
тг2п=30°С и ^пп=т02—5
(предварительно задаемся);
1,0
0,5
10 0 -10 tH,°C
Рис. 4.3. К примеру 4.14
55
\
\

g2=Gr2/Gr.M = (/P _ ф /(t, - xnr2);
& = Gi/Gr.M = go + й = lr~tx +g2,
0ToPcpx
= (i-
Проверяем погрешность 6=тГ2—тГ2п. Допустимое значение погреш-
погрешности принимаем н= |6К,О,О5°С. Если н>0,05°С, то расчет вновь
повторяем. После достижения требуемой точности в определении тГ2
вычисляем относительные расходы сетевой воды на горячее водоснаб-
водоснабжение (по отношению к относительному расходу воды).
Ниже приведена таблица соответствия:
Символы, принятые
в литературе . . Фх Фа tx tr fc'o pcp « т,'" ^2 ta
Символы [автокода . . lt 1Я 1г lt 1Ь lt t7 1Й /8 t0
Символы, принятые
в литературе . . ix toa t^ -^2 тс та <пп tn Qo g0
Символы автокода . . t1 ta tt tb tt t7 ta t9 x g0
Символы, принятые
в литературе . . gi rga ?i Za h e2 Gr б н
Символы автокода . . gt ga zt za e^ e$ в б н
an Программа
/ = 3 i_j g e z
1 i_j допустим lx = 1 lj l2 = 2,86ljla = 5i_J h = 601—l 'б=80LJ'e =
= 0,25|_j/7= l|_j/
2 | i допустим tB = — 25
3 i_I вычислим х= A8— t0)
4 lj вычислим t1 — 18-f G4,5i_jexp@,8|_jlnx) +67,5x
56

5 | ) вычислим ta = ti — 80 x
6 | i вычислим tt = <21 II \te = h — 5
7 i i вычислим g2= (lt — /8)/('i— h) I II—I go = ('*"
8 i i вычислим gi = go + g2
9 i_j вычислим zx = /i(g! — 1)/|_J]/giLJLJz2 = /2(g2
x= A —i lexpzj/fl —gi\ 1ехргг)
2 = A — LJ exp z2) I A — g 2 i_j exp z2)
e= (t^o + t^/gi
]
вычислим ex= A —i lexpzj/fl —gi\ 1ехргг) \ || j.
e2
11 i_J вычислим te
12 lj вычислим tt = l3 + (te — I3)gx et
13 i i вычислим ts = ti — (tx — ?9)г2
14 | | вычислим б = /e — tt
15 i i допустим н = | б |
16 i i вычислим tt = ?5
17 i i если н — 0,05^0 идти к 7
18 | i вычислим B = g2/6/e/7/(/4 — /3)
19 1 ) печатаем с 3 знаками ta \ 1^1 \t2\ |/s
20 1 1 печатаем с 3 знаками t„ |_J UI I '91 I в
21 i 1 вычислим t0 = t0 + 5J
22 1 1 если /0 < 0 ИДТИ к 3
23 1 1 кончаем
исполним 1
Пример 4.16. В закрытой тепловой сети с последовательным вклю-
включением двухступенчатых подогревателей горячего водоснабжения при-
применено центральное качественное регулирование по суммарной нагруз-
нагрузке отопления и горячего водоснабжения.
Определить температуры сетевой воды в подающем и обратном
трубопроводах тепловой сети Ti и т2 при температуре наружного воз-
воздуха /н.и=-|-2,8 °С, когда по расчетному температурному графику для
отопления то1'"=70°С и го2'"=41,7°С.
Отношение средней нагрузки горячего водоснабжения к максималь>
ной нагрузке отопления по сети составляет Pcp=Qrop/Qo'=0,2, а по-
поправочный (балансовый) коэффициент к средней нагрузке горячего во-
водоснабжения для компенсации небаланса теплоты на отопление, вызы-
вызываемого неравномерностью суточного графика горячего водоснабжения,
46 = Qre/Qrcp=i>2. Температуры местной воды до и после подогрева-
подогревателя горячего водоснабжения tj=5 "С и fr=60 °C.
57

Определить также температуры сетевой воды Ti и Тг при темпера-
температуре наружного воздуха /н=—25 °С, когда по расчетному температур,
ному графику для отопления toi=150°C и То2=70сС.
Расчетный недогрев воды в нижней ступени принять r0/"—fn'"=
= 5°С.
Решение. Расчет проводим для отношения балансовой нагрузки
горячего водоснабжения к максимальной нагрузке отопления рб =
¦=хврср=112-0,2=0,24. Расход сетевой воды при различных tj, прини-
принимаем постоянным и равным расходу воды на отопление. Температура
местной воды после нижней ступени подогревателя
<п'"=тО2"'-5=4117—5=36,7 "С.
Суммарный перепад температур сетевой воды в нижней и верхней сту-
ступенях подогревателя горячего водоснабжения:
G'oc Q'o -'"' -
Перепад температуры сетевой воды в нижней и верхней ступенях при
.,„ 3(?н »(С'-<») 19,2C6,7-5) Ч
н = ~of = <г-*х 60^ "^ С>
8;" = 8 —8^"= 19,2—11,1 = 8,1 °С.
Температура воды в подающем и обратном трубопроводах при /н=
=<H.i=4-2,8°C:
t,'-Toi'4-6b=7D-8,1=78,1 °C;
Тг =То2—Он =41,/—ll,l=oU,0 \j.
Поскольку производительность нижней ступени подогревателя
QHe=eGrc(To2—ix) (здесь е и Gr — постоянные величины), то перепа-
перепады температуры сетевой воды в нижней и верхней ступенях при
fH0=—25 °С
фактически бв'=19,2°С.
Таким образом, при <н.о=—25 °С весь подогрев местной воды при
Qre будет осуществлен в нижней ступени FV=0).
Температуры воды в подающем и обратном трубопроводах при
<н.о=—25 °С:
t,=Toi'-H8b= 1504-0=150 °С;
Т2=То2'_бн'=70—19,2=50,8 °С.
58

Пример 4.17. В открытой тепловой сети применено центральное ко-
чественное регулирование по суммарной нагрузке отопления и горя-
лИ водоснабжения, при котором расход воды в подающем трубопро-
пе поддерживается постоянным и равным расходу воды на отоп-
отопление.
При расчетной температуре наружного воздуха для отопления
* =—26 "С температуры воды по нормальному графику для отопле-
отопления т.,'-150 °С, т3'=95 °С и то2'=70 °С.
Отношение среднего расхода теплоты на горячее водоснабжение
к расчетному расходу теплоты на отопление prcp=Qrcp/Qo'=01273.
Поправочный (балансовый) коэффициент к средней нагрузке горячего
водоснабжения для компенсации небаланса теплоты на отопление, вы-
вызываемого неравномерностью суточного графика горячего водоснабже-
водоснабжения, хб = 1Л Температуры холодной водопроводной воды t%=5°C и
воды, поступающей в систему горячего водоснабжения, ?г=60°С.
Определить относительный расход воды на отопление и температу-
температуры воды в подающем и обратном трубопроводах Ti и Тг при темпера-
температуре наружного воздуха *Н=+7ОС, если fB.p=18°C.
Решение. Величины 6, тдр' и At' при /н.о=—25°С: 0'=тоз'—
_То2'=95-70=25°С; TnP=0,5(To8'+W) =0,5(95+70) =82,5 °С; Д<'=
=тпр'—*в.р=82,5—18=64,5 "С.
Относительный расход теплоты на отопление при tB=-\-7°C:
- <*-<" 18 ,0,25.
tB.P-ta.o 18+26
Отношение балансового расхода теплоты на горячее водоснабже-
водоснабжение к расчетному расходу теплоты на отопление
Ргв=к6ргор= 1.1-0,273=0,3.
Относительный расход воды на отопление
1—0,5-
0 =
0,5-0,3-25
60—5
F0— 18).Q,3 64,5-0,3 =0,64.
F0 — 5H,25 F0 — 5H,250t2
59

Температуры воды в подающем и обратном трубопроводах при
fB=-|-7eC:
%- Ы + At -2_
'в.Р +-%- Ы> + At' -°2_ - 0.58'
G
с.
Пример 4.18. В открытой тепловой сети применено качественно-
количественное регулирование при постоянной разности напоров на кол-
коллекторах станции, т. е. <х=1.
Расчетные параметры отопительных систем тепловой сети при
отсутствии водрразбора: fH.o=— 25 °С; tOi'=150°C; tO2'=70°C; бт'=
=80 °С; е'=25°С; Д/'=64,5°С; *B.p = 18°C.
Типовое отношение нагрузок горячего водоснабжения и отопления
Ргор=<2гср/<2о'=0,25. Параметры воды, используемой для горячего во-
водоснабжения, fx=5cC и fr=60°C. Распределение относительных гид-
гидравлических сопротивлений в системе теплоснабжения (подающий тру-
трубопровод, элеватор, обратный трубопровод) 5u=So=0A и
5,=0,2.
Определить относительный расход воды на отопление, а также
температуры воды ti и Тг при /н.о=—25 °С при наличии условно по-
постоянной средней нагрузки горячего водоснабжения. Определить также
относительные расходы воды на горячее водоснабжение Gr/G0', в по-
подающем трубопроводе ffi = Gi/G0' и в обратном C2=G2/Go' (G</ —
расход сетевой воды на отопление при отсутствии водоразбора).
Решение. Определяем относительный расход воды на отопление
при фо=1. Принимаем *г=т2=70оС. Так как т2>60°С, весь расход
воды на горячее водоснабжение осуществляется из обратного трубо-
трубопровода.
Доля водоразбора из подающего трубопровода
Р=;г_т2/(т,—Т2)=70—70/A50—70) =0.
Предварительное значение величины GT/G0:
Gr/G0=рг°Рбто7(<г—^) =0,25-80/G0—5)=0,308.
Отношение расходов воды
G0=W0-.
K0,4(l + 0)» + 0,2 + 0,4( 1 — 0,308J
60
i r

Температуры сетевой воды Х\ и Тг при условно-постоянной средней
нагрузке горячего водоснабжения:
°о'8+ («'о-0,58')Q0/G0 =
(80 — 0,5-25I
= 18 + 64,5-10.8+1 'i2 =142,8 °С;
= 18 +64,5-1»-8 — 0,5-25 1/1,12 = 71,3 °С.
Поскольку значение т2 близко к принятому ранее значению, даль-
дальнейший пересчет Тг не производим.
Отношение расходов воды на горячее водоснабжение и отопление
- Gr QrP(<i-4) 0,25A50-70)
о; <&<г-<х) 71-3-5
Относительные расходы воды в подающем и обратном трубопроводах
G,=GO=1,12;
G^Gi-Gi^ 1,12—0,301=0,819.
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 4.19. Тепловая сеть работает по графику качественного ре-
регулирования для воздушного отопления. При расчетной температуре
наружного воздуха /я.о=—30 СС температуры воды в подающем и
обратном трубопроводах составляют Ti'=130cC и т'О2=70°С.
Определить температуры воды Ti и тО2 при tB=—7°С, если темпе-
температура внутреннего воздуха поддерживается <в.р=160С.
Ответ. т,=73оС; тО2=43°С.
Задача 4.20. Решить предыдущую задачу для случая присоединения
к тепловой сети только водяных систем отопления при условии, что
температура внутреннего воздуха /в.р=18°С и коэффициент смешения
элеваторов на вводах и =1,4.
Определить также температуру воды в подающем трубопроводе
отопительной системы тоз при tB=—7°С.
Ответ. т,=76,6°С; тоз=59,8°С; т02=47,80С.
Задача 4.21. Открытая тепловая сеть с нагрузкой отопления и го-
горячего водоснабжения в период низких температур наружного воздуха
работает по графику качественного регулирования водяных систем
отопления, а в период высоких температур наружного воздуха перехо-
переходит на работу с постоянной температурой воды в подающем трубопро-
трубопроводе сети Ti=t1'//=60oC.
При расчетной температуре наружного воздуха для отопления
'а.о=—30 °С и температуре внутреннего воздуха *в.р=18°С темпера-
температуры воды равны т',= 130сС и тоз'=95сС и тО2'=7ОсС.
61

Определить температуру наружного воздуха /н.и, при которой ме-
меняется метод регулирования отопительных систем, и соответствующие
температуры тО2 и тоз-
Ответ: /Н.И=+2,2°С; То2'"=41,2°С; Тоз'"=49,4вС.
Задача 4.22. Для условий задачи 4.21 определить относительный
расход воды на отопление (по отношению к расчетному на отопление),
а также температуры воды в подающем и обратном трубопроводах
отопительных систем при температуре наружного воздуха *H=+10°C,
если при постоянной температуре воды в подающем трубопроводе сети
Ti=60°C будет применен метод количественного регулирования водя-
водяных систем отопления.
Ответ. 6=0,284; тоз=40,5°С; тО2=26,6°С.
Задача 4.23. Определить необходимую длительность работы отопи-
отопительных систем в течение суток и средний относительный расход воды
на отопление по тепловой сети при температуре наружного воздуха
*a=-J-10°C, если регулирование отпуска теплоты на отопление при
температурах наружного воздуха tB72z-\-2,2°C осуществляется местны-
местными пропусками при постоянной температуре воды в подающем трубо-
трубопроводе и постоянном расходе сетевой воды каждой системы.
Ответ, п—12,1 ч/сут;
Go°p=Gocp/Go'=0,506.
Задача 4.24. Решить пример 4.8 при условии, что поверхность на-
нагрева отопительных приборов установлена на 10 % выше нормальной.
Ответ. G=G'/G'b=0,92.
Задача 4.25. Определить температуру воды после вентиляционных
калориферов и относительный расход сетевой воды на вентиляцию при
температуре наружного воздуха <н=—30 СС, когда температура воды
в подающем трубопроводе тепловой сети поддерживается Ti=130°C.
При расчетной температуре наружного воздуха для вентиляции /н.в=
=—15°С температура воды в подающем трубопроводе Ti" = 98,6°Ch
температурный перепад в калориферах т/'—тгв^=40 СС.
При температурах наружного воздуха ниже tB,B постоянный рас-
расход теплоты на вентиляцию поддерживается путем изменения расхода
сетевой воды. Расход воздуха через калориферы, а также температура
воздуха перед калориферами поддерживаются постоянными за счет ре-
рециркуляции <1 = /н.в=—15 °С. Температура внутреннего воздуха tB.p=
= 18°С.
Ответ. тв2=45,2 °С; С=0,472.
Задача 4.26. Для вентиляционных установок с расчетными пара-
параметрами, приведенными в задаче 4.25, определить температуру воды
после калориферов при температуре наружного воздуха *н.и=—2,1 °С
(точка «излома» температурного графика), если в диапазоне темпера-
температур наружного воздуха от /в.в=—15°С до fH=k.H=— 2,1 СС применено
62

качественное регулирование. При температуре наружного воздуха
tB.a=—2,1 "С температура воды в подающем трубопроводе Ti=70°C.
Ответ. тв2'"=45,6°С.
Задача 4.27. Для вентиляционных установок с расчетными парамет-
параметрами, приведенными в задачах 4.25 и 4.26, определить температуру
воды после вентиляционных калориферов и относительный расход
воды при температуре наружного воздуха <B=-j-5cC. В диапазоне тем-
температур наружного воздуха от ?н=—2,1 "С до /я=-|-5оС температура
воды в подающем трубопроводе тепловой сети поддерживается по-
постоянной и равной Ti=Ti'"=70°C, а регулирование отпуска теплоты на
вентиляцию осуществляется путем изменения количества сетевой воды
при постоянном расходе наружного воздуха через калориферы.
Температуру воды после калориферов Твг'" при ?в.и=—2,1 °С при-
принять по данным задачи 4.26.
Ответ. Тв2=27,5сС; С=0,371.
Задача 4.28. Подогреватели горячего водоснабжения, присоединен-
присоединенные к двухтрубной тепловой сети по параллельной схеме, рассчитаны
на максимальную тепловую нагрузку при температуре воды в подаю-
подающем трубопроводе тепловой сети Ti'"=70 °C и температуре воды за
подогревателями Тг2"'=30оС.
Определить температуру сетевой воды после подогревателей тГ2 и
относительный расход сетевой воды через них 0м при температуре
воды в подающем трубопроводе Ti'=130°C и максимальной нагрузке
горячего водоснабжения. Температура водопроводной воды до подогре-
подогревателя /Х=5°С, а после подогревателя температура местной воды под-
поддерживается постоянной и равной <г=60°С автоматически путем изме-
изменения расхода сетевой воды. Определить также относительный расход
сетевой воды при средней нагрузке горячего водоснабжения, если коэф-
коэффициент часовой неравномерности нагрузки горячего водоснабжения
х,=2.
При расчете принять, что относительный коэффициент теплопере-
теплопередачи подогревателя и относительные расходы воды (сетевой и мест-
местной) связаны зависимостью ?"_ "|/ GrGr
Ответ. Тг2=12,7°С; GM = GM/(G«)"'=0,34; Gcp/(G«)"'=0,17.
Задача 4.29. Решить пример 4.18 для температуры наружного воз-
воздуха *н=-|-6оС.
Ответ. d=l, 196; Go=0,862; G2=0,832; т^бг.ГС; Т2-=36,8°С.
63

ГЛАВА ПЯТАЯ
ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТЕПЛОВЫХ СЕТЕЙ
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Падение давления в горизонтальном трубопроводе, Па,
E.1)
где 8pa=Rjil — линейное падение давления, Па; бры — падение давле-
давления в местных сопротивлениях, Па; Rn — удельное линейное падение
давления, Па/м; / — длина трубопровода, м; U — эквивалентная длина
местных сопротивлений, м; а — коэффициент местных потерь давления.
Удельное линейное падение давления, Па/м,
0,8125X0*
(¦5.2)
ал а~р
Предельное число Рейнольдса
Renp = 568—. E.3)
При 2300<Re<Renp
При Re^ReDp
(Ь \ 0,25
d) • E'5)
В последнем случае
R1= A* °2,. E.6)
" а'6'26 р
Здесь d — внутренний диаметр трубопровода, м; X— коэффициент
гидравлического трения; w — скорость теплоносителя, м/с; G — массо-
массовый расход теплоносителя, кг/с; р — плотность теплоносителя, кг/м3;
g — ускорение свободно падающего тела, 9,81 м/с2; k3 — абсолютная
эквивалентная шероховатость трубопровода, м; Ац — постоянный ко-
коэффициент для заданного значения кя.
Падение давления в местных сопротивлениях, Па,
где Sg —сумма коэффициентов местных сопротивлений.
Эквивалентная длина местных сопротивлений, м,
'э = -^. E.8)
64

. >
/\
/ ^
/
/\
.г
i
ч
/^
/
/
У
/
¦ч,
/
/¦
к,
/
/
У
7
' "*»
У
7
/ч
—л=
^;-
4
/^.
/
ч
/
/
—
/
ч,
—.
7
ч
ч^
ч.
ч.
>^ч.
Г
/
ч
¦—
N
/ ¦"
ч
^ч^
. 'У
^ч
"—.
^ч
§
001
"о
§
U
t.
to*
«ь
Н
to
ы
о.
ю
сп
II
а
мм,
t l
II
га
§
ОБО
а.
с
это
о
X
<и
онд
к
С9
н
<и
В"
о
л
о.
о
г
a.
Ё
§
a
S
s
о
о
ас
5—270
65

66

67

По формуле E.6) построены номограммы для гидравлического
расчета конденсатопроводов при ka—\ мм (рис. 5.1), водоводов при
?э=0,5 мм (рис. 5.2) и паропроводов при ?э=0,2 мм (рис. 5.3).
ПРИМЕРЫ
Пример 5.1. Определить предельную скорость воды в трубопрово-
трубопроводах, выше которой линейное падение давления практически подчиняет-
подчиняется квадратичному закону. При расчете принять температуру воды
75 °С и эквивалентную шероховатость трубопровода йа=0,5 мм.
Решение. Линейное падение давления в трубопроводах практи-
практически подчиняется квадратичному закону, когда число Рейнольдса до-
достигает предельного значения, определяемого следующим выражением:
9
Кинематическая вязкость воды при т=75°С (по приложению 4)
v=0,391-10-<» м2/с
Предельная скорость воды в трубопроводах
v 568.0,39Ы0-«
^-Б6В^- 0,0005 =°.444м/С.
Пример 5.2. Определить удельное линейное падение давления для
воды с температурой т=75сС, проходящей по трубопроводу d=100 мм
со скоростью ад=0,2 м/с. Эквивалентная шероховатость трубопровода
68=0,5 мм.
Решение. Кинематическая вязкость и плотность воды (по при-
приложению 4) v=0,391- 10~e м2/с и р=975 кг/м3. Число Рейнольдса
Предельное число Рейнольдса
Поскольку 2300<Re<RenP, то коэффициент гидравлического тре-
трения определяем по формуле Альтшуля
Удельное линейное падение давления
0,0310,22-975
—щ\—
Если при расчете в формуле E.4) не учитывать второго члена,
т. е. воспользоваться формулой E.5), то значение коэффициента гид-
68

равлического трения составит Д.=0,0293 и соответственно #л =
=5,71 Па/м. Таким образом, в этом случае погрешность расчета со-
составит примерно 6 %.
Пример 5.3. Решить предыдущий пример, если скорость воды бу-
будет ш=2 м/с.
Решение. Число Рейнольдса
Предельное число Рейнольдса ReDp=113 500 (см. пример 5.2). По-
Поскольку Re>Renp, коэффициент гидравлического трения определяем по
формуле Шифринсона
/0 0005\°'ав
0,11 (^Т2) =0,0293.
Удельное линейное падение давления
0,0293-22-975
Пример 5.4. По трубопроводу с внутренним диаметром d=514 мм
и длиною /=1000 м подается вода в количестве К=0,35 м3/с=
= 1260 м3/ч с температурой 75 °С и избыточным давлением в началь-
начальной точке pi=0,8 МПа. Отметка оси трубопровода в его конечной точ-
точке на 8 м выше отметки начальной точки. Сумма коэффициентов мест-
местных сопротивлений 2?=10.
Определить полный напор (сумма геометрического, пьезометриче-
пьезометрического и динамического напоров) и сумму геометрического и льезомет-
рического напоров в начальной и конечной точках трубопровода, а так-
также давление в конечной точке. При расчете эквивалентную шерохова-
шероховатость принять йэ=0,5 мм.
Решение. Скорость воды
AV 4-0,35 сп
Ш = "^"= 3,14-0,514»= 1'*"**•
Поскольку w>Wav, коэффициент гидравлического трения опреде-
определяем по формуле Б. Л. Шифринсона
м /0 005\0-м
Эквивалентная длина местных сопротивлений и приведенная длина
W 10-0,514
z 265M
/„=/+/„=1000+265= 1265 м.
Удельное линейное падение давления при р=975 кг/м8 (для т=
=75 °С)
0,0194- 1,69а-975
52
69

Потери напора при g(>=9,81 -975=9570 Н/м3
Отметку начальной точки трубопровода принимаем равной нулю
(г=0). Полный напор в начале и конце трубопровода
0 + j^ = 83,6 + 0 + 0,15 =
= 83,75 м;
Я2=Я,—6Я=83,75—6,96=76,79 м.
Давление в конце трубопровода при w=Wi = w2 ps=pi—
g— (z2—zi)pg= 800 000—6,96-9570—(8—0)9570 = 0,657-Ю6 Па =
=0,657 МПа.
Сумма геометрического и пьезометрического напоров в начале и
конце трубопровода:
800 000
Pi/fg + *i= 9570 +0 = 83,6 м;
657 000
Рг/tg + ?2= 9570 + 8 = 76.65 м.
Как видно из приведенного примера, скоростной напор играет не-
незначительную роль и при расчете им обычно пренебрегают.
Пример 5.5. Определить давление в конце трубопровода с внутрен-
внутренним диаметром d=0,259 м, по которому пропускается пар в количестве
G=2,78 кг/с=10 т/ч с начальными параметрами Pi=0,6 МПа (абс.)
и ti=220°C (Pi=2,66 кг/мз).
Эквивалентная шероховатость трубопровода йэ = 0,2 мм.
Удельные тепловые потери с учетом местных потерь <7=160 Вт/м.
Остальные данные по трубопроводу взять из примера 5.4.
Решение. Из примера 5.4: /=1000 м, 2|=10.
Величина R.-iP (по номограмме, рис. 5.3):
Япр=99 Па-кг/м4.
Удельное падение давления пара в начале трубопровода
^ ^ 37
Приближенное значение падения давления в паропроводе при 1п
/+4= 1000+112-1,26= 1141 м (см. пример 5.4 и приложение 5)
6р=#л/п=37,2-1141=42400 Па.
* В данном примере и далее напор и потери напора выражаются
в метрах столба теплоносителя.
70

Приближенное значение абсолютного давления в конце паропровода
при горизонтальной его прокладке
р2=р1_бр=600 000—42400=557 600 Па.
Тепловые потери паропровода
Q=<7/= 160 • 1000 = 160 000 Вт.
Падение температуры пара при движении его в паропроводе и ко-
конечная температура пара при средней теплоемкости с=2156 Дж/(кг-сС)
_^ = _160000_
Gc 2,78-2156
Для пара р2=0,5576 МПа и тг=220—27=193°С, р2=2,62 кг/м3.
Средняя плотность пара
р= (р,+р2) /2= B,66+2,62) /3=2,64 кг/м^.
Среднее значение удельного линейного падения давления
Лл = 99/2,64=37,5 Па/м.
Уточненное значение падения давления и конечного давления
бр=/? л/д= 37,5 • 1141 = 42 800 Па и />2=600 000—42 800=557 200 Па.
Конечное давление пара, если пренебречь изменением скорости
пара, но учесть изменение отметок оси паропровода:
p2=p1_Sp— (z2—Zi)/gp=600 000—42 800—8-9,81-2,64=
= 557 000 Па=0,557 МПа.
Из приведенного примера видно, что для паропроводов значение
(z2—Zi)gp ничтожно мало по сравнению с р и 8р, поэтому при расчете
паропроводов им пренебрегают.
Пример 5.6. Определить давление в конце паропровода, указанного
в примере 5.5, если по нему будет пропускаться пар в количестве G =
= 5,56 кг/с=20 т/ч.
Потери теплоты паропроводом Q= 160 000 Вт (см. пример 5.5). За-
Задачу решить, пользуясь точной формулой, учитывающей изменение
плотности по длине трубопровода, и формулой при неизменной плотно-
плотности пара, принимая его по состоянию в начале паропровода.
Решение. Параметры пара в начале паропровода:
р,=0,6 МПа; р,=2,66 кг/м"; Г, =273+220=493 К.
Падение температуры пара
6t=Q/Gc=160 000/E,56-2156)=14°C.
Конечная и средняя температуры пара при Тг=220—14=206 °С:
ч + ч 220+206
tcp— 2 — 2 —ги L,
7'ср=273+213=486 К.
71

Величина Ripi (по номограмме, рис. 5.3):
Я,р,=396 Па-кг/м4.
Удельное линейное падение давления пара в начале паропровода
^!=i?ipi/pi=396/2,66=149 Па/м.
Конечное давление по точной формуле
= боо ооо l/i — 2'fiQn'Q40861Q141 =39860° Па = °-3986 МПа-
Конечное давление по приближенной формуле
р2=р1_^1/п=600 000—149-1141=430 000 Па=0,43 МПа.
Таким образом, в рассматриваемом примере падение давления
пара, подсчитанное по приближенной формуле и начальным парамет-
параметрам пара, занижено примерно на 17 % по сравнению с падением дав-
давления, подсчитанным по точной формуле.
Пример 5.7. Определить, во сколько раз при одинаковом расходе
воды возрастет падение давления в трубопроводе диаметром d=359 мм
и длиною /=2000 м, если условная высота выступов шероховатости за
время длительной эксплуатации увеличится с ?i=0,2 мм до ?г=2 мм.
Сумма коэффициентов местных сопротивлений трубопровода составляет
2|=10.
Решение. Коэффициенты гидравлического трения при k{ и fe2:
A,i={Ai/crH.25=0,H{0,0002/0,359H.25=0,0169;
*2= (^/rf)°'25=0,ll @,002/0,359) о.*»=0,030.
Падения давления при ky и k2, Па:
Отношение падений давления
0,03-2000+ 10-0,359
0,0169-2003+10.0,359 ~ ' "
72

Пример 5.8. Определить пропускную способность конденсатопрово-
да диаметром d=150 мм и длиною /=1000 м, по которому конденсат
подается в конденсатный бак, находящийся на отметке г2=18 м. Кон-
денсатный насос, установленный на отметке 2i=0, создает напор Н=
=30 м, Конденсатопровод имеет следующее количество местных со-
сопротивлений: задвижек 4 шт., обратных клапанов поворотных 1 шт.,
водомеров 1 шт., гнутых колен 6 шт. с r=3d, П-образных компенсато-
компенсаторов 12 шт. с г=Ы. При расчете эквивалентную шероховатость принять
&8=1 мм.
Решение. Эквивалентная длина местных сопротивлений (прило-
(приложение 5 с учетом поправочного множителя для ka=l мм)
/8=B,ll-4-|-9,7-f-8,58-|-2,28-6-fl018-12H,84=143 м.
Приведенная длина
/в=/+/э= 1000+143= 1143 м.
Потеря напора
6Н=Н:— (Z2—z,) =30— A8—0) = 12 м.
Удельное линейное падение давления при gp=9,81 -975=9570 Н/м3
Пропускная способность конденсатопровода по номограмме (рис. 5.1)
с учетом поправочного множителя для ka=l мм или по формуле
О=Лов^М5Длм=246-0,152-|>21>-100°.5=16,9 кг/с=60,9 т/ч.
Пример 5.9. По паропроводу диаметром d/du=207/219 мм и длиной
/=1200 м, проложенному в непроходном канале, передается со стан-
станции сухой насыщенный пар с начальным абсолютным давлением р\=
=0,6 МПа. Конечное абсолютное давление пара у потребителя поддер-
поддерживается постоянным и равным Р2=О,5 МПа путем регулирования на-
нагрузки.
Определить расход пара (без образовавшегося конденсата) при
нормальном режиме.
Определить также расход пара при аварийном режиме, когда ко-
конечный участок паропровода длиною 20 м вследствие аварии находя-
находящегося рядом водопровода начал омываться водой со средней темпе-
температурой <=15СС. При аварийном режиме для поддержания нормальной
величины конечного давления потребитель вынужден был вести у себя
регулирование путем отключения части нагрузки.
Паропровод имеет следующее количество местных сопротивлений:
задвижек —2 шт., гнутых колен с г=Ы~- 6 шт., П-образных компен-
компенсаторов с г=Ы—16 шт. Нормальные удельные линейные тепловые
потери паропровода <?=135 Вт/м, а местные тепловые потери состав-
составляют 25 % линейных. При расчете принять, что на аварийном участке
73

изоляция полностью разрушена и коэффициент теплопередачи голого
трубопровода, омываемого водой, 6=1200 Вт/(м2-°С).
Решение. Нормальный режим. Нормальные полные тепловые
потери
QT.n'=l,25<7/=l,25-135-1200=203000 Вт.
Нормальное количество конденсирующегося пара при средней ве-
величине скрытой теплоты парообразования г=2100 кДж/кг
Эквивалентная и приведенная длины (при йэ=0,2 мм по приложе-
приложению 5)
h= B,9-2-f-3,4-6-|-16,l• 16) 1,26=358 м;
;ц=;_|_/э= 1200+358= 1558 м.
Линейное удельное падение давления
Средняя плотность пара (рер=0,55 МПа) рСр=2,87 кг/м3. Средний
расход пара в паропроводе при нормальном режиме и расход пара
у потребителя:
Gev=Acd=.6"(ДлрСр)".'=9,65• 0,2072-в2( F4,2-2,87)°.5=2,08 кг/с=
=7,52 т/ч;
G2=Gcp—0,5GK=2,08—0,5-0,097=2,03 кг/с=7,3 т/ч.
Аварийный режим. Нормальные тепловые потери на неповрежден-
неповрежденном начальном участке
<Э"т.п.в=1,25<7(/—/а) = 1,25-135A200—20) = 199000 Вт.
Поверхность паропровода, омываемого водой,
Тепловые потери на аварийном участке при конечной температуре пара
thS=151°C
<Э"т.п.а=?Мтн2—0 = 1200-13,8A51—15) =2,25- 10е Вт.
Количество образовавшегося конденсата на начальном участке и на
аварийном участке:
G"K = Q'Yn/r=0,199-106/B100-103) =0,0948 кг/с=0,34 т/ч;
GK.a = Q"T.n.a/r=2,25-106/B100-103) = l,07 кг/с=3,86 т/ч.
7Л

Средний расход пара при аварийном режиме останется прежним (так
как R не меняется). Расход пара у потребителя
G2=GCp—0,5G"K—GK.a=2,08—0,5-0,0948—1,07=
=0,963 кг/с=3,47 т/ч.
Таким образом, расход пара у потребителя при аварийном режиме
снижается примерно в 2 раза.
Пример 5.10. Для обогрева нефтепровода проложен в общей изо-
изоляционной рубашке с ним паропровод — спутник с внутренним диамет-
диаметром d=50 мм и длиною /=2000 м. Весь поступивший в паропровод-
спутник пар в количестве G=0,0833 кг/с=300 кг/ч с начальными па-
параметрами р,=0,6 МПа (абс.) и т=180°С полностью в нем конденси-
конденсируется и отводится.
Определить давление в конце паропровода-спутника. При расчете
коэффициент местных потерь давления принять а=0,1, а эквивалентную
шероховатость труб ?э=0,2 мм.
При расчете использовать точную формулу для определения па-
падения давления в паропроводе (см. пример 5.6), подставив в нее вме-
вместо Ri величину RJ3, что учитывает снижение расхода пара по длине
паропровода вследствие конденсации.
Решение. При G=0,0833 кг/с=300 кг/ч и <tf=50 mm J?jpi =
= 498 Па-кг/м4.
Плотность пара в начале паропровода
pi=2,926 кг/м3.
Удельное линейное падение давления
#,=498/2,926=170 Па/м.
Средняя температура пара (примем конечную температуру 150 °С)
тср=1650С или Гср=273+165=438 К.
Конечное давление пара в паропроводе-спутнике
• =л у 1--
3РхТ:
1
= 600003 l/l — 27oA +°.'L38 2000 = 464 00Э Па = 0,464 МПа.
Пример 5.11. Определить диаметр однотрубного транзитного теп-
теплопровода длиною /=30 км для подачи воды G=1110 кг/с и произве-
произвести проверочный расчет. Допустимое падение давления на трение и
местные сопротивления (при условно горизонтальном профиле местно-
местности) 6/7=0,67 МПа. Сумма коэффициентов местных сопротивлений на
1 м длины 2?//=0,0053. При расчете эквивалентную шероховатость
принять ?D=0,5 мм, плотность воды р=975 кг/м3.
75

Решение. Коэффициент местных потерь давления при Ава
=3,82 [1J
i \ Vsp/i
Допустимое линейное удельное
г *Р
-. 3-82-0,0D53
= 0,31.
V
падение давления
0,67-10»
V
17 П Г
1110
0,67-10»
30 000
*• = Щ^) = 30 030A+0,31) - 17>0 Па/М-
Внутренний диаметр трубопровода при Лв<г=0,117
по.за 11100-38
d = ^^ = 0,117__- = 0,985M.
Округляем диаметр до стандартного d = 0,996 м и производим прове-
проверочный расчет /э=0,0053-30 000-60,8=9670 м (см. приложение 5)
/п=/+г8=30 000+9670=39 670 м;
G2 13,62-10—-
RA
R*-A*ffi.u- 0.966*-» ~1
бр=Длгп=17-39670=0,674- 10е Па=0,674 МПа.
Пример 5.12. Определить диаметр конденсатопровода длиной /=
=200 м, пропускающего смесь конденсата и пара в количестве GCm =
= 1,08 кг/с=3,9 т/ч из пароприемников в закрытый сборный конденсат-
ный бак. Абсолютное давление в пароприемниках ро=0,3 МПа, после
конденсационных горшков за пароприемниками pi=0,15 МПа и в сбор-
сборном баке р=0,13 МПа. Конденсационные горшки и сборный бак на-
находятся на одном уровне. Конденсат выходит из пароприемников с
переохлаждением на 10оС. Коэффициент местных потерь давления
принять а=0,1, а эквивалентную шероховатость ?э=1.0 мм. Удельные
линейные потери теплоты конденсатопроводом q принять равными
80 Вт/м, а долю местных потерь теплоты 0,25.
Решение. Температура насыщения пара в пароприемниках (ро=
=0,3 МПа) /в.о=133°С.
Температура конденсата, выходящего из пароприемников,
<hi = 133—10=123 "С.
Энтальпия образовавшегося пара за конденсационными горшками
(р=0,15 МПа) fti=2693 кДж/кг и температура насыщения его /„i=
= 111°С.
Массовую долю пара вторичного вскипания Xi в смеси конденсата
и пара за конденсационными горшками находим из теплового баланса:
76

откуда
^-^4,19A23111)
1 hx-ctKX 2693-4,19-Ш
Потери теплоты по длине конденсатопровода
<2т.п=1.25<7/= 1,25-80-200=20000 Вт=20 кВт=20 кДж/с.
Температура, которая была бы в конце конденсатопровода при от-
отсутствии парообразования,
'и = <Hi - ^- = 123 - f = 118,6 'С.
ис 1,08-4,19
Массовая доля пара в смеси в конце конденсатопровода при рг=
=0,13 МПа, tB2= 106,6 °С и /12=2684 кДж/кг
с(<к2-<ва) 4,19A18,6-1С6.6)
2= Л2-с/на ~ 2684-4,19-106,6 -0'0223-
Средняя массовая доля пара в смеси
*ср=0,5 @,0225+0,223) =0,0224.
Средняя плотность смеси конденсата и пара при р„=951 кг/м3 и
рп=0,794 кг/м3 (для рСр=0,14 МПа) *
- — —44 9 кг/м»
1-0,0224 0,0224
Рк ^ ?п 951 +0,794
Допустимое линейное удельное падение давления в конденсатопроводе
Диаметр конденсатопровода
0,448-1,080-38
(Ял PepH'19 ~ (90,9.34,2)»."
d /г» . \п 10 /пп п пл п\п ia »
Если расчет вести без учета парообразования, то диаметр конденсато-
конденсатопровода составил бы
0,448- 1,08°.з
(90,9-951)°."
= 0,С533 м.
* При расчете конденсатопровода по средней плотности не учи-
учитываются разные скорости паровой и жидкой фаз, и поэтому данный
метод не может претендовать на большую точность.
77

Таким образом, при наличии парообразования диаметр конденсато-
провода в 1,88 раза больше по сравнению с конденсатопроводом, где
отсутствует парообразование *.
Пример 5.13. Выбрать диаметры труб для участков двухтрубной
отопительной водяной сети, а затем определить действительные потери
напора на участках и произвести построение графика напоров (пьезо-
(пьезометрического графика).
Длины участков сети и расходы воды у потребителей приведены
на рис. 5.4. Помимо задвижек, указанных на схеме сети, на каждые
100 м трубопроводов сети в среднем установлено по одному сальнико-
0 1,=500м 1,,= ?00м 1ш=600м J
1-4X1 1 ¦ Г-С-З IX1-O
С 62
Рис. 5.4. К примеру 5.13:
G]=83,3 кг/с=300 т/ч; G2 = 55,6 кг/с=200 т/ч; G3=27,8 кг/с=100 т/с
вому компенсатору и по сварному трехшовному колену. Потери напора
в сетевых водоподогревателях и коммуникациях станции 6#Ст=12 м,
а потери напора в элеваторах на абонентских вводах бЯа=15 м. Рас-
Расход воды у потребителей 1—3 Gi=83,3 кг/с=300 т/ч; G2=55,6 кг/с=
=200 т/ч; G3=27,8 кг/с=100 т/ч.
Удельные линейные потери давления по длине главной магистрали
(от станции до наиболее удаленного абонента) для предварительного
расчета принять /?л=80 Па/м.
Напор в обратном трубопроводе перед насосами станции #о=20 м,
высота зданий 20 м, плотность воды р=975 кг/м3, gp=9,8 Ь975=
= 9570 Щи3. Средний для сети коэффициент местных потерь напора
при предварительном расчете принять по формуле а = 0,019 V G.
Решение. Расчет главной магистрали. Наиболее удаленным от
станции будет абонент 3, поэтому главной магистралью будет маги-
магистраль 0—3.
Суммарный расход воды на станции
QB=83,3+55,6+27,8= 166,7 кг/с=600 т/ч.
Средний коэффициент местных потерь напора
а = 0,019 V~G, = 0,019 V"WTj =- 0,25.
* Парообразование можно предотвратить, увеличив абсолютное
давление после конденсационного горшка до р=0,225 МПа с соответ-
соответствующим увеличением давления в сборном баке. Этого же можно до-
достигнуть путем переохлаждения конденсата до температуры 106°С.
78

По значениям d= 166,7 кг/с и /?л=80 Па/м определяем по номо-
номограмме (см. рис. 5.2) предварительный диаметр трубы для участка I
^=360 мм. Аналогично определяем диаметры для участков II и III.
Полученный для участка I диаметр трубы округляем до стандарт-
стандартного di=359 мм. Действительное удельное линейное падение давления
(по номограмме) #i=82,4 Па/м.
Эквивалентная длина участка I * (по приложению 5)
Задвижки 5,07. 1=5,07
Сварные колена (трехшовные) 10,1-5=50,5
Сальниковые компенсаторы 5,07-5=25,35
/э1=81 м
Приведенная длина участка I
/„1=500+81=581 м.
Действительное падение давления на участке I (в одном направ-
направлении)
6pi=#i/ni=82,4 • 581 = 47 870 Па
или
8р, 47 873
0/7] = .
?g
9570
= 5 м.
Аналогично рассчитываем другие участки главной магистрали и
результаты сводим в табл. 5.1, где также приведена суммарная потеря
напора от станции до конца участков.
Таблица 5.1
Участок
Главная
магис-
магистраль.
и
щ
От пат
ответ-
ответвления:
IV
V
G,
кг/с
166,7
83.3
27,»
83,3
55.6
/,
м
500
400
600
300
400
Предваритель-
Предварительный расчет
SW,
м
.
—
—
7,37
5.20
/?,
Па/м
80,0
80.0
8Э,0
188,0
99,1
d.
мм
360
28Э
183
237
230
Окончательный расчет
d.
мм
359
309
183
259
259
4
Па/м
82,4
45,2
76,0
115,0
51.0
L,
э
м
81
59
54
77
73
и
м
581
459
654
377
473
*>Р.
Па
47 870
23 800
49 740
43 360
24 130
м
5.00
2,17
5,20
4,53
2,52
ПН,
м
5,00
7.17
12.37
9,53
9,69
Расчет ответвлений. Потеря напора на участке IV (определяем из
условия равенства потерь напора от станции до любой конечной точки
тепловой сети) 6#iv=12,37—5=7,37 м. Удельное линейное падение
давления для участка IV
7,37-9570
188 ПЗ/М
300A+0,25)
* Длина участка берется до ответвления в конце участка.
79

По Giv = 83,3 кг/с и #iv=188 Па/м определяем предварительный диа-
диаметр трубы div=237 мм и округляем его до стандартного div=
=259 мм. Действительное удельное линейное падение давления Ri\=
= 115 Па/м.
Эквивалентная длина участка IV
Тройник (ответвление, Gs/G = 0,5) 39,1-1=39,1
Задвижки 3,6-2=7,2
Сальниковые компенсаторы 3,36-3=10,1
Сварные колена (трехшовные) 6,73-3=20,2
77~м
Приведенная длина /п iv=300+77=377 м.
Рис. 5.5. К примеру 5.13
Действительная потеря давления и напора на участке IV:
6pIV=J?iv/niv=l 15-377=43 360 Па;
«jp|V 43 360
Iv = pt = ~9570~
= 4,53 м.
Суммарная потеря напора от станции до абонента I
2a#=6ffi+6//IV=510+4,53=9,53 м.
Аналогично рассчитываем участок V.
Результаты расчета сводим в табл. 5.1. На основании данных рас-
расчета строим график напора (пьезометрический график) (рис. 5.5) *.
• На данном графике по оси ординат отложен напор в м ст. теп-
теплоносителя (р=975 кг/м3), наряду с этим иногда по оси ординат от-
откладывают давления в м вод. ст. (напор при р=1000 кг/м3).
80

Пример 5.14. Определить диаметры труб участков паровой сети и
действительные давления пара у потребителей.
Длины участков сети, размещение задвижек, абсолютные давления
пара и расход пара у потребителей 1, 2 приведены на рис. 5.6. На
всех участках сети установлены П-образные компенсаторы (r=2d) че-
tub
Рис 5.6. К примеру 5.14:
ро-0,7 МПа; То-24О°С; Pi-0,55 МПа; 0.-6,67 кг/с;
р2=-0,6 МПа; Gj=3,33 кг/с
рез каждые 100 м. Эквивалентная шероховатость труб паропровода
?э=0,2 мм.
При предварительном расчете падение давления по длине главной
магистрали принять равномерным, средний коэффициент местных. по-
потерь давления всей сети подсчитать по формуле а = 0,19 К Gj и
падение температуры пара по длине паропровода принять 2°С на
100 м. При окончательном расчете для определения падения темпера-
температуры * принять следующие удельные тепловые потери на 1 м паропро-
паропровода с учетом дополнительных местных потерь при разности темпера-
температур между паром т и окружающей средой t0, равной 1 °С:
d=259 мм — <7Уд=1,24 Вт/(м-*С);
d=309 мм — <7Уд=1,4 Вт/(м-°С);
d=359 мм — <7Уд = 1,54 Вт/(м-°С);
d=408 мм —9уд=1,56 Вт/(м-вС).
Решение. Суммарный расход пара Gi=6,67+3,33=10 кг/с=
= 36 т/ч, средний коэффициент местных потерь давления
а = 0,19/ТО = 0,6.
Расчет главной магистрали. Для выбора главной магистрали про-
проверяем направление, на котором удельное падение давления будет ми-
минимальным.
* Уточнение падения температуры пара при расчетах часто не
производится.
6—270 81

Удельное падение давления на направлениях 0—1 и 0—2:
Ро -Pi @,7 — 0,55) 1„6
\f 60Э+10Х) ==93'
рь-р, @ 7-0,6) 10» =ш
/0,2 600+400 '
Поскольку удельное падение давления на направлении 0—1 являет-
является минимальным, это направление является главной магистралью.
Определяем предварительно падение давления на участках I и II:
6pi=93,8-600=56 200 Па;
6>i=93,8-1000=93 800 Па.
Удельное линейное падение давления на участках I и II:
D o Po-Pi @,7-0,55I0°
Определяем предварительно среднее значение абсолютного давле-
давления и температуры пара на участках I и II:
р =~0,7 — ^^ = 0,672 МПа;
^=240 — ^ = 234 °С;
0 094
о,7 — 0,056•—— = 0,591 МПа;
Т]1==240 — 2-6 — -^- = 218 °С.
По средним давлениям и температурам пара определяем пред-
предварительно среднюю плотность пара на участках I и II: pi=2,89 кг/м3
и рп=2,66 кг/м8.
Находим Rp для участков I и II:
Ripi=58,6-2,89= 169 Па-кг/м4;
Rupn=58,6-2,66 =156 Па-кг/м4.
По G и Др определяем (по номограмме рис. 5.3) предварительно
диаметры труб для участков I и II: d\ =384 мм и rfn =330 мм.
Округляем диаметры труб до стандартных размеров: di=408 мм и
dn=359 мм.
По G и d определяем (по номограмме рис. 5.3) действительное
значение Rp для участков I и II:
#ipi=120,5 (Па-кг)/м4;
Япрн=Ю5 (Па-кг)/м4.
82

Эквивалентная длина участков I и II (по приложению 5 с учетом
поправочного коэффициента 1,26 на эквивалентную шероховатость ka=
=0,2 мм):
Участок I
Задвижка 5,94-1,26=7,5
П-образные компенсаторы 49,5-1>26-6=374
/э1=382 м
Участок II
Тройник (проход G1/G=3,67) 0,85-1,26=1,07
П-образные компенсаторы 42,2-1,26-10=532
Задвижки 5,07-1,26-2=12,8
/9„=546 м
Приведенная длина участков I и II:
/П1=600+382=932 м;
/пп= 1000+546=1546 м.
Проводим первое уточнение падения давления и среднего абсолют-
абсолютного давления пара на участках I и II:
(R} Pt) 120,5
ел =—т"^п1 = ~^~Ь;982 = 41С00 Па = °.°41 МПа;
(#п Рц) 105
Ьрп = —" ." /п„ = — 1546 = 6Э8Э0 Па = 0,061 МПа;
р =Ро — —-^- = 0,7— ^4^ = °.68 МПа!
1 2 2
рп = р0—^- = 0,7 — 0,041 — ^^=0,628 МПа.
Потери теплоты на участках I и II:
Qi=q-,Ki(ti—fo)=l,56B34—5N00=214000 Вт;
Qn=q7Kii(tii—/o)=1.54B18—5) 1000=328000 Вт.
Уточняем значения падения температуры пара и средней темпера-
температуры пара на участках I и II при c^s2,14 кДж/(кг-"С):
, _ Sx, — -^П- = 240 — 10 — — =218
1 ' 2 2
83

Участок
Главная ма-
магистраль:
II
Ответвление
III
о,
кг/с
10,00
6,67
3,33
Предварительный расчет
1, м
6Э0
1000
1600
400
Ьр, Па
56 200
93800
150 000
59 400
R. Па/м
58,6
58,6
93
а
0,672
0,597
0,6297
>
234
218
226
а
2,89
2,66
2,75
и
169
156
256
к
S
¦о"
384
330
236
Уточняем среднюю плотность пара на участках I и II: pi=
=2,92 кг/м3 и ри=2,79 кг/м3.
Действительное удельное линейное падение давления на участках
I и II:
#i=?ipi/pI=1205/2,92=41>3 Па/м;
Rи=Япрп/ри= 105/2,79=37,6 Па/м.
Действительное падение давления пара на участках I и II:
6pI=#i/ni=41,3-982=40 600 Па;
«Pn=/?ii'nii=37,6-1546=58 100 Па.
Действительные абсолютные давления пара в конце участка I и
у потребителя 1:
Pih=Po—6pi=700 000—40 600=659 400 Па=0,6594 МПа;
p1=PlK_6pii=659 400—58100=601300 Па=0,6013 МПа.
Поскольку при полученных значениях рщ и р( средние давления
пара на участках будут мало отличаться от принятых после первого
уточнения, дальнейшего пересчета не производим.
Результаты расчета сводим в табл. 5.2.
Расчет ответвления III. Располагаемый перепад давлений
Spni=piK—P2=659 400—600 000=59 400 Па.
Допускаемое удельное линейное падение давления
«Ли 59 400
111 'шA+а) 400A+0,6)
<93 Па/м.
84

Таблица 5.2
Окончательный расчет
d, мм
408
359
259
и
120,5
105
145
s
382
546
248
s
982
1546
648
1
0,68
0,628
0,6423
о
235
218
222
м
К
о»
2,92
2,79
2,84
R. Па/м
41,3
37,6
51
Ьр, Па
40 600
58 100
33 100
Давление
в конце
участка о,
МПа
0,6594
0,6013
0,6263
Средние параметры пара на участке:
рт = 0,6594 — °'°594 = 0,6297 Па;
,ш = 240 — 10 — —'— = 226 "С.
Средняя плотность пара
Рш=2,75 кг/мз.
Величина Rp
Яшрш=93-2,75=256 Па-кг/м4.
По значениям G=3,33 кг/с и #шрш=256 Па-кг/м4 определяем
(по номограмме) предварительно диаметр трубы
dni=236 мм.
Округляем диаметр трубы до стандартного размера dm=259 мм.
Действительная величина Rp (по номограмме) при G=3,33 кг/с
и d=259 мм Яшрш=145 Па-кг/м4.
Эквивалентная длина (по приложению 5 с поправочным
коэффициентом 1,26)
Тройник (ответвление G1/G=0,33) 78-1,26=98
Задвижка 3,6-1,26 -2=9
П-образные компенсаторы 28-1,26-4=141
/эШ = 248м
Приведенная длина
/п ш=400+248=648 м.
85

Уточненное падение давления и среднее давление пара:
8рт = Ш Pl" /п III ^ 648 = 34 203 Па = 0,0342 МПа;
Рш 2,75
piu= 0,6594 —^j^ = 0,6423 МПа,
Потери теплоты
Qni=<7Уд ш (Tin-*)) *т= 1,24 B26-5) 400 = 109 600 Вт.
Уточненное падение температуры пара и средняя температура пара:
Qni 109 6.0
16
X[i[ = 240— Ю — = 222 °С.
Уточненная плотность пара
рш=2,84 кг/м3.
Действительное удельное линейное и полное падение давления на уча-
участке:
<1?ш Рш 145
«ш =.—" = — = 51 Па/м;
рш г,т
8pni=Rinla ш=51-648=33 100 Па.
Действительное абсолютное давление пара у потребителя 2
Ph=Pik—6рш=659 400—33 100=
=626 300 Па=0,6263 МПа.
Результаты расчета сводим в табл. 5.2.
Пример 5.17. От ТЭЦ в район теплового потребления намечено
проложить две параллельные двухтрубные магистрали (каждая маги-
магистраль включает подающий и обратный трубопроводы). Эти параллель-
параллельные магистрали разделяются секционирующими задвижками на п=4
секции. Каждая секция блокируется перемычками, которые позволяют
отключить один любой трубопровод секции в случае его повреждения,
причем все остальные секции поврежденной магистрали остаются в
работе.
При проектировании данных двух параллельных магистралей без
учета резервирования необходимые внутренние диаметры труб состав-
составляют dB=0,996 м.
Определить необходимый диаметр труб магистралей с учетом ре-
резервирования, когда при аварийном отключении одной секции будет
86

обеспечена такая же подача воды по подающим (или обратным) ма-
магистралям, как и при диаметре труб dB=0,996 м.
Решение. Коэффициент резервирования по расчетному диаметру
Внутренний диаметр труб с учетом резервирования
d'B=dB№d=0,996 ¦ 1,08^1,08 м.
Принимаем d'B = 1,096 м.
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 5.18. При испытании водяного двухтрубного транзитного
теплопровода манометры, установленные на подающем и обратном тру-
трубопроводах в начальной точке (на станции), показывали давление со-
соответственно 0,87 и 0,39 МПа. В то же самое время манометры, уста-
установленные на подающем и обратном трубопроводах в конечной точке,
показывали соответственно 0,39 и 0,29 МПа.
Определить превышение отметки конечной точки теплопровода над
начальной, приняв потери напора от трения и в местных сопротивлениях
одинаковыми в подающем и обратном трубопроводах. При расчете при-
принять р=989 кг/м3.
Ответ. z2—2i = 30,4 м.
Задача 5.19. По двухтрубному теплопроводу диаметром d—259 мм
с длиной трассы /=1100 м к потребителю подается вода в количестве
V=0,0833 м'/с=300 м3/ч.
Определить давление воды в подающем рх и обратном р2 трубо-
трубопроводах на тепловом пункте потребителя, если в начальной точке
теплопровода давление воды по манометру в подающем трубопроводе
составляет р'^0,7 МПа, а в обратном р'2=0,31 МПа.
Сумма коэффициентов местных сопротивлений для каждой трубы
теплопровода составляет 2?=11,6. Конечная точка теплопровода (теп-
(тепловой пункт потребителя) ниже начальной на 14 м.
При расчете принять плотность воды р=1000 кг/м3 и эквивалент-
эквивалентную шероховатость ?э=0,5 мм.
Ответ. />|=0,7 МПа; р2=0,585 МПа.
Задача 5.20. Во время испытания подающего трубопровода диамет-
диаметром rf=408 мм и длиной /=2000 м при расходе воды У=0,278 м3/с=
= 1000 м3/ч (р= 1000 кг/м3) манометр в начале трубопровода показы-
показывал давление pi=0,883 МПа, а манометр в конце трубопровода рг=
= 0,687 МПа.
87

При статическом состоянии (V=0) показания указанных мано-
манометров соответственно составляли pi=0,245 МПа и рг=0,343 МПа.
Определить, во сколько раз фактическое падение давления боль-
больше расчетного при ?э=0,5 мм. Сумма коэффициентов местных св-
противлений 21=20.
Ответ. 6рф/врР=1,07.
Задача 5.21. Во сколько раз уменьшится пропускная способность
водяного трубопровода диаметром 259 мм и длиной 1000 м, если с те-
течением времени абсолютная шероховатость возрастет с 0,2 до 1,0 мм
Сумма коэффициентов местных сопротивлений составляет 21=8.
Ответ. Gi/G2=l,2.
^_tt
во-2.79 МВт
а
г,
Iiv=Z00m
1Ш = Шм
Lvi=J00m
ч
Q'o=B,98№t
Qf1,28МВт
^МВт J О Q'a-3,ifSMBT
Рис. 5.7. К задаче 5.22
Задача 5.22. Выбрать диаметры труб и определить действительные
потери напора на участках двухтрубной водяной тепловой сети с не-
непосредственным разбором воды на горячее водоснабжение. Для подаю-
подающей линии принят отопительный температурный график.
Длины участков сети, расчетные расходы теплоты у потребителей
1—4 на отопление Q'o и средние расходы теплоты на горячее водо-
водоснабжение Qrcp (у потребителей установлены баки-аккумуляторы) при-
приведены на рис. 5.7.
Расчетный перепад температур сетевой воды для отопления бт'о=
=60 СС, а для горячего водоснабжения бтг'"=/г—/х=55°С.
Напор, создаваемый насосом, 40 м, из которых 12 м теряется на
станции. У потребителей на вводе должна быть разность напоров не
менее 10 м. Коэффициент (долю) местных потерь напора для всех
участков сети при предварительном и окончательном расчетах принять
а=0,16.
Эквивалентная шероховатость труб А8=0,5 мм. Разбор воды на
горячее водоснабжение при расчетных условиях осуществляется из по-
подающей линии.
Диаметры подающих и обратных труб на участках принять оди-
одинаковыми. Плотность воды принять р=975 кг/м8.
Ответ. См. табл. 5.3.
88

Таблица 5.3
Участок
Расчетная маги-
магистраль*
I
II
III
IV
Ответвления:
V
VI
Расхо;
подающей
кг/с
70,6
50
33,3
13,9
6,67
16,7
т/ч
254
180
120
50
24
60
1 воды
обратной
кг/с
58,3
41,7
27,8
11,1
5,5
13,9
г/ч
210
150
100
40
20
50
Диаметр
d, мм
2X259
2X259
2X207
2X125
2ХЮ0
2X150
Потер?
напо-
ра ар, м
подаю-
подающая
4,97
2,5
2,87
3,55
5,2
2,9
обра*
ная
3,4
1,73
2,0
2,27
3,63
2,02
Задача 5.23. Для приведенной к задаче 5.22 схемы и нагрузок
тепловой сети выбрать диаметры труб и определить падение давления
на участках сети при применении в качестве теплоносителя пара с на-
начальным давлением р=0,392 МПа и температурой 155 СС.
К потребителям пар должен приходить с давлением не менее ра=
=0,235 МПа. Падение температуры пара для участков I, II, III при-
принять 2°С на каждые 100 м, а для участков IV, V—4°С на каждые
100 м.
Конденсат от нагревательных приборов возвращается полностью
с температурой 100°С.
Коэффициент (долю) местных потерь давления для всех участков
принять а=0,2 и эквивалентную шероховатость труб &э=0,2 мм.
Ответ. См. табл. 5.4.
Участок
Расчетная магистраль:
I
II
III
Ответвления:
IV
V
VI
Расход пара
кг/с
7,64
5,42
3,61
1,5
0,722
1,806
Т/Ч
27,5
19,5
13,0
5,4
26
6,5
Диаметр
dt мм
359
309
259
150
125
207
Таб^
Падение
давления
Ър, Па
41500
52 000
55100
69100
91300
32 500
ица 5.4
Абсолют-
Абсолютное давле-
давление в кон-
конце участ-
участка, МПа
0,3505
0,2985
0,2434
0,2914
0,2592
0,2660
89

ГЛАВА ШЕСТАЯ
ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РЕЖИМ ТЕПЛОВЫХ СЕТЕЙ
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Потеря напора, м
F.1)
где V—расход воды, м3/с; S — сопротивление участка трубопровода
или сети, м-с^/м6.
Сопротивление участка трубопровода
где /, la — длина трубопровода и эквивалентная длина местных сопро-
сопротивлений, м; d — внутренний диаметр трубопровода, м; As — постоян-
постоянный коэффициент, зависящий от абсолютной эквивалентной шерохо-
шероховатости трубопровода и от системы единиц.
Проводимость участка трубопровода или сети, м3/(с-м0'5),
а= 1//ЗГ. F.3;
Суммарное сопротивление S трех последовательно соединенных
участков с сопротивлениями Su S2, S3:
S=Si+S2+S3. F.4)
Суммарная проводимость а трех параллельно соединенных уча-
участков с проводимостями аи п2, а3:
Приближенное уравнение рабочего участка характеристики центро-
центробежного насоса при постоянной частоте вращения
F.6)
где Но и Н — напор насоса при подаче Vo=0 и при УфО, м; So — ус-
условное внутреннее сопротивление насоса, м-сг/мв.
Мощность насоса при номинальном режиме и при расходах воды,
отличных от номинального (р=1000 кг/м3), кВт:
NB=gV*HB/«\n; F.7)
F.8)
где NB и N — мощность насоса в номинальном и отличном от номи-
номинального режимах, кВт; VH — подача насоса в номинальном режиме,
м3/с; Ян — напор насоса в том же режиме, м; т]н — КПД насоса в но-
номинальном режиме; x=MxlNB — коэффициент холостого хода; Nx —
мощность насоса при холостом ходе, кВт.
90

ПРИМЕРЫ
Пример 6.1. Подача (расход) воды со станции в тепловую сеть со-
составляет V"=0,4 м3/с=1440 м3/ч при разности напоров на коллекторах
станции ДЯ'=100 м.
Определить расход воды V, если разность напоров на коллекторах
станции будет снижена до ДЯ=50 м за счет частичного прикрытия
задвижки на нагнетательном патрубке насоса. Положение запорных
органов у потребителей и на трубопроводах сети за пределами кол-
коллекторов станции остается неизменный.
Решение. Поскольку сопротивление сети S при двух указанных
режимах остается неизменным,
S=bH'!V'2=AH/V2.
Из этого равенства находим
Г = \/'У"КЩКНг = 0,4УЩШ = 0,283 м3/с = Ю20 м3/ч.
Пример 6.2. Определить пропускную способность транзитного двух-
двухтрубного теплопровода длиною (в двух направлениях) ?i=2000 м
с внутренним диаметром труб di=309 мм, на конце которого имеется
перемычка длиною /2=1 м с внутренним диаметром cfc=100 мм. На
перемычке установлена задвижка, причем эта задвижка при расчете
принимается полностью открытой.
Сумма коэффициентов местных сопротивлений трубопровода в двух
направлениях 21, = 20 и перемычки вместе с задвижкой 2|г=4,5. Раз-
Разность напоров на коллекторах станции ДЯ=50 м. Эквивалентная ше-
шероховатость труб ?э=0,5 мм.
Решение. Для di=309 мм и ^2=100 мм эквивалентные длины
при 1=1 соответственно составляют 14 и 3,4 м (см. приложение 5).
Эквивалентные длины трубопровода при 2|i=20 и перемычки при
212=4,5
/э1=14-20=280 м; /э2=3,4-4,5 =15,3 м.
Приведенные длины трубопровода и перемычки
^,=/,+/„,=2000+280=2280 м;
/п2=/2+/э2=1 +15,3= 16,3 м.
Удельные сопротивления трубопровода и перемычки (по приложе-
приложению 6), с2/м6, Si=0,6477; s2=241,9.
Сопротивления трубопроводов в обоих направлениях и пере-
перемычки:
S,=s1/nI=0,6477-2280=1480 м-сг/мв;
St=s2/n2=241,9-16,3=3940 м • с2/мв.
91

Суммарное сопротивление
S=S,+S2=1480+3940=5420 м-с2/м«.
Пропускная способность V=VbH/S = Iх 50/5420 =0,096 м»/с=
=346 м3/ч.
Пример 6.3. Схема ответвления водяной тепловой сети с одним
потребителем изображена на рис. 6.1. На этом же рисунке изображен
график напоров (пьезометриче-
(пьезометрический график) ответвления для
режима работы с полностью
открытой задвижкой А, когда
потеря напора в системе потре-
потребителя составляет 20 м, а рас-
расход воды 0,1 м3/с A-й режим).
При данном режиме потери на-
напора в подающем и обратном
трубопроводах ответвления со-
составляют по 10 м.
Определить расходы воды и
потери напора для каждого эле-
элемента ответвления (подающего и
обратного трубопроводов, за-
задвижки), если после некоторого
Система.-
Рис. 6.1. К примеру 6.3:
а — первый режим работы; б — вто
рой режим работы (частично прикры
та задвижка А)
прикрытия задвижки А и со^
ответствующего снижения расхо-
расхода воды потеря напора в системе потребителя составит 10 м B-й
режим).
Разность напоров в месте присоединения ответвления к основной
магистрали при обоих режимах остается постоянной и равной 40 м.
Решение. Сопротивления подающего (обратного) трубопровода
и системы потребителя определяем по данным 1-го режима:
20
=2000 м-с»/мв.
g V 0,1я
Расход воды при 2-м режиме
V = VtffJSc = /10/2000 = 0,0707 м'/с
Потери напора в трубопроводах (подающем и обратном) и в задвиж-
задвижке А при 2-м режиме:
677n=6tfo=SnV2=1000-0>07072=5 м;
67/А=40—2-5—10=20 м.
92

На основании полученных данных построен график напоров для
2-го режима работы ответвления (штриховые линии на рис. 6.1).
Пример 6.4. Схема водяной сети с двумя потребителями изобра-
изображена на рис. 6.2. Там же сплошными линиями изображен график на-
напоров при нормальном режиме
воды у каждого потребителя
м3/с=180 м3/ч.
а Е
Определить коэффициент гид-
гидравлической устойчивости систе-
системы потребителя 2, а также рас-
расход воды у потребителя 2 и
степень изменения расхода воды
у потребителя 2 при выключении
потребителя 1.
Построить также график на-
напоров для нового режима. Для
обоих режимов напор, создавае-
создаваемый насосом на станции, при
расчете принять постоянным и
равным #=40 м.
Рис. 6.2. К примеру 6.4:
а — расчетный режим при работе по-
. требителей / и 2; 6 —режим при вы-
АвторегулЯТОры на вводах ключении потребителя 2
потребителей отсутствуют. Диа-
Диаметры подающих и обратных трубопроводов участков равны.
Решение. Коэффициент гидравлической устойчивости системы
потребителя 2
у = 1/2'/У*а
У"ЩШ = 0,5.
Сопротивление подогревателя и коммуникации станции, участков /—//
трубопроводов (подающего и обратного отдельно) сети и потребителя
2 для нормального режима (V'i=V=0,05 м3/с=180 м3/ч):
5с1=ДЯ'ст/К'2ст=Ю/0,1г=1000 м-с2/м«;
SIn=5io=6#'in/Vin= C0—20)/2-0,12=500 м-^/м6;
Sn n=Sn o=6#'nn/V'2ii n= B0—10)/2-0,052=2000 м-с2/мв;
S2=6ЯУ V'V=10/0,052=4000 м ¦ с2/м«.
Полное сопротивление сети при выключении потребителя 1
?=Sei+Si п+5ц п+52+Sn o+Si o=
= 1000+500+2000+4000+2000+500=10 000 м-сг/м3.
93

Расход поды на с та ни ни прн попом режиме
Г -V|-H',,=lV- УьпТ$ -- V 40/1.* .|.« = О.1в32 м*/с^227,5 м'/1'-
Степень изменения расхода воды у потребителя 2
tp= 1Л,/С-=0.0632/0.05=1.264
Потери напора на участках прн новом режиме
A//r,-Se,l"=10000.0632J^4 м:
off, О=Л//, „-500 0.0632'-2 м;
6ffiin-5(Vti^20000.0e32'-8 н;
й7/,-40000.06323=16 ы.
По полненный данным строим график напоров прн выключенном
noipcfiiiTcic 1 (штриховые линии ко рис. 6 2).
Прн мер 6,5. Решить предыдущий пример при условии увеличения
напора, создаваемого насосом станции, до //=60 м, н од поп ре мен но го
увеличения потерь напора у потребителей 1 и 2 до в//,=40 к и Д//-=
0 м (па счет уосличения сопротивлении вводов).
Напор, создаваемый насосом на станции, при расчете принять по-
постоянным прн обоих режимах.
Решение. Коэффициент гидравлической устойчивости систем
потребителя 2
У - Villt'IH -¦- УзЩо =- 0,7о7.
Con рог пиления участков к всей сети:
Se,-=1000 м-с'/в1: 5iH=Sio-500 ы-с*/м»;
Sim^5[io=-2000 м-с'/и' (см. пример 6.4);
S=Sc.+2SiI1+2Sli a+S,-1000+500-2+2000-2 +
+ 12000=18000 uc'/м*.
Расход воды на ста шип при новом режпые
Степень нзиеиеипя расхода воды у потребителя 2
Ф~ Vi/V'i=0,057o70,05= 1,156.
Сравнивая полученные результаты с результатами предыдущего
примера, видим, что повышение разности напоров у потребителей
сравнительно с потерями напора в трубопроводах сети снижает значе-
значение колебания расхода воды у потребителей.
Приме» 6.6. Решить пример 6.4 с учетом характеристики двух па-
параллельно работающих на станции насосов. Характеристика каждого
из указанных насосов описывается уравнением
W=ffo-SeF(tf0=47 м, So-2800 мс*/н«).
94

В расчете учесть, что после выключения потребителя I положение
регулирующих вентилей ita станции остается неизменным, т. с сопро-
швлеине коммуникаций станции остается постоянным (Stt-comt).
Решение. Коэффициент гидравлической устойчивости
У ¦= V//,'///„ = VVJA7 - U.46.
МоЛШМ: conpo THIMPHU t «Til up» ВЫКЛЮЧЕННОМ Потребителе 1 S«
.10 000 mcVm' (cm. npuucp 6.4). Внутреннее сопротивление парал-
параллельно включенных л насосов (n=2)
Д.1Я определения расхода воды V приравниваем потерн напора в сети
капору, создаваемому насоса и н при расходе воды V:
откуда искомый расход воды па станции
V
= 239м»/ч.
Напор, создаваемый насоса мн,
H=He—SS»*V*-47—700 0,0663»=43.9 в.
Степень изменения расхода воды у потребителя 2
Ф= VJ V'i= 0,0663,T),05 -1.326.
Следовательно, учет характеристики насосов в рассматриваемом слу-
случае приводит к увеличению степени изменения расхода воды у нсвы-
ключешюго потребителя по сравнению с
примером 6.4.
Пример 6.7. Схема водяной сети с
тремя потребителями и график напоров
для псе при нормальном режиме, когда
расход воды у каждого потребителя со*
стааляст V'1=l''3=V",-0,l ы3/с, приведе-
приведены на рис. 8.3. [ Т Т
Определил, расходы воды у потреби- , ' I " I " [
теле И и построить график напоров при i g щ
Отключении потребителя 2. Т l
При расчете принять, что напор, со- < г<
эдаваемый насосом станции, для обоих '
режимов остается постоянным и равным Рис. 6.3. К примеру 6.7
40 к.
Решение. Определяем сопротивления отдельных участков сети
(участков /—///) и проводимости потребителей 1~3 по известный
значениям ЬН' н V для нормального режима (табл. 6.1).
95

Таблица 6.1
Участок
1
11
III
1
2
3
V, м«/с
0,3
0,2
0,1
0,1
0,1
0.1
ЪН>, и
10
10
10
30
20
10
S=bH'IV". м-с'/м»
111
250
1000
300Э
2000
1000
a=:V '/УТИ.
м«/(с-м°.5)
0,0182
Сопротивления и проводимости участков сети после отключения
потребителя 2
Sn.3=Sn+Sin +S3=250 +1000 +1000=2250 м • с^/м6;
ап.з= I/Kslu= 1/^2253 = 0,0210 м3/(с-м»-6);
oi.3=o,+flii.3=0,0182+0,0210=0,0392 м3/(с-м°-5);
Si.3=l/a2i.s=l/0,03922=652 м-с2/мв.
Суммарное сопротивление сети после отключения потребителя 2
Si.3=Si +5,.3= 111 +652=763 м • с2/мв.
Суммарный расход воды после отключения потребителя 2
V = YAH/Si3 = ^40/763 = 0,229 м3/с
Расход воды у потребителей 1 и 3:
1/х = V VSU9/S1 = 0,229^F52/3000) = 0,107 м»/с;
F3= V— Vi=0,299—0,107=0,122 м3/с.
Потери напора на участках сети и у потребителей:
6tf,=S,V2,=3000-0,1072=34,3 м;
, бЯц=250-0,122'=3,7 м;
ДЯ2=АЯ1—6Яи=34,3—3,7=30,6 м;
ДЯ3=1000-0,1222=14,9 м.
По найденным значениям строим график напоров для нового ре-
режима (штриховые линии на рис. 6.3).
Пример 6.8. Схема водяной тепловой сети с участками /, // и гра-
график напоров к ней при нормальной работе потребителей 1, 2 с рас-
расходом воды у каждого У'1=К/2=0,03 м3/с=108 м3/ч изображены на
96

чертеже сплошными линиями
(рис. 6.4).
Определить расходы воды и
потери напора по отдельным уча-
участкам тепловой сети, если в ме-
месте ответвления к потребителю 1
будет открыта задвижка на пе-
перемычке диаметром d=50 мм.
Перемычка имеет длину /=
= 1 м, сумму коэффициентов ме-
местных сопротивлений 2|=4,5
и эквивалентную шероховатость
йэ=0,5 мм.
Разность напоров в началь-
начальной точке сети при любых режи-
режимах поддерживается постоянной
и равной Д//=50 м.
Авторегуляторы на вводах потребителей отсутствуют.
Решение. Находим сопротивления и проводимости участков се-
сети по данным нормального режима (табл. 6.2).
Таблица 6.2
Рис. 6.4. К примеру 6.8:
а — расчетный режим; б —режим при
открытой перемычке
Уча-
Участок
V, м»/с
6//', м
S=bH'IV ',
м-с'/м"
a=V'YbH',
м»/(с-м0-5)
Примечание
I
II
1
П-2
0,06
0,03
0,03
0,03
20
20
30
30
0,556 10*
2,22-10*
5,48-Ю-з
5,48-10-s
Подающий и обрат-
обратный трубопрово-
трубопроводы вместе
Эквивалентная длина, сопротивление и проводимость перемычки:
/э=4,5-1,44=6,5 м;
) =9200A +6,5)=6,9-104 м-с2/мв;
,9-10* =3,8Ы0-з м3/(с-
Суммарная проводимость перемычки и участков 1 и II.2
ааг=ап-\- ai-fan.2F=3,81. Ю-з_)-5,48- 10-3-f
+5,48-10-3=14,77- Ю-3 м'/(с-м°.«).
Сопротивление всей сети
°п.2
= 0,556-10* +
10»
14,772
•=1,014-10* м-с2/м*.
7—270
97

Расход воды на станции и участке I
V = V, = VAH/S = K5J/l,014-ld« = 0,07.2 м'/с = 253 м»/ч.
Разность напоров у потребителя 1
АЯ1==ЛЯ—Si^1=50—0,556-104-0,0702*=22,6 м.
Расходы воды у потребителей A и 2,) и по перемычке:
Vi = V2 = Ol УЩ;= 5,48- 10-s /22^6 = 0,0261 м*/с = 94 м=>/ч;
Vn = ап КдТТ^ = 3,81.Ь-з^22^6 = 0,018 м»/с = 65 м»/ч.
Разность напоров у потребителя 2
ДЯ2=ДЯ,—SnV2ii=22,6—2,22-10-+0,02612=7,5 м.
График напоров для работы сети с открытой перемычкой изобра-
изображен штриховыми линиями на рис. 6.4.
Пример 6.9. График напоров для двухтрубной водяной сети с па-
параллельной схемой включения подогревателей горячего водоснабжения
при расчетном режиме изобра-
изображен на чертеже (рис. 6.5). Во-
Водяная сеть имеет магистральные
участки /—/// и ответвления /,
2. Расчетный расход воды у каж-
каждого абонента составляет V\—
=V'2=V'3=100 м3/ч=0,0278 мз/с,
из которых на отопление идет
V., = V..-V,
70 м3/ч =
Рис. 6.5. К примеру 6.9
=0,0194 м3/с и на горячее водо-
водоснабжение V'h = V't2 = V'rs =
=30 м3/ч=0,0084 ms/c.
Определить расходы воды
на отопление указанных або-
абонентов при отключении во-
доподогревателей горячего во-
водоснабжения от сети. Регулято-
Регуляторы расхода воды перед элева-
элеваторами отсутствуют. Разность на-
напоров на выводах со станции при любых режимах остается постоянной
ДЯ=70 м. При расчете использовать размерности: V, ма/ч; Я, м; S,
м-ч2/мв, и а, м3/(ч-м0'5).
Решение. По данным нормального режима работы определяем
сопротивление магистральных участков сети (подающих и обратных
трубопроводов вместе), ответвлений и абонентов (отдельно для отоп-
отопления). Результаты расчета сводим в табл. 6.3.
98

Таблица 6.3
Участок
Магистральный участок:
I
It
III
Ответвление:
1
2
Отопительные потребите-
потребители 01, 02 и 03
V, м»/ч
300
200
100
100
100
70
ЪН', м
20
20
20
40
20
10
S=.bH'IV '. м-ч»/м«
2,22-Ю-*
5-10-*
20-10-*
40-10-*
20-10-*
20,4-10-*
Определяем сопротивления и проводимости участков сети при от-
отключении подогревателей горячего водоснабжения.
Проводимость участков III.03, 2.02 и их суммарная проводимость:
p; = 1/|/0.10-4 +20,4.1V-" =
%i оз = °2.02 = /
= 15,7 м3/(ч-м°'8);
аг.0з=аш.оз+а2.о2=15,7+15,7=31,4 м3/(ч-м0-5).
Проводимость участков 11.03 (от точки после ответвления 1), 1.01
и их суммарная проводимость:
= 2.5,7 мЗ/(ч-м°-в);
i + Sol = 1/K4J-1U-* + 20,4-10-*
ai.03+an.03+oi.oi=25,7+12,8=38,5
Сопротивление всей сети
12,8
°!.03
Расход воды на станции
V = VAH/S = 1^70/(8,97-10-*) = 279 [м3/ч = 0,0775 м^/с
Расход воды, м3/с, у отопительных потребителей и на участках
магистрали: :
„•,=;
279
15 7 25 7
= 0,0258 м'/с;
Voj=279—2-93=93 м»/ч=0,0258 м3/с.
99

Таким образом, отключение подогревателей горячего водоснаб-
водоснабжения вызвало увеличение расхода воды у отопительных потреби-
потребителей на 33%.
Пример 6.10. Решить пример 6.9 при условии, что вместо по-
подогревателей горячего водоснабжения имеется непосредственный во-
доразбор из подающей линии у потребителя.
График напоров и расходы воды на отопление и горячее водо-
водоснабжение для нормального режима работы принять теми же, что
и в примере 6.9.
Потери напорл а подающем и обратной линиях при работе горя-
горячего водоснабжения условно принять одинаковыми (за счет соот-
соответствующего подбора диаметров труб для подающих и обратных
линий).
Решение. По данным для нормального режима работы опре-
определяем сопротивления участков (табл. 6.4).
Таблица 6.4
Участок
I
11
III
Ответвле-
Ответвления:
1
2
Отопитель-
Отопительные пот-
потребители
01, 02, 03
Подающая линия
а-
а
?>
300
200
100
100
100
—
s
10
10
10
20
10
—
5, м-ч"/м«
1,11-10-*
2,5-10-*
10-10-*
20-10-*
10-10-*
—
3-
^"*
2
210
140
70
70
70
—
Обратная линия
«о
10
10
10
20
10
—
5, м-ч"/м«
2,26-10-*
5,1-10-*
20,4-10-*
40,8-10-*
20,4-10-*
—
Суммарное
сопротивле-
сопротивление S, м-ч*/м*
3,37-10-*
7,6-10-*
30,4-10-*
60,8-10-*
30,4-10-*
20,4-10-*
Определяем сопротивления и проводимость участков сети при
прекращении разбора воды на горячее водоснабжение.
Проводимость участков 111.03, 2.02 и их суммарная проводи-
проводимость:
1/Кз0,4-10-*+20,4-10-* =
= 14 м8/(чм««);
02.оз=вш.оз+аг.02=14+14=28 м3/(ч-м0-5).
100

Проводимость участков 11.03, 1.01 и их суммарная проводи-
проводимость:
в„.о3 = ,- ° г ===22,1 м'
°
2.03
J
VSl+Sol У 60,8 10-4 + 20,4-10-* -->-•-'»¦•-
ai.o3=aii.o3+ai.oi=22,l+l 1,1 =33,2 м3/(ч-м°-5).
Сопротивление всей сети
S = 5, + ——=3,37-1)—»+ зз 22 =12'5-10~4 м-чг/м«.
"Т.оз
Расход воды на станции и у отопительных потребителей:
v=y —5-= у i2 5-io-«=237 м3/Гц = °>0658 м3/с;
.01 °1.оз 33>2
.,-/"^1.03 ^а.оз 1 __,, "г.огДп.оз-,
vy . siijbSm. v^^T
237 14 22 1
33,2-28
=79 м*/ч= 0,0219 м»/с.
Таким образом, прекращение разбора воды на горячее водо-
водоснабжение вызывает увеличение расхода воды у отопительных по-
потребителей на 12,8%, т. е. меньше, чем при схеме с подогревателями
горячего водоснабжения.
Пример 6.11. Двухтрубная закрытая неавтоматизированная во-
водяная сеть имеет две одинаковые магистрали @-1-2-3-4 и 0-5-6-7-8)
(/—8) и резервную перемычку C-7) между ними на случай аварии
(рис. 6.6).
Длина каждого магистрального участка тепловой сети и пере-
перемычки составляет 500 м, а диаметры трубопроводов равны:
di=dn=dv=dvi=514 мм;
din=dvn=dn=408 mm; div=dvm=309 мм.
Расходы воды каждого ответвления A—8) при нормальном ре-
режиме составляют:
V4=V5=V6=V7=K8=O>1 м3/с=360 м8/ч.
101

Определить расходы воды
для каждого ответвления тепло-
тепловой сети, если участок 0-5 2-й
магистрали будет отключен за-
задвижками А и ? вследствие
аварии на нем, а питание от-
ответвлений 6, 7 и 8 2-й магистра-
ли будет обеспечено через пе-
перемычку от 1-й магистрали.
Построить также график на-
напоров для 1-й магистрали при
Уч 'нормальном и аварийном режи-
* мах и для 2-й магистрали в ава-
аварийном режиме.
При расчете принять экви-
эквивалентную шероховатость труб
D ?э=0,5 мм, а коэффициент мест-
местных потерь напора а=0,3. Раз-
Разность напоров на коллекторах
станции при нормальном и ава-
аварийном режиме считать постоян-
постоянной и равной А#=60 м, напор
в обратном коллекторе 10 м.
Решение. Находим сопротивление отдельных магистральных
участков и перемычки (подающей и обратной труб вместе), прини-
принимая удельное сопротивление по приложению 6:
Si=Sh=Sv=Svi=siM1-HxJ=
= 0,0448-500-1,3-2=58,2 м-с2/м«;
Sin=S v n=5n=siii/in A +'В) 2=
=0,151-500-1,3-2=196 м-с2/мв;
Рис. 6.6. К примеру 6.11:
а — график напоров для расчетного
режима; б —график напоров для ава-
аварийного режима
)
=0,648-500-1,3-2=842 м-с2/мб.
Нормальный р^ежим. Расходы воды на магистральных участках
при нормальном режиме работы:
Ki=Vv =0,1-4=0,4 м3/с=1440 м3/ч;
0,1-3=0,3 м3/с=Ю80 м3/ч;
i=0,1 -2=0,2 м3/с=720 м3/ч;
Viv-Vviii=0,1 м3/с=360 м3/с.
Потери напора на магистральных участках при нормальном ре-
режиме работы:-
6#i=67/v=SiV2i=58,2-0,42=9,31 м;
6ffii = 6Wvi=SnV2ii=5812-0,32=5,24 м;
6tfiii=S//vii=SiiiV2in=196-0,22=7,84 м;
м.
102

Разности напоров (располагаемые напоры) в местах ответвле-
ответвлений при нормальном режиме работы:
50,69 м;
5=ДЯ,—6Я„=5О,69—5,24=45,45 м;
ДЯ3=ДЯ7=ДЯ2—бЯш=45,45—7,84=37,61 м;
ДЯ4=ДЯ8=ДЯз--ЯЯ1у=37,61— 8,42=29,19 м.
На основании полученных данных строим график напоров 1-й ма-
магистрали для нормального режима (график а на рис. 6.6).
Проводимости ответвлений:
ах = аь = \\lV"KH[ = 0,\/У50Ж= 0,0140
а2 = а„ = 1'2/КдЖа = 0,1/К45745 = 0,0148 м/(с-
=У3/Кд77;=0,1/^37761=0,0163
Аварийный режим. Проводимость участков 2-й магистрали при
аварийном режиме:
r=l/Vl96+A/0,0148*) =
= 0,0145 mV(c-m°.»);
«в.7.8 = avn.6 + °7 + aVin.8= °.°145 + 0,0163 + 0,0163 =
= 0,0471 м»/(с-м°-«).
Проводимость участков 2-й магистрали вместе с перемычкой:
1/К 196+A/0,04712) =
= 0,0393 м8/(с-м°^).
Проводимость участков сети от точки 3 (включая ответвление
3) до конечных точек
а3.6=Яз+ai v .4+ап.б.8=0,0163+0,0163 +
+0,0393=0,0719 м»/(с-м°.6).
Проводимость участков сети от точки 2 до конечных точек
1
= °а + а
ш.б.8
м3/(с-м0>8)-
103

Проводимость участков сети от точки 1 до конечных точек
«i.e = «i + а„.6 = ах + ' =
|Лп+A/4.б)
Проводимость всей сети при аварийном режиме
Расходы воды при аварийном режиме:
I' = а VШ ==0,0634 ^63=0,491 м3/с = 1767 м3/ч;
^V^^V "^=0,491-^-=0,095 мз/с = 342
Vn=Vl —1^ = 0,491— 0,095 = 0,396 м3/с= 1425 м»/ч;
0'089 м3/с =320
Vn — Vt = 0,396 — 0,089 = 0,307 м»/с=П05 м»/ч;
•'» = V, = Vm]/^f =КП1 ^7=0,307^g=0,C68 мз/с = 245 Мз/ч;
4) =0,307—@,068+ 0,068) =0,171 м3/с =
= 615 м3/ч;
se.7.g
7 .7.8
О 0163
= 0,171 —= =0,059 м3/с=212 м3/ч;
l/6=Vn_(V7_V,)=0A71— @,059+0,059)=
=0,053 м3/с=191 м3/ч.
Потери напора на участках (в подающей и обратной трубах
вместе):
6^i=SiV2i=58,2-0,4912=14,0 м;
2=9,1 м;
8,5 м;
6tfiv=SivV2iv=842-0,0682=3,9 «*;
6Wn=SnV^n=196-0,1712=5,7 м;
6Wviii=SvhiV2viii=842-0,0592=2,9 м.
На основании полученных данных строим график напоров при
аварийном режиме (график б на рис. 6.6).
104

Пример 6.12. Для двухтрубной неавтоматизированной водяной
сети с участками 1—111 и потребителями 1—3 график напо-
напоров для нормального режима работы и схема изображены на
рис. 6.7. Нормальный расход воды у всех потребителей одинаков
и равен:
V'I=V'2=V'j=0,l м3/с
Определить расходы воды, которые должны быть установлены
у каждого из потребителей при пуске сети, если включение их осу-
осуществлять последовательно с конца
сети (начиная с потребителя 3). Рас-
Расходы воды у каждого потребителя при
пуске должны быть установлены с та-
таким расчетом, чтобы после включения
последнего потребителя (потребитель
1) у каждого потребителя установился
нормальный расход воды. Разность
напоров на выводах со станции при
всех режимах остается постоянной и
равной 40 м.
Решение. По данным для нор-
нормального режима определяем сопротив-
сопротивления магистральных участков сети
(табл. 6.5). Одновременно определяем
те проводимости, которые должны быть созданы у каждого потре-
потребителя путем регулирования задвижкой, чтобы без дальнейших под-
подрегулировок обеспечить нормальный режим работы сети после вклю-
включения всех потребителей.
Таблица 6.5
I ] II ] III I
г
hi
Рис. 6.7. К примеру 6.12..
Уч асток
I
II
III
1
2
3
III.3
V, м»/с
0,3
0,2
0,1
0,1
0 1
0,1
0,1
W, м
10
10
10
33
2)
1)
2)
S.
М-С2/М«
111
25J
1010
1000
2000
а, мэ/(с-м°-г>)
—
—
0,0183
0,0224
0,0316
0,0224
Примечание
Подающий и обрат-
обратный трубопрово-
трубопроводы вместе
Включение потребителя 3. Сопротивление всей сети после вклю-
включения потребителя 3
105
= 111 +250+1000+1000=2361 м-с2/м6.

Расход воды, который должен быть установлен у абонента 3
при его включении,
Включение потребителя 2. Суммарная проводимость участков
Ш.З и участка 2 после дополнительного включения потребителя 2
а2.з=аш.з+аг=0,0224+0,0224=0,0448 м3/ (с ¦ м0-6).
Сопротивление всей сети после включения потребителя 2
S=Si+SIi+l/a*2.8=lll+250+l/0,04482=859 м-с^/м6.
Расход воды на станции после включения потребителя 2
V = УИЩ = V40/859 = 0,216 м»/с
Расход воды, который должен быть установлен у потребителя 2
при его пуске,
Включение потребителя 1. Расход воды, который должен быть
установлен у потребителя 1 при его включении,
V,=0,l м8/с
Пример 6.13. Головная часть водяной тепловой сети состоит из
двух параллельно включенных (подающей и обратной) магистра-
магистралей. Трубопроводы одной магистрали имеют внутренний диаметр
di=408 мм и длину /t=1000 м,
Ii=1D00m, cCi=fO8MM а другой — диаметр d2=309 мми
" длину ^2=800 м.
. K=0,25>J/c Схема подающих трубопроводов
[/- *" приведена на рис. 6.8.
Определить, как распределя-
, й2-309мм ются потоки воды между маги-
Рис. 6.8. К примеру 6.13 стралями, если общий расход во-
воды V=0,25 м3/с=900 м3/ч.
Коэффициент местных потерь напора для обоих трубопроводов
один и тот же.
Решение. При решении рассматриваем только подающие или
обратные трубопроводы, так как они одинаковы.
Потери напора в трубопроводах каждой магистрали будут оди-
одинаковы
106

Из последнего равенства находим отношение расходов воды:
= @,408/0,309J-И5(800/1000)°'6=1,85
или
V,= 1,85V2.
Выражаем суммарный расход воды через расход Уг
У= V, + Vz= 1,85 V2+ V2=2,85 V2.
Находим расход воды в трубопроводе каждой магистрали:
У2=0,25/2,85=0,0877 м3/с=316 м3/ч;
V1=V_V2=0l25-0,0877=0,1623 м3/с=584 м3/ч.
Пример 6.14. Для двухтрубной кольцевой водяной сети с оди-
одинаковым на всех участках диаметром d=514 мм определить расходы
воды на участках и разность на-
напоров в точке водораздела. Дли-
Длины участков подающих трубо-
трубопроводов и расходы воды в точ-
точках ответвлений приведены на
рис. 6.9.
Напор, создаваемый насоса-
насосами на станции, равен 60 м. При
расчете коэффициент местных
потерь напора принять а=0,30,
а эквивалентную шероховатость
УгВ,1мУс
Рис. 6.9.
примеру 6.14
труб ?э=0,5 мм.
Расчет выполнить с исполь-
использованием ЭВМ.
Решение. Находим сопротивления подающего и обратного
трубопроводов для отдельных участков кольца ' при &э=0,5 мм (при-
(приложение 6):
=0,04478-500-1,3-2=58,2 м-с2/м«;
S2=5s=s/2(l+a)=0,04478.1000-1,3-2=116,4 м-с2/м6.
Решение данной задачи производим методом итераций.
Сделаем предположение, что точка водораздела находится на
участке i=4, и определяем расход воды на участках для данного
случая. Расход воды на i-м участке кольца принимаем положитель
ным, если направление расхода воды в нем совпадает с направление
1 Поскольку в данном примере расчет выполняется на ЭВМ «Наи-
ри-2», участки колец обозначены арабскими цифрами, а не римскими,
как это было принято в примерах с ручным счетом.
107

ем часовой стрелки. Если расход воды на участке кольца направлен
против часовой стрелки, то этот расход воды принимаем отрицатель-
отрицательным. В результате получаем: 1Л=0,3+0,2+0,1=0,6 ма/с; V2=0,3+
+0,2=0,5 м3/с; Уз=0,3 ма/с; У<=0; V5=— 0,4 м3/с; Ve=—0,4—0,5=
=—0,9 м3/с
Для первоначально принятых значений расходов воды для каж-
каждого /-го участка V,- определяем вспомогательные значения а*=
в
=S<|Vi| и х = 2 ai- a затем невязку потери напора для всего
кольца
(i Г)
/=i t=i
Вычисляем увязочный расход воды
^ St\V,\
Находим уточненный расход воды на каждом участке
V'i=Vi—6V.
После этого расчет б// и 8V (а также вспомогательных значений а<
и х) повторяем до тех пор, пока увязочный расход воды \8V\ будет
меньше заданного предела. Число итераций обозначим к.
Для решения рассматриваемой итерационной задачи останавли-
останавливаемся на ЭВМ «Наири-2» и составляем таблицу соответствия обо-
обозначений в языке программирования an обычным обозначениям в
формулах:
Символы в формулах . . 5,- К,- а,- ДЯ,- х 8Я 81' в1'пр
Символы языка an . . . .<-,• р/ ?/ в,- х у б н
Допустимый увязочный расход воды принимаем равным
0,0002 м3/с, т. е. 0,013% суммарного расхода воды.
Программа
ап
I =61—I aegs
1 | | допустим / = 1
2 | | введем s,-1 |g,-
3 | | вставим I = L4- \
4 | | если с — 6 <; 0 идти к 2
5 допустим б = 0 | | к = 0
108

6 i i допустим x = 0 | i у = О
7 i i допустим i = 1
8 i i вычислим gi = gi — б
9 i i вычислим р = gi
10 | j допустим e = | p |
11 i i вычислим а; = s,e
12 | | вычислим в,- = &igi
13 i i вычислим x = x + a,-1 и i У = У + в,-
14 | i вставим I = i -\- 1
15 1_)если : —6<0 идти к 8
16 | i вставим к = к + 1
17 | | вычислим б = y/2x
18 i i допустим н = | б |
19 i iесли н —0,0^02^-0 идти к 6
20 | | допустим i = 1
21 | i печатаем с 4 знаками g,• | i в,-1 ik
22 | i вставим i = * + 1
23 | | если l — 6<0идти к 21
24 | i кончаем
исполним 1
58,2 | 10,61 1116,41 10,51 158,21 |0,3| |58,2| i 0 I il 16,41 |
LJ — 0,4 lj 58,2 |_j —0,9
gl = 0,6250 в1= 22,7344 к = 2
g2 = 0,5250 B2 = 32,0827 к = 2
f3 = 0,3250 bs = 6,1474 к = 2
Pi = 0,0250 в/= 0,0364 к = 2
gs=—0,375'J B6= — 16,3688 к = 2
ge=_0,875J вв= -44,5594 к = 2
Водораздел находится в точке ответвления к потребителю 4.
Потери напора от станции до ответвления 4
ДЯо.4=22,73+32,08+6,04=60,86 м.
Определяем разность напоров в месте подключения к кольцу
ответвления 4 (точка водораздела)
ДЯ4=60—27,1=32,9 м.
109

Пример 6.15. Определить расходы воды на участках I—V за-
закрытой двухтрубной тепловой сети, питаемой от двух ТЭЦ
(рис. 6.10). Вычислить также' разность напоров в точке водораздела
сети. Задачу решить ручный методом.
Расходы воды у абонентов 1—4: V,=0,2 м3/с; 1^=0,15 м8/с;
Vs=0,2 м3/с; V«=0,25 м»/с.
V=Vi + Vt+ Vs+^=0,2+0,15+0,2+0,25=
=0,8 м»/с=2880 м3/ч.
Сопротивления участков магистрали: Si=160 м-с2/м6; Sn=400 мх
Хс2/мв; 5ш=1500 м-с7м«; 5it=3500 м-с'/м6; Sv=250 м-с*/мв.
Разности напоров на коллекто-
коллекторах станций: ДЯА=120 м и ДЯВ =
= 100 м; ДЯ=ДЯА—ДЯв=20 м.
Решение. Предварительно
принимаем водораздел в точке от-
Рис. 6.10. К примеру 6.15 ветвления к абоненту 3 и задаемся
следующими расходами воды из
условия удовлетворения первому уравнению Кирхгофа: Vi =
=0,45 м»/с; Vn=0,25 м»/с; Уш=0,1 м'/с; Viv 0,1 м3/с; Vv =
=—0,35 ма/с.
Расходы воды и потери напора в сети считаем от станции А
положительными, а от станции В — отрицательными.
Проверяем невязку напора A-я итерация).
+nn+inWin
—SivV2iv— SvV2v— Д# =160-0,454-400-0,254-
+1500 0Д2—3500-ОД2—250-0.352—20=—13,2 м.
Вычисляем вспомогательную величину
5
х = 2 si\Vi\= 160-0,45+-400.0,25+ 15:0.0,1 +
; = 1
+ 3500-0,1+250.0,35 = 660 м-с/м8.
Находим увязочный расход воды
6У=ДЯ/2х=—13,2/2660=— 0,01 ма/с
Определяем новые расходы воды на участках магистрали V'i=
=V—«V=0,45+0,01=0,46 м»/с; V'n=0,25+0,01=0,26 ма/с; F'm =
=0,1+0,01=0,11 м3/с; Viv=—0,1+0,01=—0,099 M3/c; Vv=—0 35+
+ 0,01=—0,34 M3/c.
Вновь находим невязку напора, увязочный расход воды и уточ-
уточненные расходы воды аналогично предыдущему B-я итерация):
6Я'=—3,9 м; *=705 м-с/мЗ; 8V'=—0,0028 м3/с; F"i=0,4628 м3/с;
ПО

V"n=0.2628 м3/с; V"in=0,1128 м3/с; V"iv=— 0,0962 м3/с; V"v-
=-\3372 M3/c
Последующая проверка показывает, что невязка напора состав-
составляет всего —0,2 м, поэтому найденное потокораспределение является
достаточно точным. Водораздел находится в точке ответвления к
абоненту^ 3.
Разнбсть напоров в точке водораздела
AH3=AHb—Sv V?v— Si v V*i v=
= 100—250 ¦ 0.33722—3500 • 0,09622=39,2 м.
Пример 6.16. Схема водяной сети с участками /, // и группами
потребителей A, 2) и с насосной подстанцией на обратной маги-
магистрали изображена на рис. 6.11, а пьезометрический график при
нормальном режиме на рис. 6.12 (сплошные линии). При нормаль-
нормальном режиме работы разность напоров подающей и обратной маги-
магистралей в местах присоединения к ним ответвлений для каждой
группы потребителей равна 25 м, а расход воды в каждом ответвле-
ответвлении У',=У'2=0,5 м3/с=1800 м'/с. При этом же режиме напор, со-
N
Рис. 6.12. К примеру 6.16:
Рис. 6.12. К примеру 6.16:
а —расчетный режим (при работе насос-
ной подстанции); б — режим при оста-
остановленной насосной подстанции
zo
здаваемый насосами на станции, составляет 120 м, из которых 15 м
теряется в коммуникациях станции, а напор, создаваемый насосами
на подстанции, 40 м, из которых 5 м теряется в коммуникациях под-
подстанции. Потери в коммуникациях станции и подстанции условно
отнесены к подающим трубопроводам.
Определить расход воды в каждой из двух групп потребителей
и построить пьезометрический график для аварийного режима рабо-
работы, когда насосы на подстанции останавливаются. Характеристика
насосной станции имеет вид #=#0.ст—So.ctV2(Wo.ct=190 m, S0.ct =
=70 m-cVm6) и насосной подстанции—Нп=Н0.я—5о.пУ2(Яо.п=45 м,
So.n=20 мс2/м6). Потери напора на участках тепловой сети принять
1U

/
по пьезометрическому графику (рис. 6.12). Положение регулирую-
регулирующих вентилей на станции и подстанции остается неизменным. /
Решение. Сопротивления коммуникаций станции, участков1 I и
II (подающих и обратных7 трубопроводов вместе), потребителей 1
и 2, а также коммуникаций подстанции:
SeT=6tf'cT/V'2i=15/l2=15 мс2/м«;
Si=o-tf'i/V'2i=80/l2=80 m-cVm«;
SH=6Wn/F2n=35/0.52=140 м-с2/мв;
S,=S2=A//'i/V'2,=25/0,52=100 м-с2/мв;
Sn=«W/n/V'2i=5/0,52=20 м-с2/мв.
Проводимость групп потребителей 1 и 2
аатшгуш°
Суммарная проводимость двух параллельно включенных групп
потребителей с учетом внутреннего сопротивления насосной под-
подстанции
= 0,1 + г ==0,16 м3/(с-м0-6).
^ К20+140+ЮО + 20 п '
Сопротивление всей сети с учетом внутреннего сопротивления
насосов станции
=70+15+80+1/0,162=204 м-с2/м6
Расход воды на станции
V = VH0.CT/S =- Kl9j/204 = 0,965 м3/ч = 3474 м3/ч.
Напор, создаваемый насосами станции,
Я=//о.ст—50.0x^=190—70-0,9652= 124,8 м.
Разность напоров на выводах со станции
Н„=Н—SctV2= 124,8—15-0,9652= 110,8 м.
Разность напоров у 1-й группы потребителей
АЯ1=ДЯСТ—SiF2i=110,8—80 0,9652=36,4 м.
Расход воды 1-й и 2-й групп потребителей:
=0,603 м3/с - 2167 м3/ч;
V2=Vn = V—V, = 0,965-0,603=0,362 м3/с=1307 м3/ч.
112

Потери напора в трубопроводах участка II, во 2-й группе по-
потребителей и в перемычке П (в остановленном насосе с S0.b):
6tfii = SnV22= 140-0,3622= 18,3 м;
6tf2=S2V22=100-0,362J=13,l м;
6//n=SnV22=20-013622=2,6 м.
На основании полученных данных производим построение гра-
графика напоров при остановленном насосе на подстанции (штриховые
линии на рис. 6.12).
Пример 6.17. Для водяной тепловой сети на ТЭЦ установлен
насос типа 10-НМКХ2-545 с номинальной мощностью NB=5\0 кВт
при номинальном расходе воды VH=W00 м3/ч=0,278 м3/с.
Определить мощность насоса для случая, когда путем регули-
регулирования задвижкой на нагнетательном патрубке насоса расход воды
будет снижен до V=600 м3/ч=0,167 м3/с.
Коэффициент холостого хода насоса *=0,43.
Решение. Мощность насоса при снижении расхода воды за-
задвижкой
о,43+ A -0,43) -^jjjjjj-1 510= 394 кБг
Пример 6.18. Решить пример 6.17 для случая снижения подачи
насоса путем уменьшения частоты вращения. Дополнительную по-
потерю энергии при регулировании частотой вращения не учитывать'.
Решение. При регулировании числом оборотов мощность на-
насоса и его производительность связаны следующей зависимостью:
откуда находим
yV=(V/yHKJVH=F00/1000K510=110 кВт.
Сравнивая полученные результаты с результатами предыдущего
примера, видим, что регулирование подачи насоса частотой враще-
вращения значительно эффективнее, чем регулирование задвижкой.
Пример 6.19. В транзитном трубопроводе при нормальном ре-
режиме давление воды составляет /?i=l МПа, а скорость воды W\—
= 2 м/с. Определить давление гидравлического удара при мгновен-
мгновенном частичном прикрытии клапана, вызвавшем снижение расхода
воды в 2 раза. При расчете скорость звука в воде принять а—
= 1000 м/с.
1 Если учитывать потерн при регулировании частотой вращения,
то зависимость мощности от расхода будет примерно крадратнчная.
8-270 ИЗ

Решение. Скорость воды после частичного прикрытия клапана
уменьшается пропорционально расходу воды и составит о>2=1 м/с.
Изменение скорости воды при частичном прикрытии клапана
Aw = Wi—О>2=2—1 = 1 М/С;
Давление гидравлического удара
ру=аДюр=1000-1-1000= 10е Па = 1 МПа.
Суммарное максимальное давление при гидравлическом ударе
ро=р4-Ру=1 + 1=2 МПа.
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 6.20. Длина трассы транзитного двухтрубного водяного
теплопровода—/i=1000 м, диаметр труб — di=408 мм. На конце
трубопровода установлена перемычка диаметром <?2=207 мм и дли-
длиной /2= 1,5 м для проведения испытаний по определению потери
напора.
Сумма коэффициентов местных сопротивлений трубопровода
(в одном направлении) Sli=15 и перемычки при полностью откры-
открытой задвижке — 2|г=5.
Определить необходимую разность напоров на выводах со стан-
станции, при которой обеспечивается расход воды У=1400 м3/ч=
=0,389 м'/с, и потерю напора в перемычке при указанном расходе
воды.
Эквивалентную шероховатость принять 0,5 мм.
Ответ. Разность напоров на выводах со станции А#=94,5 м.
Потеря напора в перемычке 6ЯП=35,3 м.
Задача 6.21. Схема тепловой сети с подогревателем горячего
водоснабжения А и группой отопительных потребителей В приведена
на рис. 6.13. На том же рисунке приведен график напоров при ра-
работе одних отопительных потребителей (потребитель А отключен).
Разность напоров на выводах со станции — АЯ'=60 м, разность на-
напоров в месте присоединения потребителя А к сети составляет 50 м,
а расход воды на станции V=400 м3/ч=0,111 м3/с
Определить расход воды у потребителя А после его включения,
если известно, что в этом случае расход воды на станции возрастает
до 500 м3/ч=0,139 м'/с при неизменной разности напоров на выво-
выводах станции и неизменном сопротивлении отопительных потреби-
потребителей.
Ответ. VA=123 м8/ч=0,0342 м'/с.
Задача 6.22. Схема ответвления водяной сети к абоненту с не-
непосредственным разбором воды для горячего водоснабжения приведе-
приведена на рис. 6.14. На том же рисунке приведен график напоров при
114

разборе воды на горячее водоснабжение из подающей линии V'r=
=10 м3/ч=0,00278 м»/с и расходе воды на отопление Vo=30 м»/ч =
Определить расход воды на отопление при прекращении разбора
воды на горячее водоснабжение. Разность напоров в месте присо-
1
¦к
to
а:
—^
S:
.. i
В
Рис. 6.13. К задаче 6.21
Рис. 6.14. К задаче 6.22
единения ответвления к магистрали при обоих режимах остается по-
постоянной ДЯ=46 м.
Ответ. Уо=34 м3/ч=0,00944 м»/с
Задача 6.23. Решить пример 6.9 при условии, что потери напора
в абонентских установках (отопление и горячее водоснабжение) для
нормального режима следующие: |ДЯО1=ДЯг1=20 м, ДЯО2=ДЯг2=
= 15 м и ДЯоз=ДЯг3=10 м.
Соответственно уменьшаются сопротивления ответвлений 1 и 2.
Ответ. Voi=81,9 м7ч=0,0228 м^/с; УО*=86,6 м3/ч=0,0241 м3/с-
VO3=96,5 м8/ч=0,0268 м»/с
Задача 6.24. Решить пример 6.12 для случая пуска сети путем
последовательного включения потребителей, начиная от станции.
Ответ. Vi=0,113 м»/с; V2=0,123 м8/с; V3=0,l м3/с
Задача 6.25. Как распределится расход воды в двух параллель-
параллельно соединенных подающих трубопроводах с диаметрами di=309 мм
и d2=408 мм одинаковой длины? Коэффициенты местных потерь на-
напора в обоих трубопроводах равны.
Ответ. V2jVi=2,07.
Задача 6.26. Схема транзитного двухтрубного дальнего тепло-
теплопровода с длиной трассы /=16 км и внутренним диаметром труб
^=1000 мм приведена на рис. 6.15. На этом же рисунке приведен
график напоров для нормального режима теплопровода.
В месте присоединения транзитного теплопровода к городской
закрытой водяной сети установлена насосная подстанция на тран-
транзитном обратном трубопроводе, снижающая давление в обратном
8* .15

Рис. 6.15. К задаче 6.26
трубопроводе городской сети на 40 м. Расход воды при работе на-
насосной подстанции составляет V=4000 м3/ч=1,Ш1 м'/с
Определить расход воды в транзитном теплопроводе и избыточ-
избыточные давления в месте присоединения транзитного теплопровода к
тепловой сети при остановке насо-
насосов на подстанции. Для обоих ре-
режимов разность напоров на выво-
выводах с загородной ТЭЦ остается не-
неизменной ДЯ'=Д//=120 м, а так-
также неизменными остаются сопро-
сопротивления участков сети. При рас-
расчете эквивалентную шероховатость
принять -?3=0,5 мм, а профиль ме-
местности — горизонтальный. Коэффи-
Коэффициент местных потерь напора а=
=0,31.
Ответ. V=3460 м3/ч=0,9611
м3/с; рп= 1,136 МПа (изб.) р„=
=0,464 МПа (изб.).
Задача 6.27. Определить расхо-
расходы воды на участках /—IV маги-
магистрали тепловой сети, питаемой от
двух ТЭЦ.
Схема сети приведена на
рис. 6.16. Диаметры и длины участ-
участков магистрали (в одном направле-
направлении): /i=800 м; /ц=/ш=400 м;
/iv=600 м; di=408 mm; du=dui =
=259 мм; div = 309 мм.
Расходы воды у абонентов 1—3: Vi=600 м3/ч=0,1667 м3/с; V2=
=200 м3/ч=0,0555 м3/с; V3=400 м3/ч=0,1111 м3/с;
l/=F,+ V2+F3=1200 м3/ч=0,3333 м3/с.
Разности напоров на коллекторах станции: АЯА=120 м; Д#в =
= 100 м.
При расчете принять коэффициент местных потерь напора а=
=0,25 и эквивалентную шероховатость труб ?э=0,5 мм.
Ответ. Vi=874 м3/ч=0,2428 м3/с; Vn=274 мэ/ч=0,0761 м3/с;
1/1И=74 м3/ч=0,0206 м3/с; Kiv=—326 м3/ч = — 0,0906 м3/с
Задача 6.28. Определить расход электроэнергии на перекачку
1 т сетевой воды насосом с напором Я=80 м. Насос работает при
номинальном расходе воды и имеет КПД т)н=0,65. Коэффициент по-
полезного действия электродвигателя т)эд=0,93.
Ответ. э=0,36 кВт -ч/т.
116
Рис. 6.16. К задаче 6.27

Задача 6.29. Определить расход электроэнергии на перекачку 1 т
сетевой воды насосом, указанным в задаче 6.28, при условии работы
его с подачей, равной половине номинальной.
Снижение подачи насоса осуществлено прикрытием задвижки
на нагнетательном патрубке насоса.
Коэффициент холостого хода насоса де=0,4.
Ответ. э=0,504 кВт • ч/т.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
ТЕПЛОФИКАЦИОННОЕ ОБОРУДОВАНИЕ ТЭЦ
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Площадь поверхности нагрева теплообменных аппаратов, м2,
F G
где Q — производительность аппарата, Вт; k — коэффициент тепло-
теплопередачи, Вт/(м2-°С); Д/ — температурный напор, °С.
Температурный напор при противотоке и прямотоке
G.2)
где А*б, А^м — большая и меньшая разность температур между пер-
первичным и вторичным теплоносителями на концах теплообменника.
Коэффициент теплопередачи поверхностных аппаратов, чистых и
с учетом загрязнения:
пгг
<* Л а
G3)
k=— Г-^—7 —. G.4а;
или
k=k<$, G.46)
где ко, k — коэффициенты теплопередачи аппаратов при чистой и
загрязненной поверхности теплообмена, Вт/(м2-°С); at, аг — коэф-
коэффициенты теплоотдачи между первичным и вторичным теплоноси-
теплоносителями и стенкой, Вт/(м2-°С); бст/Яст, 63/А,а — термическое сопроотив-
ление стенки трубок и слоя загрязнения; бет, б3 —толщины стенки
трубки и слоя загрязнения, м; Я,Ст, Я,3 — теплопроводность стенки
117

трубки и слоя загрязнения, Вт/(м-°С); §= —коэффи-
л3
3
Число Григулля для конденсата при вертикальных подогрева-
Z = A1H(xa-teT).- G.5)
циент, учитывающий загрязнение поверхности.
телях1
Коэффициенты теплоотдачи от конденсирующегося пара, Вт/(м2Х
Х°С) .[4]:
горизонтальные трубки (пар снаружи трубок) Z<3900
G.6)
вертикальные трубки Z<2300
вертикальные трубки Z>2300
[Pr°'7B 4/3
253+0>C69^ir^-2300) ; <7>8)
Ргст J
**^Г- G.9)
Здесь dB — наружный диаметр трубок, м; т — приведенное чис-
число рядов jpy6oK по вертикали для горизонтального подогревателя;
Я —расчетная высота трубок вертикального подогревателя, м; тн —
температура насыщения пара, °С; ?ст — температура стенки, СС;
ReH — критерий Рейнольдса для конденсата при тя; Рг, РгСт — кри-
критерий Прандтля для конденсата при тн и /от; Ai—At — температур-
температурные множители в формулах G.5)—G.7) и G.9) (см. приложение 9).
Коэффициент теплоотдачи при турбулентном движении воды
вдоль трубок, Вт/(м2.°С),
0H.8
а = Л6~, G.10)
где w — скорость воды, м/с; d — диаметр трубки, м; As — темпера-
температурный множитель (см. приложение 9).
Основные конструктивные размеры поверхностных теплообмен-
ных аппаратов:
по = ^_; G.11)
1 Для горизонтальных подогревателей в формуле G.5) величину
Н следует заменить величиной /nrfH.
118

G.13)
где no — число трубок в одном ходе; VT — объемный расход тепло-
теплоносителя в трубках, м3/с; и>т — скорость теплоносителя в трубках,
м/с; dB — внутренний диаметр трубок, м; Z — длина одного хода
воды, м; z — число ходов; D — внутренний диаметр корпуса, м; if —
коэффициент использования трубной решетки; у — угол между осями
трубной системы; а — шаг трубок, м.
ПРИМЕРЫ
Пример 7.1. Сетевой подогреватель теплофикационной установки
ТЭЦ должен подогревать воду в количестве 288 кг/с=1039 т/ч от
<i=70°C до <2=П6°С паром р=0,245 МПа ¦ (тн=126,8°С). Тре-
Требуется выбрать пароводяной сетевой вертикальный подогреватель из
серии ПСВ. При расчете загрязнение поверхности нагрева учесть
понижающим коэффициентом р=0,8.
Решение. Из таблицы (см. приложение 7) выбираем для про-
проверки типоразмер ПСВ-315-14-23 со следующими данными одного
корпуса: площадь поверхности нагрева 77=315 м2; число ходов—2;
диаметр латунных трубок dH/dB=19/17,5 мм; число трубок л=
= 1144 шт.; площадь живого сечения для прохода воды f=0,137 м2;
расчетная высота трубок (расстояние между соседними перегород-
перегородками) Я=1,61 м [5].
Необходимая тепловая производительность подогревателя
Q=Gc(h—fi)=288-4190A16—70)=55,6-10e Вт=47,7 Гкал/ч.
Температурный напор
A26,8-70)-A26,8-116)
, 126,8-70 =27>? С<
In
126,8—116
Средняя температура воды
*=т„—A<=126,8—27,7=99,1 °С.
Средняя плотность воды (по приложению 2) р=959 кг/м3.
* Здесь и далее в данной главе указаны абсолютные давления
пара в подогревателях.
119

Средняя температура стенки
/CT=0,5(Ta+0=0,5A26,8-f 99,1) =sl 13 °С.
Число Григулля Z для конденсата (по приложению 9 при тн=
=126,8°С Д,=78 1/(мград) и Л3= 13 930)
Z=i4i#(TH—/ст)=78-1,61 A26,8—113)=1730.
Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара при Z<
<2300
А 13 930
ап = 3- = =7036 Вт/(м2-°С).
[Н(*я— <ст)]0'22 [1,61A26,8—113)]°.22 м
Скорость и коэффициент теплоотдачи воды (по приложению 9 при
/=99,l°Ci45=2840):
_G_ 288
2,19»,s
Расчетный коэффициент теплопередачи при ЛСт=Ю5 Вт/(м-вС)
^ 3605
i ,'с,, . =» о.соо^ 1
« ^ « 7036+ 105 "|~1
п ст в 7036+ 105 |1384)
Необходимая площадь поверхности нагрева
р = _0_= 5Б.5..0е =55бма
kAt 3605-27,7
Окончательно выбираем два последовательно включенных по
воде подогревателя ПСВ-315-14-23. Выбранные таким образом подо-
подогреватели будут иметь некоторый запас в площади поверхности на-
нагрева.
Пример 7.2. Определить действительные значения производитель-
производительности подогревателя, выбранного в примере 7.1, и конечной темпера-
температуры нагретой сетевой воды.
Расход сетевой воды остается прежним, т. е. G=288 кг/с и W=
= Gc=288-4190= 1,207-106 Дж/(с-°С).
Решение. Из примера 7.1 имеем: /г = 3605 Вт/(м2-°С); F =
= 2X315 = 630 м2.
Величины о) и е:
kF 3605-63)
со == ^-- = 1 88;
W 1 2J7 000
е=1— е-ш=1— е •¦'¦»в—0,847.
120

Производительность установки
<2=еЩт„—<i)=0,847-1 207 000A26,8—70) =
=58,1-10е Вт=5010« Гкал/ч.
Действительная конечная температура нагретой воды
При использовании упрощенной зависимости Е. Я. Соколова по-
получаем:
е = ! = ¦ =0,846;
0,65 + ^Г 0-в+
— tt) = 0,846-1,207.10«A26,8 — 70) =58-10» Вт;
118,1 >С.
Таким образом, расчет по приближенной зависимости дает в
рассматриваемом случае ничтожно малую погрешность.
Пример 7.3. На ТЭЦ с турбиной Т-105/120-130-2 установлены
нижняя и верхняя ступени сетевых подогревателей типов
ПСГ-2300-2-8-1 и ПСГ-2300-3-8-1 с площадью поверхности нагрева
каждого F=2300 м2.
Определить температуры сетевой воды после каждого сетевого
подогревателя при расходе этой воды G=1250 кг/с и ее начальной
температуре <i=74°C. При расчете принять температуру насыщения
пара в нижнем сетевом подогревателе тн.н=105°С, а в верхнем —
Тн.в=120°С. Коэффициент теплопередачи подогревателей допускает-
допускается определять по упрощенной эмпирической зависимости
где кя — коэффициент теплопередачи подогревателей при номиналь-
номинальном расходе воды (условно ?„=2800 Вт/(м2-°С); GH=I250 кг/с);
k — коэффициент теплопередачи подогревателей при произвольном
расходе воды G.
Решение. Поскольку G=GB,
А:=*„=2800 Вт/(м2-°С).
Эквивалент расхода воды W=Gc= 1250-4190=5,24-106 Дж/(с-°С).
Режимный коэффициент подогревателей
kP 2800-2300
со_ — to. = = =1,23.
в W 5,24-10е
121

Безразмерная удельная тепловая нагрузка нижнего и верхнего
сетевых подогревателей
8н=€В=1—е-"в= 1—e-i.23= 1—0,292=0,708.
Производительность нижней ступени сетевого подогревателя
<Эн=ен№(тн.н—*,) =0,708-5,24- 1О'AО5—74) =
= 115-10» Вт=98,9 Гкал/ч.
Температура сетевой воды за нижней ступенью сетевого подо-
подогревателя
Производительность верхней ступени сетевого подогревателя и сум-
суммарная
Qb=bbW(th.b—/2h) =0,708-5,24-108A20—96) =
=89-10» Вт=76,5 Гкал/ч;
Q=Qa+QB=115-104-89-1О'=2О4-10е Вт=175,4 Гкал/ч.
Температура сетевой воды за верхней ступенью сетевого подогре-
подогревателя
При расчете в по приближенной формуле Е. Я. Соколова полу-
получаем:
ен = ев = —= ; =0,684;
0,65+— 0,65-f-
со ' ' 1,23
QB=0,684-5,24-10eA05—74)=11Ы0в Вт;
QB=0,684-5,24- 10еA20—95,2) =88,9- 10е Вт;
Следовательно, при определении Q погрешность приближенной
формулы в рассматриваемом случае не превышает 3,5%.
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 7.4. Определить производительность вертикального сете-
сетевого подогревателя типа ПСВ-500-14-23 и температуру сетевой воды
за ним при ее расходе G=475 кг/с=1710 т/ч. Площадь сечения для
122

прохода сетевой воды /=0,226 м2 и число трубок dB/da=l9/n,5 мм,
л =1830 шт.
Все прочие данные принять из примера 7.1.
Ответ. Q=94,5 МВт=81,3 Гкал/ч, /2= 117,5-С.
Задача 7.5. Решить пример 7.3 при расходе сетевой воды
G=900 кг/с.
Ответ. QH=89,5 MBt=77 Гкал/ч; /2=97,7"С; QB=64,4 МВт=
=55,4 Гкал/ч; /2в=П4,7°С.
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
ОБОРУДОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ ПУНКТОВ
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Уравнение характеристики водоструйного элеватора, предложен'
ное Е. Я. Соколовым,
2Г!-±) ^«.-,2-,,.,^,+,,.], <8Л,
где Арр, Дрс — располагаемый перепад давлений рабочего потока и
перепад давлений, создаваемый элеватором, Па; fu /з— площади жи-
живого выходного сечения сопла и сечения цилиндрической камеры
смешения, м2; fн2=fз—fi— площадь живого сечения инжектируемого
потока во входном сечении цилиндрической камеры смешения, м2; и—
коэффициент инжекции элеватора; <pi, <р2, <рз, ф4 — коэффициенты
скорости сопла, цилиндрической камеры смешения, диффузора, вход»
ного участка камеры смешения.
Оптимальный диаметр камеры смешения, м,
(8.2)
где Sc=&PbIV2c — сопротивление отопительной системы, Па-с*/мв*;
Vo — объемный расход смешанной воды, м3/с
Диаметр выходного сечения сопла элеватора, м, при qpi=0,95;
ф2=0,975; фз=0,9; ф4=0,925 **
(8.3)
4 ==
A + в)у 0,64-10-» Scd3*+ 0,61 - 0,4л (~Ги)
где п=/з//яа.
* Для удобства расчетов в ряде случаев под сопротивлением си-
системы отопления понимают S*==Apo[G2c, т. е. отношение падения дав-
давления, Па, в этой системе к массовому расходу смешанной воды, кг/с,
в квадрате. Соотношение между Sc и 5. (при р = 1000 кг/м3) следую-
следующее: 5c = 106S,.
** По данным испытаний Теплосети Мосэнерго для применяемых
в эксплуатации элеваторов коэффициенты скорости фз и ф< оказыва-
оказываются ниже приведенных. При использовании коэффициентов скорости
Теплосети Мосэнерго постоянные коэффициенты в формуле (8.3) бу-
будут иными.
123

Потеря давления в рабочем сопле элеватора, Па,
где VP — объемный расход рабочей воды через сопло, м3/с; Gp=
=Vppp — массовый расход рабочей воды через сопло, кг/с; рР —
плотность рабочей воды, кг/м3.
Расход смешанной воды, кг/с или м3/с,
GC=A+H)GP; (8.5)
Использованы также формулы, приведенные в гл. 7.
ПРИМЕРЫ
Пример 8.1. Произвести тепловой и конструктивный расчет ото-
отопительного пароводяного подогревателя горизонтального типа, а так-
также определить потери напора при движении воды в трубках по
следующим данным: производительность подогревателя Q=1,163X
Х106 Вт=Ы06 ккал/ч; абсолютное давление сухого насыщенного
пара р=2,94 МПа=3 кгс/см2 (тя=133сС); температура конденсата,
выходящего из подогревателя, Тк=т„; температура воды при входе
в подогреватель /,=70 °С, а при выходе из него /2=95°С. При рас-
расчете принять: скорость воды в трубках да=1 м/с; плотность воды р =
= 1000 кг/м3; число ходов воды z=2; наружный диаметр латунных
труб 16 мм при толщине стенки 6=1 мм.
Загрязнение поверхности учесть дополнительным тепловым со-
сопротивлением 6эД3=0,00013 м2-°С/Вт.
Решение. Расход воды
G---3— - '¦'63-1С<> -11,1 кг/с-40 т/ч
c(t2—tj 4190(95 — 70) ' ' '
или
7=0,0111 м'/с.
Число трубок в одном ходе и корпусе:
4V 4-0,0111
П
db*= 1-3,14-0,0142
я=2йо=72-2= 144 шт.
72шт;
Принимая шаг трубы а=25 мм, угол между осями трубной си-
системы y=60" и коэффициент использования трубной решетки i|)=0,7,
определяем диаметр корпуса
!, 13-0,025 1/
D-.1.I3.V ^^=1,13.0,025 1/ Ш*!^-0,378 ы.
Принимаем для корпуса подогревателя трубу диаметром
426/414 мм.
124

Приведенное число трубок в вертикальном ряду
т =5r Vn = V14? = 12 шт.
Температурный напор
ln Тн —^i In
н 2 133 — 95
Средняя температура воды и стенки:
/=Тн—Д;=133—49,4=83,6 "С;
/ст = 0,5(/+тв)=0,5(83,6+133)=108,3°С.
В рассматриваемом случае критерий Z получается меньше кри-
критического (ZKp=3900), что указывает на ламинарный режим тече-
течения пленки конденсата, для которого коэффициент теплоотдачи от
пара к стенке может быть определен по преобразованной формуле
Лабунцова [5] (при тн=133°С по приложению 9 Лг=9494)
«,, = Иг = — =, 6420 Вт/(м*.°С).
¦\frni (тн — /с..) ^12-0,016A33— 108,3)
Коэффициент теплоотдачи от стенки к воде (при /=83,6 °С по
приложению 9 ^5=3094)
Расчетный коэффициент теплопередачи
1
1 _д_ _йз_ J_
¦ =2314 Вт/(М2-°С).
6420 ' 105 ' ' ' 7269
Уточненное значение температуры стенки трубок
. '„«„ + <«в 133-7269+ 83,6-6420
7269+6420
~ '¦
Поскольку уточненное значение fCT мало отличается от приня-
принятого для предварительного расчета, пересчета k не производим.
Площадь поверхности нагрева
Q 1,163-10"
= Ш = 2314-49,4
125

длина трубок и длина хода воды
F 10,2
3,14-0,015.144
L=lz=l,5l -2=3,02 м.
~ >01 М>
Число Рейнольдса для воды /=83,6 "С с v=0,352-10e м2/с
Коэффициент гидравлического трения для латунных трубок с
учет°« их загрязнения ?э=0,2 мм
d ^ Re / V 0,014 т 39 8Э0/
Коэффициенты местных сопротивлений приведены ниже:
На входе в камеру 1,5-1 = 1,5
На входе в трубки 1,0-2=2,0
На выходе из трубок 1,0-2=2,0
ПрИ повороте на 18J" 2,5-1=2,5
На выходе из камеры .1,5-1=1,5
Потеря напора в подогревателе
и? /0,0391-3,02
(
Пример 8.2. Выбрать типоразмер отопительного секционного во-
до-в°ДЯного подогревателя по ОСТ 34-588-68, а также определить
числ° секций и потери напора со стороны сетевой и местной воды.
Производительность подогревателя Q=2,326-105 Вт=2Х
ХШ" ккал/ч; температура сетевой воды при входе в подогреватель
т1 = 150'1с и при выходе Тг=80°С; температура нагреваемой воды
при входе в подогреватель <i=70cC и при выходе /2=95°С. При
предварительном расчете скорость нагреваемой воды (между труб-
трубками) лринять и)Мт=0,8 м/с. Влияние загрязнения поверхности нагре-
нагрева подогревателя и снижение коэффициента теплопередачи при низ-
низких те^пературах воды' учесть пониженным значением коэффициен-
коэффициента 0
i Расчет можно вести также для точки «излома» температурного
графика при нормальном значении р.
126

Решение. Расходы сетевой (в трубках) и нагреваемой (меж-
(между трубками) воды (при р=1000 кг/м8):
Gm=Gt= Q = 2-326-^6 „7,94 кг/с;
м т с(Ч — 12) 4193A50-80) ' '
VT=0,00794 м3/с;
° ° ? 222 КГ/С:
VMT=0,0222 mVc.
Площадь проходного сечения межтрубного пространства
Uт=Vh т/в»м т=0,0222/0,8=0,0278 м2.
Выбираем подогреватель по ОСТ 34-588-68 с наружным диамет-
диаметром корпуса 273 мм, числом латунных трубок 16/14—и=109 шт..
площадью проходного сечения трубок fT=0,0168 м2, площадью про-
проходного сечения межтрубного пространства /Мт=0,0308 м2, сопротив-
сопротивление одной секции трубного пространства ST=l,82-103 м-с2/м6 и
межтрубного пространства SMT=l,17-103 м-с2/мб.
Скорость воды в трубках и между трубками:
Эквивалентный диаметр для межтрубного пространства
_1Гмт 4-0,G308
3~ Р " 3,14@,016-109 + 0,259) =°'° 7М'
Средняя температура воды в трубках и между трубками:
t=0,5(ti+t2)=0,5A50+80)=115oC (Л5т=3490);
/=0,5 (U+U) =0,5 (95+70) =82,5°С (Л5и=3080).
Коэффициенты теплоотдачи:
ИH'
• = з<
8
г
2
чояп.
,473°.8
О139о.а
0,72»'
0,01970
= 4560
9
127

РисчстпиП коэффициент (сн.шперелачи (тсилипрпиодност!. лап
нн Х=105 Вт/(м-*С)
-|Ю0
аг ' А »„, 4560 * 105 + 52IU
Температурный напор
. Мл-М» 1150-95)- (ВО--711) „,,.,.
af ¦ =. - 26.4 О.
ln Affi ISO —9o
Площадь поверхности нагрева подогреватели
Q 2.326-10* t
F'= kto ~ 1530-28,4 'lHV
Длква хода воды по трубкам при rf«=0,5@,0!6+0,0l32)=0,0146 м
L, ¦= 1,г - — => гг = 11.6 м.
пс/я 3,14 0,0146-109
Число секций (при длине одной секции /т=4 м) г-^Lj/t,—
-11.6/4=2,9 секций, принимаем 3 секции.
Потерн напора в трубках н межтрубном пространстве пояогре-
цатсля
nW,._Srrt'11-1.H2-101-3-0.007941-0.34 м.
6//«I-SMt«V1»T=l.l7-10'-30.0222^=l,73 м.
Пример 8.3. Определить производительность н конечные темпе-
температуры сетевой и местной воды аодо-водяного секционного подогре-
подогревателя горячего водоснабжения. Подогреватель выполнен по ОСТ
34-588-68 н состоит га 2-6 шт. секций длиною по 4 м с наружным
диаметром корпуса 168 мм, в котором размешено л=37 шт. латун-
латунных трубок 16/14 мм.
Схема включения подогревателя на абонентском вводе парал-
параллельная. Расход сетевой волы {в иежтрубном пространстве) С„=
=6,94 кг/с—25 т/ч и температура ее при входе в подогреватель
Т!=70вС.
Расход мелкой воды [а трубках) GT—5 кг/е=18 т/ч н темпе-
температура ее при входе в подогреватель t,=b'C. Загрязнение поверх-
поверхности нагрева учесть понижающим коэффициентом р=0.75.
Решение. По приложению Н ннколии /т =0.0057 и'; /и —
= 0.0122 и'; f=6,9-fi=41.4 м».
Объемные расходы воды (при рт%ря*=1000 кг/м1) V-,=0,005 м7с;
12b

Эквиваленты расходов вопи
V,-.Orc=54190-:20950 Дж/(с-С);
1Г«-Сис-.е,94-4190=29080 Дж/(с-'С).
Скорость воды в трубках н между трубжаыя
Задаемся средней температурой воды о трубках н между труб-
трубкам» /=32вС (Л»=224Б) к Т-50Х (ЛA1-.257О).
Эквивалентны ft диаметр межтрубного пространства
4f 40.0122
' * *я(Ы + D) "" 3.14C7-4,016 + 0.156) ™ '" ' ""
4740
Коэффициенты теплопередата
кг<в 0 877°>
Расчетный коэффициент теплопередата
*"L lELS
аяг \ ' аг 3551 1E ' 4740
Параметр подогревателя
tf I49Q.4I.4 ..
KlFMWe /20951).29US'
безразмерная удельная тепловая нагрузка подогревателя
I
.0,806.
9-270 129

Производительность подогревателя
Q=eW? (ъ—tx) =0,806-20 950G0—5) = 1,1 • 10е Вт.
Конечные температуры сетевой и местной воды
Уточненные средние значения температур воды сетевой и местной
T=0,5G0-j-32,2)=51,l °C; f=0,5E-j-57,4)=31,2°C.
При использовании формулы D.8) производительность подогрева-
подогревателя Q = 1,12-10е Вт, т. е. совсем мало отличается от значений, полу-
полученных по упрощенной формуле.
Соответственно незначительно отличаются также конечные и сред-
средние температуры воды.
Поскольку принятые при предварительном расчете значения т и t
близки к уточненным, то дальнейшего пересчета k не производим.
Пример 8.4. Определить производительность секционного водо-во-
дяного подогревателя при заданных его размерах и при условии, что
сетевая вода охлаждается в подогревателе от Ti=70°C до Т2=30°С,
а местная вода нагревается от /Х=5°С до /г=60°С.
Размеры подогревателя принять такими же, какие даны в приме-
примере 8.3. Влиянием термического сопротивления стенки трубок прене-
пренебречь. Загрязнение поверхности нагрева учесть коэффициентом р=0,75.
Решение. Из примера 8.3 имеем: площадь поверхности нагрева
F=41,4 м2; площадь живого проходного сечения трубок fT=0,0057 м2;
площадь живого проходного сечения между трубками /мт=0,0122 м2;
эквивалентный диаметр d8=0,021 м.
Температурный напор
Afc-Afc C0-5)-G0-60)
Л'= 1пД/б/Д/м —ЯО=в = 16'4°С-
Средняя температура воды в трубках и между трубками: t =
=0,5E-4-60) =32,5°С (Л6т = 1940); т=0,5G0+30) =50°С (Л6ит=2210).
Для решения задачи выражаем коэффициенты теплоотдачи и теп-
теплопередачи вначале через скорости воды, а затем через искомую про-
производительность подогревателя.
Коэффициенты теплоотдачи
ш0;8
= 2570^^^ = 5560 r,°MV8 Вт/(м*.°С).
130

Расчетный коэффициет теплопередачи
амг
0,75.5313а,?'8 3980Ю,
5310<8 1+0,955(-
Скорости воды в трубках и между трубками:
Q0Q
fT?c(tr — tx) 0,0057-1000-4190F0 — 5) = J 313600 ' М/С'
Q QQ .
М/С
= j
—т2) 0,0122.1000-4190G0—30) 2045000
Выражения для скорости воды подставляем в выражение для ко-
коэффициента k
39800».?
k
) ]
13I3600O>8
Подставляем последнее выражение в формулу Q=kFb.t
откуда находим производительность подогревателя
Q=@,0215FA05= @,0215-41,4-16,4)*=663000 Вт=570 000 ккал/ч.
Пример 8.5. Произвести тепловой расчет абонентского ввода
с двухступенчатой последовательной схемой горячего водоснабжения,
выбрать типоразмер подогревателя по ОСТ 34-588-68, определить чис-
число секций.
Максимальный расход теплоты на горячее водоснабжение QrM=
= 0,93 МВт=0,8 Гкал/ч, а коэффициент часовой неравномерности хч=
=2,2. Максимальный расход теплоты на отопление при расчетной тем-
температуре наружного воздуха fH.0=—26 °С, Qo'= 1,163 МВт=1 Гкал/ч.
Температурный график тепловой сети повышенный, температура вну-
внутреннего воздуха /в=18°С. Расчет подогревателя произвести при тем-
температуре наружного воздуха ^Н.и=+2,5°С (точка «излома» темпера-
температурного графика), когда температура воды в подающей линии тепло-
тепловой сети поддерживается Ti=83°C.
При балансовой нагрузке горячего водоснабжения (Qr6=QrcpX6,
где Хб=1,2) температура воды перед элеватором toi=70°C, в подаю-
подающей линии отопительной системы тоз=50,5сС и после отопительной
системы То2=41,7°С. Коэффициент смешения элеватора н=2,2.
9* 131

Местная вода нагревается в подогревателе от *Х=5°С до /г=60°С.
Загрязнение поверхности нагрева учесть коэффициентом р*=0,75.
Решение. Средняя и балансовая нагрузки горячего водоснаб-
водоснабжения:
О,м 930 000
Qrcp = —^ = 422 700 Вт = 363 600 ккал/ч;
"ч 2,2
Qpe=QropXe=422700-1,2=507200 Вт=436 200 ккал/ч.
Промежуточная температура местной воды при балансовой на-
нагрузке
/n'"=Tos"'—<х=41,7—5=36,7 "С.
Производительности нижней (первой) и верхней (второй) ступе-
ступеней при балансовой нагрузке горячего водоснабжения:
Qre._vif^,_ «7200C67-5, _ш
Qr6.B = Qp6 _ Qr6.H = 507 200 — 292 330 = 214 900 Вт.
Расчетная нагрузка отопления при /н.и=2,5°С
Q'" = Q' *в.р-<к.. = 1163 000A8-2,5) = 40д ?00 в? _
^в.р—<н.о 18 + 26
Эквиваленты расхода сетевой (первичной), а также водопроводной
воды при нагрузках Qre и Qr":
83-41,7
^^ »х
Расходы сетевой и водопроводной воды при Qre и QrM соответст-
соответственно составят: Gn=3,61 кг/с; Gr6=2,20 кг/с; GrM=4,04 кг/с.
Температура воды за нижней ступенью подогревателя и темпера-
температурный напор этой ступени при балансовой нагрузке горячего водо-
водоснабжения:
хб=хб _ Qr6-" 292 300
B2,3-5)-5
- . 22,3-5 -9'91 С<
1П
132

По рекомендациям Е. Я. Соколова [1] расчет нижней ступени по-
подогревателя можно вести при балансовой нагрузке горячего водоснаб-
водоснабжения. Используя вычисленные выше значения QBB и Д/нв1 после до-
дополнительного расчета коэффициента теплопередачи при той же на-
нагрузке легко определить площадь поверхности нагрева нижней ступени
подогревателя. Расчет площади поверхности нагрева верхней ступени
подогревателя тем же учебником рекомендуется производить для усло-
условий максимальной нагрузки горячего водоснабжения. При этом делает-
делается допущение о том, что возрастание нагрузки горячего водоснабже-
водоснабжения с балансовой до максимальной мало изменяет производительность
нижней ступени.
Чтобы показать возможность последнего допущения, расширим
условия задачи и выполним расчет нижней и верхней ступеней подо-
подогревателя при максимальной нагрузке горячего водоснабжения.
Для этой цели определим значения Фв, а также значения ев и е0
при максимальной нагрузке горячего водоснабжения.
Параметры Фв нижней ступени подогревателя:
rk?Fn Q?^_ 292 300
и ~ iywuWTe ~ Д<вб VwnWT6 ~ 9,91^15120.9222 ~~ ' '
Расчет 8н при максимальной нагрузке горячего водоснабжения
можно вести по формуле D.7) или D.8). Если принять для расчета
последнюю формулу, то предварительно вычисляем вспомогательное
значение ZH:
ZH = 0B(Gn/GB—1
1 _ />z 1 _ ,,-0.281
= 0,753*.
1 ^-ez X—^^-e-o.™
GB 4,04
Величина k0F0 для отопительной системы и ее режимный коэффи-
коэффициент ш при максимальной нагрузке горячего водоснабжения:
Безразмерная удельная тепловая нагрузка отопительной системы
при максимальной нагрузке горячего водоснабжения
°532
1+u ' to 1+2,2 ' 0,964
* При использовании формулы D.7) получаем ен=0,745, т. е.
погрешность около 1%.
133

Если при расчете температуры воды за отопительной системой при
двухступенчатой последовательной схеме присоединения и при макси-
максимальной нагрузке горячего водоснабжения исходить из сравнительно
небольшой длительности этого режима A—3 ч), то можно принимать
внутреннюю температуру отапливаемых помещений постоянной и близ-
близкой к расчетной, т. е. tB=tB.v. В этом случае формула для нахождения
температуры воды после системы отопления имеет вид1:
_ (ч — 8*г — *А)A — Ео) + есЛ.р
Z°2 I-(l-«oK
где Ti —температура воды в подающем трубопроводе тепловой сети, СС;
8T=Qr"/U7n — суммарное падение температуры сетевой воды в обеих
ступенях подогревателя горячего водоснабжения.
Суммарный перепад температур сетевой воды в двух ступенях по-
подогревателя при нагрузке Qr"
•=¦
Температура воды после системы отопления при том же режиме
_ (83-61,5-5-0,753)A-0,532) + 18-0,532
Х°*- 1-0,753A-0,532) =Л'Ь U
Производительности нижней и верхней ступеней подогревателя при
нагрузке QrM:
Qr"-*=taWa(T02—tx) =0,753-15 120B7,6—5)=257300 Вт;
Qr»-B=QMr_Qr«.e=930 000—257 300=672 700 Вт.
Приведенный расчет показывает, что в рассматриваемом случае на-
нагрузка нижней ступени подогревателя горячего водоснабжения при ма-
максимальном режиме на 12 % ниже по сравнению с балансовым режи-
режимом, но при упрощенных расчетах этим обычно пренебрегают. В нашем
случае воспользуемся значением тепловой нагрузки нижней ступени
подогревателя, определенной точным методом.
Температура сетевой и водопроводной воды в характерных точках
при нагрузке QrM:
QfB 672 700
Tol = tl_—= 83--1?7ir = 38,5»C;
Q"M 257 300
Ч = Ъ-?- =27,6—i^-10.8 -С;
Q H 257 330
202'C
1 При большой длительности максимальной нагрузки горячего во-
водоснабжения температура обратной воды после отопления определяет-
определяется по формуле D.72) учебника [1].
134

Температурные напоры нижней и верхней ступеней подогревателя
при нагрузке QrM:
(*»-*,)-fa-*») _ B7,6-20,2)-A0,6-5) _сд.с.
*'"- 1п(тоя-*п)/(т2-*х) 27,6-20,2 ' '
10,6 — 5
fa-<r)-fai-*..) (83-60)-C8,5-20,2) = 2Q 6 .с
в 1п(тг-*г)/(то1-/д) = 83-60
38,5 — 20,2
Выбираем подогреватель с латунными трубками 16/14 мм по
ОСТ 34-588-68 с диаметром корпуса 168 мм, площадью поверхностного
нагрева одной секции длиною 4 м /сек=6,9 м2, площадью проходного
сечения трубок fT=0,0057 ms, площадью проходного сечения межтруб-
межтрубного пространства fMi=0,0122 м2 и эквивалентным диаметром dB=
=0,021 м (см. пример 8.3). Скорости воды в трубках и межтрубном
пространстве при нагрузке
4 04
Шмт = Gn/fMTp = 00^10Ю = 0,296 м/с.
Средние температуры воды (сетевой и местной) для первой и вто-
второй ступеней подогревателя:
т1оР=0,5B7,6+10,6)=19,1 °С (Л5мт=2012);
t2cp=0,5(83+38,5) =60,8 °С (Лвит=2756);
/,ор-0,5E+20,2) = 12,6°С (Л5Т=1884);
^cP=0,5B0,2-f60)=40,l °С (Л51=2396).
Коэффициенты теплоотдачи:
0,2960'9
' =1645 Вг/(ы«."С);
0.7С90'?
0 296М
2756 0|0210а = 2250 Вт/(М».ОС);
0,709°'в
2396 "оТй^"= 427° Вт/(ма-°с) ¦
135

Коэффициенты теплопередачи для первой и второй ступеней:
5 °>75 =820 Вт/(м*-°С);
J-4-—-J-— ' 4-°'°014- '
«хм Ь «it 1645 + 105 + 3360
± 1 ^=^ 0!g ^=1о9°
а2м * *¦ * а2т 2250 * 105 * 4270
Поверхности нагрева первой и второй ступеней подогревателя:
Qa 67300° 30 м"
8 А2Д<2 1090-20,6
Число секций первой и второй ступеней подогревателя Zi=48,2/6,9*:
==8; 22=30/6,9=4,3 принимаем z2=4.
Пример 8.6. Построить характеристику Дро/Дрр=/(и) элеватора
№ 3 типа ВТИ — Теплосеть Мосэнерго. Элеватор имеет сопло диамет-
диаметром d,=5,2 мм и цилиндрическую камеру смешения диаметром d^=
=25 ми. При расчете принять: <pi=0,95; q>2=0,975; <рз=0,87; ф4=0,9*.
Решение. Уравнение характеристики водоструйного элеватора
— B-0,87s») f^^)a A +к)а] =0,0762+ 0,00126и»=0,0021A +и)*-
\0,025 / J
Задаемся несколькими значениями и (от 0 до 4) и для каждого
значения определяем отношение Дрс/Дрр на основании последнего
Уравнения:
и 0 1 2 3 4
ЬРс/% 0,0741 0,0691 0,0623 0,0539 0,0439
На основании полученных данных строим характеристику элевато-
элеватора Дрс/4рр=/(и) (рис. 8.1).
* q>j и ф4 взяты с учетом результатов испытаний теплосети Мос-
Мосэнерго.
136

р
0,06
0,0ч
0,01
Пример 8.7. По данным примера
8.6 построить характеристику элевато-
элеватора ApcB=f(Vc) при Дрр=100 кПа,
приняв плотности рабочей, инжекти-
инжектируемой и смешанной воды рр=рн=ро =
=1000 кг/м3. На этом же графике на-
нанести характеристику Apc=f(Vc) ото-
отопительной системы, которая описывает-
описывается уравнением Дро=5сУс2. Сопротив-
Сопротивление отопительной системы принять
Sc = 4,5-108 Па-с2/м«.
Влиянием гравитационного напора
отопительной системы пренебречь.
По графику определить расход воды, который установится в отопи-
отопительной системе, а затем найти коэффициент смешения.
Решение. Расход рабочей воды
1 г 7
Рис. 8.1. К примеру 8.6
Т*
p
= 0,95 3:14'°>0°—" V2-100-10». 1000 = 0,363 кг/с;
Vp=0,363-10-3 м3/с
Расход смешанной воды (в отопительной системе), кг/с или м3/с,
С?о = орA+и)=0,363A+«);
Задаваясь различными значениями и, находим для них расходы
воды VB:
и. ... О 1 2 3 4
Gc, кг/с 0,363 0,726 1,089 1,452 1,815
V-, м»/с] 0,363-10-» 0,726-10-» 1,089-Ю-з 1,452-10-» 1,815-10-»
&рс/Арр 0,0741 0,0691 0,0623 0,0539 0,0439
Арс9, кПа 1 7,41 6,91 6,23 5,39 4,39
Сюда же вносим значения Арс/Арр для различных и (из примера 8.6).
Находим перепад давлений,
создаваемый элеватором при
различных и, Па,
8
КПа,
В
10».
На основании полученных
данных строим характеристику
элеватора (рис. 8.2).
Определяем падение давле-
давления в отопительной системе по
/
У
/ s^
Apt'
<
0,5-Ю'3 1,0-W3 1,5-10~\г\*/с
Рис. 8.2. К примеру 8.7
137

формуле Др=4,5-109У2с при различных Fc. Результаты расчета даны
ниже:
Gc, кг/с . . . 0,25 0,5 0,75 1,0 1,25
V-, м»/с . . . 0,25 10—з 0,5-10-3 о,75-1О-з 1,0-Ю-з 1,25-10-»
Дрс, кПа . . . 0,281 1,125 2,534 4,5 7,034
На рис. 8.2 наносим характеристику отопительной системы. По точ-
точке пересечения характеристики элеватора с характеристикой отопитель-
отопительной системы находим G0=l,16 кг/с и Vo = 1,16-10—3 м3/с.
Коэффициент смешения м= —— 1 = ' — 1=2,2.
Ор О.ЗЬЗ
Пример 8.8. Выбрать номер элеватора типа ВТИ — Теплосеть Мос-
Мосэнерго, определить для него диаметр сопла и перепад давлений в сопле.
Расчетный расход теплоты на отопление Qo'=0,23 МВт=
=0,198 Гкал/ч.
Расчетная температура воды в подающей магистрали сети Ti=
= 150 "С, в подающей линии отопительной системы т3=90°С и в обрат-
обратной линии тг=70°С. Потеря напора в отопительной системе при рас-
расчетном расходе смешанной воды Дро = Ю кПа.
Решение. Расход рабочей и смешанной воды:
г QQ 0.23-Ю8 . ... ,
Р = ФГ=^ = 4190A50-70) " °'686 КГ/С:
Vp = 0,686-Ю-8 м»/с;
a Qq °>23-108 274кг/с.
C~c(xs-t8)- 419Э(9Э_70) -2'74кг/с'
Ус = 0,00274 м»/с
Коэффициент инжекции
TS —12 90 — 70
Величина S системы отопления
Примерное значение оптимального диаметра камеры смешения
5 5
d3 = -rzz = ' . = 0,0262 м.
yS,. у 1,33-10»
Принимаем элеватор № 3 типа ВТИ — Теплосеть Мосэнерго с диа-
диаметром камеры смешения d#=25 мм и коэффициентом скорости q>i =
=0,95; ф2=0,975; фз=0,9 н ф^О.925.
Задаемся для предварительного расчета /t=fj/fH2=l,09.
138

Диаметр выходного сечения сопла
Я.
<*i =
¦и) у 0,64-10sScrf3*+ 0,61—0,4л
0,025
A+3)
г
= 0,0075 м.
Действительное значение п равно:
n = dt-d{ = 0,0252-0,0075' =1>°98-
Так как предварительно принятое значение п примерно равно дей-
действительному, то дальнейшего уточнения диаметра сопла не произ-
производим.
Перепад давлений в сопле элеватора при рр=1000 кг/м3
А,р = 2 V = ^^^! = 134000 Па.
«Pi fi Pp 2-0,95* | —=—0,0075а\ 1000
Пример 8.9. Решить пример 8.8 для случая установки на вводе
элеватора № 5 типа ВТИ — Теплосеть Мосэнерго с диаметром цилин-
цилиндрической камеры смешения с?з==35 мм вместо элеватора № 3.
Решение. Из примера 8.8 имеем: Vp=0,686-10-3 м3/с; и=3; So =
= 1,33-109 Па-с2/мв.
Задаемся для предварительного расчета и =1,04. Диаметр выход-
выходного сечения сопла
А =¦
A +и) у 0,64-10-35cris4+0,61 — 0,4л
0,035
A+3) t/o,64-10-»-1,33-10».0,035«+0,61— 0,4-1,04
= 0,0068 м = 6,8 мм.
Действительное значение п равно:
dt* 0,035"
n
0,0352
' '
Так как предварительно принятое значение п близко к действитель-
действительному, то дальнейшего уточнения d\ не производим.
139

Потеря давления в сопле элеватора
^^!-_ = 198000 Па.
2-0,95» Г''?.0,0068» | 1000
4 /
,95» Г''?.0,
\ 4
Таким образом, применение элеватора № 5 на рассматриваемом
вводе вместо элеватора № 3 приводит к увеличению перепада давле-
давлений в сопле элеватора.
Пример 8.10. Решить пример 8.8, если перепад давлений в отопи-
отопительной системе при нормальном расходе воды в ней будет Др=
=20 кПа.
Решение. Из примера 8.8 имеем: Vp=0,686-10-» м3/с; Vc =
=2,74-10-» мз/с; Gp=0,686 кг/с; и=3.
Величина Sc системы отопления:
Значение оптимального диаметра камеры смешения элеватора
5 5
J — , = 0,022 м.
•^/266-10»
Принимаем к установке элеватор № 3 типа ВТИ — Теплосеть Мос-
Мосэнерго с dg=25 мм.
Задаемся п=1,06.
Диаметр выходного сечения сопла
0,025
A+3)]/о.
64.10-4.2,66.10»-0,025« +0,61+0,4-1,
= 0,0061 м = 6,1 мм.
Действительное значение п:
0,025"
Следовательно, производить пересчет не требуется. Перепад давле-
давлений в сопле элеватора
Сравнивая полученные результаты с результатами примера 8.8,
видим, что с возрастанием So системы отопления в 2 раза перепад
давлений в сопле элеватора возрастает примерно в 2,3 раза.
140

Пример 8.11. На отопительном вводе с расходом рабочей (сетевой)
воды GP=2,78 кг/с (Vp=0,00278 м3/с=10 м3/ч) и располагаемой раз-
разностью давлений перед вводом Дрр=300 кПа намечено установить эле-
элеватор с использованием в его сопле всей располагаемой разности дав-
давлений.
Выбрать номер элеватора и диаметр выходного сечения сопла,
а также определить коэффициент смешения, с которым будет работать
элеватор, если при испытании отопительной системы с расходом воды
<3О=8,34 кг/с (VV=0,00834 м'/с=30 м'/ч) падение давления в ней,
замеренное ртутным дифманометром, составило А=90 мм (Hg — Н2О).
Решение. Диаметр сопла элеватора определяем из выражения
/4GP f 4-2,78
nflV2E^=V з, 14-0,951^2.300дао-юоо = 0i0124m =
= 12,4 мм.
Падение давления в отопительной системе при W=0,00834 ма/с
Apo'=Ag(ppt—р) =0,09-9,81 A3600—1000)=11 130 Па.
Величина So отопительной системы:
Оптимальный диаметр камеры смешения
4 Д 5
= 0,044 м.
Принимаем элеватор Яа 6 ВТИ — Теплосеть Мосэнерго с диаметром
камеры смешения da=47 мм.
Определяем вспомогательные величины:
ОС f Я
?з2) +—SJJL-
[
B-
2.0,16-10»@,785-0,047')»1
Шо J - 4'306:
Коэффициент инжекции (смешения)
ц== — Ь + Уь* — 4ас _ — 4,306+1^4,3062 +4-1,313-23,7 _ 0 Q1
Та ТпШ 2>9К
Расход смешанной воды
Vc=Vp(l+tt) =0,00278A-)-2,91) =0,0109 мэ/с=39Д мз/ч.
141

Пример 8.12. Установленный на отопительном вводе потребителя
элеватор с диаметром выходного сечения сопла di'=8 мм имеет коэф-
коэффициент смешения н'=1,5. Определить необходимый диаметр выход-
выходного сечения сопла d\, при котором коэффициент смешения повысился
бы до «=2,2.
Решение. Пренебрегая в выражении (8.4) изменением величины
под корнем, получаем
¦ = 0,00625 м = 6,25 мм.
откуда находим новое значение диаметра выходного сечения сопла
<УA + ц') 0,008A+ 1,5)
х~ 1+и = 1+2,2
Пример 8.13. Определить емкость аккумулятора для суточного вы-
выравнивания нагрузки горячего водоснабжения группы жилых зданий.
График нагрузки приведен на рис. 8.3,а.
Температура холодной водопроводной воды /i=5°C, а воды, по-
поступающей в систему горячего водоснабжения, /г=60°С.
1НВт
8 a)iz 16 го
Рис. 8.3. К примеру 8.13:
/ — интегральный график потреб-
потребления теплоты; 2 — интегральный
график подачи теплоты
8 я, /2 1S ZO V
Схема присоединения горячего водоснабжения к закрытой тепловой
сети параллельная.
Решение. По суточному графику нагрузки строим интегральный
график расхода теплоты, т. е. зависимость количества теплоты, полу-
полученной потребителем с начала суток до рассматриваемого часа, от вре-
времени суток (ломаная линия / на рис. 8.3,6). Одновременно строим гра-
график подачи теплоты, который представляет собой прямую линию (ли-
(линия 2 на рис. 8.3,6).
По интегральному графику определяем максимальную разность
между подачей и расходом теплоты Qa=21,6 Гдж, которая будет рав-
равна аккумулирующей способности аккумуляторов.
Масса воды в полностью заряженном аккумуляторе
!А 21,6-10»
a- QA
c{tT—tz) 4190F0 — 5)
Объем аккумулятора при р== 1000 кг/м3
= 93 700 кг.
V=G/p=93 700/1000=93,7 м3.
142

КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 8.14. Произвести тепловой, конструктивный и гидравличе-
гидравлический расчет пароводяного подогревателя горизонтального типа по сле-
следующим данным: производительность Q=4,652 МВт=4 Гкал/ч; пар
сухой насыщенный, температура насыщения пара равна температуре
конденсата, выходящего из подогревателя тп=Тк=143оС; температура
воды, входящей в подогреватель, /,=70 °С, а выходящей te=130°C;
диаметр латунных трубок 19/17 мм.
При расчете скорость воды в трубках принять ш=1 м/с, число хо-
ходов воды 2=4 шт., шаг трубок а=25 мм, коэффициент использования
трубной решетки г|)=0,7, угол между осями трубной системы у=60°,
сумма коэффициентов местных сопротивлений 2?=18,5.
Влияние загрязнения поверхности нагрева на теплопередачу учесть
понижающим коэффициентом Р=0,8. Коэффициент гидравлического
трения определить по формуле E.4) при йэ=0,2 мм.
Ответ. Число трубок в корпусе и=328 шт.; диаметр корпуса
?)=570 мм; поверхность нагрева /?=49,8 м2; длина каждой трубки
/ = 2,6 М; потеря давления Др = 22,4 кПа.
Задача 8.15. Выбрать типоразмер и число секций секционного водо-
водяного подогревателя по ОСТ 34-588-68 для горячего водоснабжения.
На вводе применена параллельная схема горячего водоснабжения. Ма-
Максимальная нагрузка горячего водоснабжения QrM=0,582 МВт=
= 0,5 Гкал/ч. Сетевая вода (между трубками) охлаждается от Ti =
=70 °С до Т2=30°С, а местная (в трубках) нагревается от k=5°C до
/г=60 "С.
При расчете скорость местной воды (в трубках) принять а>т=
=0,8 м/с, длину трубок секций 4 м и р=0,75.
Ответ. Подогреватель по ОСТ 34-588-68 с диаметром корпуса
?>н=114 мм; число секций z=6 шт.
Задача 8.16. Решить пример 8.3 для случая, когда расход сетевой
и местной воды будет уменьшен в 2 раза, т. е. GM=3,47 кг/с=12,5 т/ч
и GT=2,5 кг/с=9 т/ч. При расчете принять
GM' GT'
Ответ. Q=0,55 МВт=0,473 Гкал/ч; *r=57,5°C; Т2=32,2°С. При
определении k по точному методу Q=0,57 МВт=0,49 Гкал/ч; fr=
=59,5 °С и т2=30,8°С.
Задача 8.17. Выбрать типоразмер подогревателя по ОСТ 34-588-68
и определить число секций для двухступенчатой смешанной схемы го-
горячего водоснабжения. Максимальная тепловая нагрузка горячего во-
водоснабжения QrM=l,163 МВт=1 Гкал/ч. Тепловая нагрузка отопления
при расчетной температуре наружного воздуха tm.0=—26 °С и темпе-
температуре внутреннего воздуха ?в.с = 18°С Qo'= 1,163 МВт=1 Гкал/ч,
143

причем при расчетных условиях для отопления температура воды в по-
подающем трубопроводе тепловой сети Ti'=150°C и после систем отоп-
отопления То2'=70°С. Расчет подогревателя произвести при температуре
наружного воздуха /Я.и=+2,5°С (в точке «излома» температурного
графика), когда температура воды в подающем трубопроводе тепловой
сети Ti=70°C и после системы отопления То2=41,7°С.
Местная вода нагревается от fx=5cC до fr=60°C, и=2,2.
При расчете принять температуру местной воды за первой (ниж-
(нижней) ступенью подогревателя на 10 °С ниже температуры воды после
системы отопления, а температуру сетевой воды за верхней ступенью
подогревателя равной температуре воды после системы отопления
(Тг2=То2). Загрязнение поверхности нагрева учесть коэффициентом р=
=0,75.
Ответ. Подогреватель по ОСТ 34-588-68 ?>н=168 мм; число сек-
секций Z=Zi-|-22 = 4-j-6=10 ШТ.
Задача 8.18. Решить пример 8.5 для случая, когда при температуре
наружного воздуха tB.&=-\-2,5 °С (точка «излома» температурного гра-
графика) в подающей линии тепловой сети поддерживается температура
воды ti=78°C, а в обратной линии отопительной системы при балан-
балансовой нагрузке горячего водоснабжения (Qr6=QrcpX6=l,2Qrcp) тем-
температура воды соответствует отопительному графику тО26=41,7°С.
Коэффициент смешения элеватора принять ы=2,2 для рассматри-
рассматриваемой температуры наружного воздуха (<н.и=-)-2,5 °С).
Для рассматриваемых условий (?н.и=+2,5 °С) также принять, что
при максимальной нагрузке горячего водоснабжения расход сетевой
воды остается равным расходу этой воды при балансовой нагрузке,
а разность температур тО2—fn=8°C (при балансовой нагрузке горяче-
горячего водоснабжения).
Ответ. Подогреватель по ОСТ 34-588-68 Z)H=168 мм, число сек-
секций z=zi-fz2=5-|-4=9 шт., F=62,l м2.
Задача 8.19. Выбрать номер элеватора типа ВТИ — Теплосеть Мос-
Мосэнерго, определить для него диаметр сопла и найти необходимую раз-
разность напоров на абонентском вводе перед элеватором.
Расчетные температуры воды Ti=150°C; т3=95°С и Т2=70°С. Па-
Падение давления в отопительной системе Дро=10 кПа при расходе воды
в отопительной системе Vc =0,00444 м3/с.
Ответ. Элеватор № 5 с d3=35 мм; di = ll,2 мм; Дрр=112 кПа.
Задача 8.20. На отопительном вводе с расходом сетевой воды
Vp=0,00222 м3/с разность давлений перед элеватором Дрр=400 кПа и
падение давления в отопительной системе (по испытаниям) Дро =
= 10 кПа при расходе смешанной воды Vc=0,00555 м3/с. На вводе
намечено установить элеватор № 5 ВТИ — Теплосеть Мосэнерго
с использованием в .сопле элеватора всей располагаемой разности на-
напоров.
Определить диаметр сопла и коэффициент смешения элеватора.
Ответ. di=10,3 мм, ы=2,9.
144

Задача 8.21. Установленный на отопительном вводе элеватор с диа-
диаметром сопла di'—W мм имеет коэффициент смешения и'=1,1- Опре-
Определить, какой будет коэффициент смешения того же элеватора, если
уменьшить диаметр сопла до di=7 мм. Определить также, во сколько
раз должна возрасти разность давлений перед элеватором, если расход
сетевой воды оставить неизменным.
Ответ. ы=2; ДрР/ДрР'=4,15.
Задача 8.22. Установленный на отопительном вводе элеватор с соп-
соплом диаметром di'=10 мм имеет коэффициент смешения н'=1,4. За-
Задвижки на подающей и обратной линиях сети и отопительной системы
полностью открыты.
Определить, какой будет коэффициент смешения того же элевато-
элеватора, если установить новое сопло диаметром rfi=8 мм. Определить так-
также, во сколько раз уменьшится расход сетевой воды и расход воды
в отопительной системе при новом диаметре сопла, если разность дав-
давлений перед элеватором останется неизменной.
Ответ. н=2; VP7VP=(rfi7diJ=1.56; Vo'/Vc = l,25.
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ
ОБОРУДОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ СЕТЕЙ
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Напряжение растяжения в стенке трубы под действием внутреннего
давления в торцевой и продольной плоскостях:
pdB pdB
'1=liw"^T; <9Л)
*-•#¦¦ <9-2>
где ffi, о — напряжения, Па; р — внутреннее давление, Па; dB — вну-
внутренний диаметр трубы, м; б — толщина стенки трубы, м.
Суммарное напряжение от растяжения под действием внутреннего
давления при ffi>0
Суммарное напряжение при одновременном действии растяжения
ар и изгиба аи
°с = V°P* + °и2 • (9.4)
Пролет между свободными опорами, м,
~q (9.5)
10—270 145

где W — экваториальный момент сопротивления трубы, м3; q—удельная
нагрузка на единицу длины, Н/м; схзд — допускаемое напряжение изги-
изгиба под действием силы тяжести, Па.
Результирующее осевое усилие, действующее на неподвижную опо-
РУ, Н,
где q — удельная нагрузка на единицу длины, учитывающая массу
трубопровода с теплоносителем и изоляцией, Н/м; А/— разность длин
участков трубопроводов с обеих сторон неподвижной опоры, м; |х —
коэффициент трения на свободных опорах; AS — разность осевых сил
компенсаторов с обеих сторон мертвой опоры, Н; а — коэффициент,
равный для разгруженных неподвижных опор нулю и неразгружен-
неразгруженных — единице.
Напряжение сжатия, возникающее при повышении температуры на
t—to, °C, в прямолинейном участке без компенсации
a=aE(t-t0), (9.7)
где а — коэффициент линейного удлинения; Е — модуль упругости пер-
первого рода, Па.
Сила, вызывающая деформацию при естественной компенсации
трубопроводов симметричной конфигурации, Н,
(9.8)
где Л = |^-;
о
А — деформация по направлению действующей силы, м; dS — длина
элемента участка, м; у — расстояние середины элементов участка тру-
трубопровода от направления действия силы, м; / — экваториальный мо-
момент инерции, м4; k — коэффициент понижения жесткости.
Коэффициент понижения жесткости при Л<Д
ft=A/l,65*, (9.9)
где h=6R/ri — коэффициент трубы; б — толщина стенки трубы, м; R —
радиус изгиба оси трубы, м; г — средний радиус поперечного сечения
трубы, м.
Напряжение изгиба в элементе трубопровода, наиболее удален-
удаленном от направления силы, вызванной температурными деформациями,
(9.10)
* В справочнике проектировщика [4] обратная величина этого ко-
коэффициента также обозначена через к.
146

ем
е»
V
3.
ш
О
3
|
I
о
I
о.
I
s
5
W
я
s
4
vo
ce
H
10*
CO
+
+
+
со
+
oi
со.
а
— с
I—
С-~
С
°И
со.
_с
to
м
С?
С
"со
М
)(г
+ ^
еа.
sin
N
"с
4
ю
га.
о
о
ю
^ I? I
II II =•
¦\ i «Ч,
147

1
о»
со
en
а
5.
1
+
О» J-4
S. e
о
+
+ Л
«и
ИЗ
е
S
о
л
с
я
148
о>
+
се
о
л
+ г1
4 Л
о.

где dB — наружный диаметр трубы, м; i/иако — наибольшее расстояние
от направления действия силы, м; т — поправочный коэффициент на-
напряжения для гнутых труб.
Поправочный коэффициент напряжения
т=0,9/А2/3. (9.11)
Напряжение, возникающее от тепловых удлинений в трубопроводе
со сварными коленами при R=0 (k=l и т=1) и жестким защемле-
защемлением его концов,
^ (9.12)
где / — вылет компенсатора, м; С — коэффициент, зависящий от конфи-
конфигурации трубопровода (табл. 9.1).
ПРИМЕРЫ
Пример 9.1. Для водяного трубопровода с наружным диаметром
dH=530 мм и толщиной стенки 6=8 мм определить напряжение растя-
растяжения от внутреннего избыточного давления р=1,6 МПа в поперечном
и продольном сечениях, а также суммарное. Трубопровод не разгружен
(вдоль оси) от внутреннего давления.
Решение. Внутренний диаметр трубы
dB=530—2-8=514 мм.
Напряжения растяжения в поперечном и продольном сечениях
pdB 1,6-0,514
"' ~ 3 ~4A +0,008/0,514)-0,008s3 ' а>
или
pdB 1,60 514
=26,7 МПа (ошибка 1,6%);
pdB 1,6-0,514
Суммарное напряжение от растяжения
pdB 1,6-0,514
Таким образом, в трубопроводе, испытывающем осевую силу вну-
внутреннего давления, напряжение в стенке получилось меньше, чем в тру-
трубопроводе без этой силы.
Пример 9.2. Для трубопровода, приведенного в примере 9.1, опре-
определить максимальное суммарное напряжение, если расстояние между
подвижными опорами трубопровода 1=IQ м, а удельная нагрузка на
единицу длины трубопровода (с учетом массы трубы, воды и изоля-
изоляции) 9=3540 И/и. Напряжения изгиба от тепловых деформаций отсут-
отсутствуют.
149

Решение. Суммарное напряжение растяжения от внутреннего
давления сгР=44,7 МПа (пример 9.1). Момент сопротивления трубы
№=1730-К)-6 м3 (приложение 10). Напряжение изгиба над опорой от
собственной силы тяжести трубопровода (рассматриваем трубопровод
как многопролетную балку)
Максимальное суммарное напряжение
* = 62,5 МПа.
Пример 9.3. Решить пример 9.2 для случая, когда, помимо растяже-
растяжения от давления и изгиба от собственной силы тяжести, трубопровод
изгибается в горизонтальной плоскости от теплового удлинения и при
этом в нем возникает напряжение ст4=50 МПа.
Решение. Максимальное суммарное напряжение
р v 43,7"+ 50* =
= 80 МПа.
Пример 9.4. Определить допустимый пролет между подвижными
опорами водяного трубопровода 57X3 мм (dH=57 мм, 6=3 мм), про-
проложенного в канале. При расчете принять удельную нагрузку на еди-
единицу длины трубопровода с водою и изоляцией (/=126 Н/м, а допус-
допускаемое напряжение изгиба от собственной силы тяжести для сварного
стыка аэд=40 МПа.
Решение. Момент сопротивления W=6,85-10-a м3 (приложе-
(приложение 10). Пролет между опорами
-,/ 12о8Д№ _-,/2^40-108-6,85-10 _g
/= у - у 126 5>1 м'
Сопоставляя полученный результат с исходными данными приме-
примера 9.2, видим, что уменьшение диаметра трубы в 10 раз при примерно
равных о"м ведет к уменьшению пролета между подвижными опорами
более чем в 3 раза.
Пример 9.5. Определить горизонтальную реакцию скользящей опо-
опоры под водяным трубопроводом диаметром dH = 530 мм, если расстоя-
расстояние между опорами /=16 м, а удельная нагрузка на единицу длины
трубопровода с водою и изоляцией ^=3540 Н/м.
При расчете принять коэффициент трения ,ц=0,4 и ввести коэффи-
коэффициент 1,5 для учета возможности просадки одной из опор.
Решение. Вертикальная нагрузка
Q= 1,5^= 1,5-3540• 16=85000 Н=85 кН.
Горизонтальная реакция
JV=|xQ=0,4 -85=34 кН.
150

Пример 9.6. Решить пример 9.5 при условии прокладки теплопро-
теплопровода в проходном канале и установки вместо скользящей опоры роли-
роликовой опоры с радиусом цапфы г=15 мм и радиусом ролика #=45 мм.
Плечо (коэффициент) трения качения принять s=0,5'10-3 м.
Решение. Горизонтальная реакция
— = 12,3 кН.
К 45 •Кг"8
Пример 9.7. Прямолинейный участок трубопровода 530x8 мм
(rfB=530 mm, rfB=514 мм, 6=8 мм) с сальниковой компенсацией имеет
избыточное внутреннее давление р=1,6 МПа. Схема трубопровода
с длинами его участков приведена на рис. 9.1. Определить осевое уси-
усилие, действующее на неподвижную опору в точке В при закрытой и
открытой задвижке, если удельная нагрузка на единицу длины трубо-
А В
1,= 81м
Рис. 9.1. К примеру 9.7
провода с водой и изоляцией <з^=3540 Н/м, а коэффициент трения
скользящих опор р.=0,4. Силу трения в обоих сальниковых компенса-
компенсаторах принять одинаковой.
Решение. Осевое усилие на неподвижную опору при закрытой
задвижке (о=1)
То же при открытой задвижке (а=0)
#=ц<7(/,—*з)=0,4-3540(81-1)=113-103 Н=113 кН.
Пример 9.8. Определить усилие на мертвую опору, установленную
на трубопроводе 325X8 мм (dB=325 mm, dB=309 мм) между двумя
рядом расположенными сальниковыми компенсаторами. Задвижки на
участке отсутствуют. В данном случае усилие на мертвую опору услов-
условно принять равным силе трения одного сальникового компенсатора, ко-
которая определяется в Я по формуле
где р — рабочее давление, Па (р=1,6 МПа); Ь — отношение высоты
сальниковой набивки к наружному диаметру F=0,3); а —отношение
удельного давления сальниковой набивки на поверхность стакана к ра-
151

бочему давлению (<z=l,5); \i — коэффициент трения набивки по стака-
стакану ((^=0,15).
Определить также эквивалентное давление, осевое усилие от кото-
которого будет равно силе трения S.
Решение. Сила трения сальникового компенсатора S=3,14x
X0,3252-l,6-10«-0,3-l15-0,15=35 800 H=35,6 кН.
Эквивалентное давление рэ находим из выражения
Пример 9.9. Определить напряжение и усилие сжатия в трубопро-
трубопроводе 325x8 мм (dH=325 мм, 6=8 мм), если на концах его прямоли-
прямолинейного участка установить неподвижные опоры, не предусмотрев ком-
компенсации температурных деформаций. Температура теплоносителя /=
= 150°С, а температура окружающего воздуха при монтаже *о=2ОсС.
Коэффициент линейного удлинения трубы а= 1,2-10~5, а модуль упру-
упругости первого рода ?=19,62-1010 Па.
Решение. Поскольку при нагревании трубопровод не имеет воз-
возможности удлиняться, это вызовет его сжатие. Величина относительно-
относительного сжатия будет равна A/l=a(t—to).
Величину напряжения сжатия определяем по закону Гука
о = Е— =оЯ(< — /0) = 1,2-10-*. 19,62-10«A50 —20) =
= 306-10» Па =306 МПа.
Площадь стенки трубы в поперечном сечении
f=n (dn—о) 6=3,14 @,325—0,008) 0,008=0,00796 м2.
Усилие сжатия в трубопроводе
Р=а/=306-10в-0,00796=2,44-10» Н=2440 кН.
Напряжение и усилие сжатия в трубопроводе получились недопу-
недопустимо высокими, что говорит о необходимости установки компенсирую-
компенсирующих устройств.
Пример 9.10. Определить усилие и напряжение для П-образного
компенсатора, выполненного из трубы dBX^=273X7 мм с вылетом /=
=5 м и спинкой Ji=5 м. Расстояние между неподвижными опорами
L=80 м (рис. 9.2). Сварные колена выполнены с радиусом R=0 (жест-
(жесткие сварные колена). Превышение температуры теплоносителя над тем-
температурой воздуха при монтаже t—fo=15O°C. Предварительная рас-
растяжка компенсатора отсутствует. Влиянием защемления трубопровода
в неподвижных опорах пренебречь '.
1 В данной и последующих задачах по расчету компенсации тру-
трубопроводов пренебрегаем влиянием усилий трения в подвижных опо-
опорах (условно принимаем, что трубопровод подвешен на пружинных
опорах).
152

Решение. Удлинение участка трубопровода
A=a(t—to)L= 1,2-Ю-5-150-80=0,144 м.
Коэффициент понижения жесткости и поправочный коэффициент
напряжения при Л=0 k=l и т=1.
Величина А равна:
S С D Е
в с b
B-5 + 3-5M»
208 м«.
3 ' l 3 3
Момент инерции трубы (приложение 10) /=5250-10—8 м*.
R R
В Е
Рис. 9.2. К примеру 9.10
Осевое усилие
ДЕ/ 0,144-19,62-1010-5250-10-9
Р = ~А~= 208 713°Н>
Напряжение в участке
\,5\EdBm
2А 2B/ +3/х)/«
1,5-0,144-19,62- lQio-0,273-1
B-5 + 3-5M
92,6-10» Па = 92,6МПа.
Пример 9.11. Решить пример 9.10 для случая, когда все колена
компенсатора согнуты радиусом R=4drBa = l м.
Решение. Коэффициент трубы при 6=7 мм и среднем радиусе
поперечного сечения трубы r^=0,5dOp=0,133 м;
Коэффициент понижения жесткости трубы при h < 1
h 0,396
1,65 1,65
-=0,24.
153

Поправочный коэффициент напряжения
Величина Л равна:
s
0.9 , fi7
С 1 1
Л = \ —• y*dS = — C, HRI* — 2.28КЧ + 1.4Д») -f- 0,667/» + /х/2 —
о
—^~ C,14-1-52 — 2,28-1».5 + 1,4-1»)
+ 0,667-53 + 5-52 — 4.L5»+2-1»-5— 1,33-1» = 403 м».
Осевое усилие
. ... 0,144-19,62-10">-5250-10-8
~ А ~ 403 =
Напряжение в спинке компенсатора
ц_ АЕЫт _ 0,144.ia,62.10».0,273.5.1,67 _7Э>Э 1Q. Па =
= 79,9МПа.
Таким образом, в рассматриваемом случае для П-образного ком-
компенсатора замена жестких сварных колен с R=Q гнутыми коленами
с R=l м снижает напряжение от тепловых удлинений в 1,16 раза.
Пример 9.12. Определить вылет П-образного компенсатора для тру-
трубопровода dHX6=325x8 мм. Длина участка трубопровода между не-
неподвижными опорами L=80 м, а превышение температуры теплоноси-
теплоносителя над температурой воздуха при монтаже t—/о=15О°С. Предвари-
Предварительная растяжка компенсатора составляет 50 % от полного линейного
удлинения. При расчете принять: отношение длины спинки компенса-
компенсатора к его вылету nl=i1/i=0,7, допускаемое напряжение от тепловых
удлинений ад=70 МПа и радиус колен J?=4dyCa=l,2 м. Влиянием
защемления трубопровода в мертвых опорах пренебречь.
Решение. Полное и расчетное (с учетом предварительной рас-
растяжки) удлинение участка трубопровода:
Дпол=а(*—*с)?=1,2-Ю-5-150-80=0,144 м;
Д=0,5Д»ол=0,5-0,144=0,072 м.
Для предварительного расчета вылета I принимаем первоначально
радиус колен R=Q, коэффициент понижения жесткости k=l и попра-
поправочный коэффициент напряжения т=1. В этом случае выражение для
определения напряжения принимает следующий вид:
154

Из последнего выражения можно найти приближенно величину выле-
вылета /, если а заменить допускаемым напряжением ад и ввести попра-
поправочный коэффициент для вылета (принимаем его 0,82), учитывающий
понижения жесткости гнутых колен компенсатора:
, о S2 i/ 1MEd* -п Я2i/»,S-0.072-19,62.10»-0.325
/ = 0,82 у C„1 + 2Hд -°.82 У C-0,7 +2O0-10» 4 м"
После определения вылета / представляется возможным произвести
проверочный расчет напряжения с учетом радиуса колен R и коэффи-
коэффициентов кит, коэффициент трубы при /=0,5, dOp=0,5-0,317=0,1585M
Jg_=0,008.1,2
г» 0,1585»
Коэффициенты кит:
k = Л/1,65 = 0,382/1,65 = 0,232;
/и = 0,9/А2/3 =0,9/0,3822/3 =1,71.
Величина А
S
А = Г 4" y^S = -|- C,14/W* -2.28КЧ + 1,4«») + 0.667Л +
J ft й
— 4W* + 2ЯЧ — 1,33/?з = —~ C,14 • 1,2-4» —
и, 2о2
— 2,28-1,2».4 + 1,4-1,23)+0,667-43+0,7.4s —4-1,2-42 +
+ 2-1,2»-4—1,33-1,2» = 233,6 м».
Напряжение в спинке компенсатора
AEdKlm 0,072-19,62-10"-0,325-4-1,71 „ „ ,л. „
°- 67210 Ш
= 67,2МПа.
Поскольку напряжение получилось отличным от заданного всего
на 4 %, дальнейшего уточнения I не производим.
Пример 9.13. Определить вылет П-образного компенсатора для тру-
трубопровода диаметром dH=426 мм, имеющего прямолинейный участок
длиною /.= 100 м. П-образный компенсатор и прилегающие к нему
части на прямолинейном участке проложены в непроходном канале,
а весь остальной прямолинейный участок — бесканально, причем 1Х = 1
и ^2=3/ (см. рис. 9.3).
Превышение температуры теплоносителя над температурой воздуха
при монтаже t—/о=15О°С. Предварительная растяжка компенсатора
50 %. При расчете принять условно, что компенсатор выполнен со
сварными коленами и с радиусом изгиба колен R=0, что позволяет
принять допускаемое напряжение <тД = 80 МПа.
155

Решение. Полное и расчетное удлинение:
Дпол = се(<—*o)?=l,2-lO-5-15O-100=0,18 м;
Д=0,5Д«ол=015-0,18=0,09 м.
Отношение длин участков компенсатора к вылету ni=h/l=l; п2=/2//—.
=3. Так как пц>2п, то максимальное напряжение будет в точке Л, для
которой определяем коэффициент С а:
=0,347.
7*7
Рис. 9.3. К примеру 9.13
Вылет компенсатора
-,/,347-0,09-19,62-10"-0,426
=|/ воТЩё =*=5,7м.
у
Пример 9.14. Трубопровод с наружным диаметром dB=325 мм
имеет Г-образную конфигурацию с углом поворота ф=90° и длиною
большего плеча /i=40 м. Определить длину малого плеча трубопровода
при допускаемом напряжении о«=70 МПа и превышении температуры
теплоносителя над температурой воздуха при монтаже t—/0=250°С.
Колено трубопровода принять сварным с радиусом изгиба /?=0.
Решение. Удлинение плеча
A=a(t—/0)/i = l,2-10-5-250-40=0,12 м.
Величина Р/С из формулы (9.12)
1г Д?4 0,1219,62-10«-0,325
0Д
70-10"
-=109 м*.
Поскольку по формуле (9.13) СА^1,5[ Н )=1,5[1-| ], то
- = 109
1,5+1,5 —
156

или
Длина короткого плеча
, 4.1
/2—4, U—164=0.
y+164 =15м.
Пример 9Д5. Для трубопровода диаметром dBfdB=219/207 мм
с Г-образной конфигурацией определить напряжение от тепловых удли-
удлинений и максимальное боковое смещение большого и малого плеч около
колена. Длина большого плеча /1=30 м, а малого плеча г=20 м при
угле поворота <р=130°. Превышение температуры теплоносителя над
температурой воздуха при монтаже t—to= 150 °С.
Решение. ft=/,/Z=30/20=l,5;
Д=а(/—MJi=l,2-10-»-150-30=0,054 м;
В=ф—90°= 130е—90в=40°.
Напряжение в малом плече трубопровода около мертвой опоры
[формула (9.14)] у v
1,5
1,5 + 3
¦sin 40°
10,054-19,62-1010.0,219
-27,7.10«Па = 27,7МПа.
-=0,09 м;
1,5A,5+1) J 20*
Максимальное боковое смещение большого и малого плеч у колена:
-nslng) = 0,054A+l,5sin 40»)
ncos[i ~~ 1,5 cos 40°
0,054A,5 +sin 40')
1,5 cos 40° =0>1 M
Таким образом, максимальное боковое смещение в 1,9 раза превы-
превышает Д.
Пример 9.16. Определить напряжения для трубопровода, указанно-
указанного в примере 9.15, при условии сооружения канала только в месте no-
noil = 30 п
Рис. 9.4. К примеру 9.16
157

вороги мп длине для кяжлого плеча t~l\—\2 ы н для беекяпальnod
прокладки остальных чаете А трубопровода (рнс. 9.4).
Решение. я«*Г|/(-1; л-/,,/?^30/20-1,5; Д-0.05* м (при
мер 9.15).
Напряжение по формулам (9.12) н (9.15)
zn(n+ 1)
1.5 f A*4-2-l)(t.5+sln40'H- l.5sin40
J /•
co%A0' [ 1.5-1A + И
Пример 9.17. Для трубопровода диаметром dn[d,—325/309 мм
с Z-образной конфигурацией определить напряжение в трубопроводе от
Jj - 3D ч _
Рнс 9.5. К примеру 9.17
тепловых удлинении, если продольные плечи имеют длину /,—/-=30 м.
а поперечное плечо дллну /—Ш ы (рнс. 9.5). Превышение температуры
теплоносителя над температурой воздуха при монтаже (—(„=250°С.
Решение. n=f,/J=/j/f=30/10=3; Д^а((-/0) (Г,-1 /,) - 1,2-10-»Х
:<250C0+30)=0,18 м.
Напряжение в точке В
».7S<8-3« 4-3H.13 19.82.|ц» -0.325 „ , „
Пример 9.18. К магистральному трубопроводу большого днвиетра
на расстоянии 20 ы от неподвижной опоры намечено приварить трубо-
трубопровод ответвления диаметром d,,/dB=57/50 ым.
Для обселсшшя компеисацнк первый учааок отоствлення проло-
проложен в канале, а далее применена бесканальная прокладка (рнс 9.G).
Определить необходимую длину канальной прокладки для ответвле-
ответвления, приняв допуешмое напряжение в трубопроводе на изгиб от тепло-
тепловых удлинений о*=70 МПа. Температура теплоносителя <-150'С,
а температура окружающего воздуха при и опта же (в=0*С.
158

Решение. Если оба конца ответвления принять защемленными.
го точка перегиба его будет а середине участка. Поскольку в точке
перегиба отсутствует изгибающий момент и действуют силы в направ-
направленна теплового удлинения, то для определения напряжения а трубо-
трубопроводе ответвления применимо формула
В данном случае yHt*e-l/2 (так как точка перегиба, где нет изгибаю-
изгибающего момента, находится в середине участка I). й-1 » т-'- Удлине-
Удлинение участка магистрального трубопровода
Д=!,2-!0-'-160-20-0,036 ы.
Рис. 9.6. К примеру 9.18
Находим значение величины А:
s из
Выражение для определения напряжения в трубопроводе будет вметь
следующим вид:
24A?J.f 6 Afitf.
*~ 2-2/* * I» '
Из последнего выражения определяем необходимую длину канальной
прокладки ответвления
4?Й^ ,/ 6-0,036.19,62-llH'-0.057
S~ V Ш&
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 9.19. Решать пример 9.1 для трубопровода, разгруженного
(вдоль оси) от внутреннего давления.
Ответ. ff|=0; o-i=o>-51,4 МПа.
159

Задача 9.20. Определить напряжение в болтах фланцевого соеди-
соединения трубы диаметром dH/di>=325/309 мм с избыточным внутренним
давлением р=1,6 МПа, если наружный диаметр болтов 22 мм (вну-
(внутренний диаметр нарезки 18,54 мм), а число их л=12 шт.
Ширина уплотняющей поверхности фланца а=35 мм. При расчете
учесть коэффициент предварительной затяжки болтов а=2.
Расчетный диаметр для определения усилия на фланцевое соедине-
соединение от внутреннего давления принять равным:
Ответ. сг=85,7 МПа.
Задача 9.21. Определить усилие на мертвую опору в точке А для
трубопровода с внутренним диаметром dB=612 мм (рис. 9.7), удель-
Рис. 9.7. К задаче 9.21
ная нагрузка на 1 м которого (с теплоносителем и изоляцией) q=
=4770 Н/м. Избыточное внутреннее давление р=1,3 МПа. Коэффи-
Коэффициент трения скользящих опор |х=0,4.
При расчете усилием от изгиба плеча ВС при нагревании и уси-
усилием трения в опорах этого плеча пренебречь.
Ответ. J>=497 кН.
Задача 9.22. Определить компенсирующую способность П-образного
компенсатора, выполненного из трубы йнЛ*в=325/309 мм с вылетом
/=4,5 м и средней частью U=4 м. Колена компенсатора согнуты ра-
радиусом #ss4d=l,2 м. Предварительное растяжение компенсатора со-
составляет половину его компенсирующей способности. При расчете до-
допустимое напряжение от термических деформаций принять о"=70 МПа.
Влиянием защемления трубопровода в неподвижных опорах пре-
пренебречь.
Ответ. Дпол=0,19 м.
Задача 9.23. Для трубопровода диаметром dH=426 мм с Г-образ-
ной конфигурацией и углом поворота <р=90° определить длину малого
плеча, если длина большего плеча h=80 м. Температура теплоносителя
/=150 "С, а температура воздуха при монтаже *о=0°С. Допускаемое
напряжение при расчете принять од=70 МПа.
Ответ. /=17,8 м.
160

Задача 9.24. Трубопровод диаметром dR/dB=*273/259 мм с угловой
конфигурацией на участках, примыкающих к неподвижным опорам,
проложен бесканально, а в месте поворота — в непроходном канале
длиной Z=/i=22 м на каждом плече (рис. 9.8). Полная длина боль-
большего плеча трубопровода jLi=75 m, а короткого L=50 м при угле
Рис. 9.8. К задаче 9.24
между плечами ф=130°. Превышение температуры теплоносителя над
температурой воздуха при монтаже t—/о=150°С.
Определить напряжение в трубопроводе от термических деформа-
деформаций плеча L\, и максимальное поперечное смещение трубопровода.
Ответ. <г=81,8 МПа; Д]=0,135 м; Дв=0,252 м.
Задача 9.25. Во сколько раз возрастет напряжение от термических
деформаций, если на трубопроводе с Z-образной конфигурацией и рав-
равными плечами в средней точке А установить неподвижную опору (см.
рис. 9.5), исключающую поворот трубопровода в этой точке.
Ответ. Напряжение увеличивается в 2,57 раза.
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Удельные тепловые потери надземных теплопроводов и однотруб-
однотрубного подземного теплопровода, Вт/м,
<7=(тт—to
(ЮЛ)
где Тт — температура теплоносителя, °С; t0 — температура окружаю«
Щей среды, °С; Rt.o=Rb+Rtv+Rii+Rh— суммарное термическое со-
сопротивление в интервале температур от тт до t0, м-°С/Вт; Ra, RB —
термическое сопротивление внутренней и наружной поверхностей,
м-°С/Вт; R-rp, Rn— термическое сопротивление стенки трубы и слоя
изоляции, м-°С/Вт.
П-270 161

Термическое сопротивление цилиндрической поверхности, м-°С/Вт,
R=l/nda, A0.2)
где d — диаметр поверхности, м; а — коэффициент теплоотдачи на
поверхности, Вт/(м2-°С).
Термическое сопротивление однородного цилиндрического слоя,
м-°С/Вт,
« = -Vln-f, (Ю.З)
2:К а
где Я — теплопроводность материала слоя, Вт/(м-°С); d\, d% — внут-
внутренний и наружный диаметры, м,
Термическое сопротивление грунта, м-°С/Вт,
1
2,-лгр
¦¦-[-JV-3M- <¦•¦«
где Хгр — теплопроводность грунта, Вт/(м-°С); h — глубина заложе*
ния оси теплопровода, м; d — диаметр теплопровода, м.
При h/d>2
<10Аб)
Удельные тепловые потери двухтрубного бесканального тепло-
теплопровода:
где д\, Цг — удельные тепловые потери первой и второй труб, Вт/м;
Ti, Т2 — температура теплоносителя в первой и второй трубах, СС;
t0 — температура грунта на глубине оси теплопровода, °С; Ru R2 —
суммарное термическое сопротивление (изоляции и грунта) первой ¦
второй труб, м-"С/Вт; Ro — условное дополнительное термическое со-
сопротивление, учитывающее взаимное влияние соседних труб, м-°С/Вт:
где Ь — горизонтальное расстояние между осями труб, м.
Температура воздуха в канале многотрубного теплопровода с
температурами теплоносителя каждого теплопровода ть тг,..., т„ и
термическими сопротивлениями изоляционной конструкции R\,
162

Rt,-
_ tl//?l + t./«l + ¦ • ¦ + TjRn + /q//?k.q o
где RK.o=RnK+R«+Rrp — суммарное термическое сопротивление
внутренней поверхности канала, стенок канала и грунта.
Температура наружной поверхности первого слоя двухслойной
тепловой изоляции при температуре теплоносителя т и окружающей
среды t0
_/и1
х 1/Лн1
где /?иь Rut — термические сопротивления первого и второго (если
считать от поверхности трубы) слоев изоляции; Ra — термическое
сопротивление наружной поверхности изоляции.
Температура в произвольной точке грунта вокруг одиночного
бесканального теплопровода при удалении данной точки на величи-
величину х от вертикальной оси трубопровода и на величину у от поверх*
ности грунта
,-,. + ,„-,.) *Ч|ПУ * + <»-»>¦ , П0ЛО)
где Ят.о — суммарное термическое сопротивление тепловой изоляции
и грунта.
Температура в произвольной точке грунта вокруг двухтрубного
бесканального теплопровода при удалении данной точки от верти-
вертикальной оси трубы с более высокой температурой на значение х и
от поверхности грунта — на значение у
Для подземных теплопроводов глубокого заложения (fc/dSs2) в
формулах A0.1), A0.5), A0.6), A0.8), A0.10) и A0.11) температура
»о принимается равной естественной температуре грунта на глубине
заложения оси теплопровода {to=tTP).
Для подземных теплопроводов мелкого заложения (A/d<2) за
температуру окружающей среды t0 принимается температура наруж«
ного воздуха tB. В этом случае в формулы A0.4а), A0.7), A0.10) и
00.11) необходимо подставлять не действительные, а приведенные
рубины заложения АП=А+АФ и уа=у+Нф. Здесь Аф=Ягр/а0 — фик-
фиктивный слой грунта, а а0 — коэффициент теплоотдачи на поверхно-
поверхности грунта.
163

Полные тепловые потери теплопровода длиной /, Вт,
A0.12)
где р — коэффициент местных потерь теплоты.
Температура в конце участка (при отсутствии изменения агрегат-
агрегатного состояния теплоносителя)
т2=т,—Q/Gc, A0.13)
дли
¦* = <о + (*1-*о)«"~'A+|1)/ЯОв- ПО. 14)
Здесь ть Тг — температуры теплоносителя в начале и конце участка,
"С; I — длина теплопровода, м; с — теплоемкость теплоносителя,
Дж/(кг-°С).
ПРИМЕРЫ
Пример 10.1. Определить тепловые потери 1 м паропровода диа-
диаметром rf/rfB=273/259 мм, проложенного на открытом воздухе с тем-
температурой <о=Ю°С. Средняя скорость движения воздуха w=5 м/с.
По паропроводу передается насыщенный пар с температурой т=
= 150°С. Тепловая изоляция паропровода имеет толщину би=80 мм
и теплопроводность Хи=0,1 Вт/(м-°С).
При расчете принять коэффициент теплоотдачи от пара к стенке
трубы ав=Ю000 Вт/(м2-°С), а коэффициент лучеиспускания поверх-
поверхности изоляции С—5 Вт/(м2-К4)- Теплопроводность стенки стальной
трубы Х,р=58 Вт/(м-°С).
Решение. Для предварительного расчета задаемся коэффици-
коэффициентом теплоотдачи от поверхности изоляции к воздуху ан=
=20 Вт/(м2-°С) и определяем полное термическое сопротивление изо-
изолированного паропровода
R = RB + RT + Я„ + RR =
3,14-0,259-10000 + 2-3,14-58 " 0,259
I Г) АОО 1
In ^-^?+ =0,00012 + 0,00014 + 0,735 +
0273^314043320 т . т
j ¦In +
^2-3,14-0,1 0,273^3,14-0,433-20
+ 0,037 = 0,77226 м-°С/Вт.
Полученные цифры показывают, что термическое сопротивление
внутренней поверхности трубы RB и самой трубы RTp значительно
меньше полного термического сопротивления, поэтому величинами RB
и Rrp при расчете изолированных теплопроводов обычно пренебре-
пренебрегают.
164

В этом случае полное сопротивление
R=Ra+#н=0,735+0,0370=0,772 м • °С/Вт.
Приближенное значение температуры наружной поверхности
изоляции
151 10
*/#„ + /о/Лн О-735 0,037
iB=i/i<n + \/RR=—i i—=16'7°с-
0,735 ~ 0,037
Уточненное значение коэффициента теплоотдачи от наружной
поверхности изоляции к окружающему воздуху:
коэффициент теплоотдачи конвекцией
коэффициент теплоотдачи лучеиспусканием
Г/ tB+273 \4 /tn + 273 \4T
"[{ 100 ] ~' 100 ) \
Г / 16,7+273 у , 10 + 273
[51 ш~)-\~^г
16,7-10 =4>?
ан=а„+ал=18,4+4,7=23,1 Вт/(м2-вС)
Производим пересчет RB и R:
^ = 0,735+ 0,032 = 0,767 м-°С/Вт.
Удельные тепловые потери
9 ^=^=^
A U , / О /
=183 Вт/м= 157 ккал/(м-ч).
Пример 10.2. Решить предыдущий пример для паропровода без
изоляции.
Решение. Поскольку термическое сопротивление #в+#тр зна-
значительно меньше термического сопротивления наружной поверхности
паропровода RB, то с достаточной степенью точности t=ta=tn'm
¦=150°С.
168

Коэффициент теплоотдачи для наружной поверхности трубы прщ
коэффициенте лучеиспускания поверхности трубы С=5 Вт/(ма-К4):
щО.7 50.'
465465 21
с
0,273°.3
t0 +273 \ *
100 / V ЮО
а „ = ¦
'я— 'о
10
J
ав=ак+ал=21,2+9,1=30,3 Вт/(м2-"С).
Термическое сопротивление
#- = =
в «/нан 3,14-0,273-30,3
Удельные тепловые потери
0,0385 м-°С/Вт.
¦=3640 Вт/м = 3133 ккал/(м-ч).
Сравнивая настоящие результаты с результатами примера 10.1,
видим, что тепловые потери голого паропровода примерно в 17 раз
выше, чем изолированного.
Пример 10.3. Для условий примера 10.1 при длине паропровода
/«=500 м определить тепловые потери паропровода, коэффициент эф-
эффективности изоляции [по формуле T)B=(Qr—Qn)/Qr] и количество
выпадающего конденсата. Среднее абсолютное давление пара р=
-0,5 МПа.
При расчете коэффициент местных потерь теплоты принять р=
-=0,25.
Решение. Удельные тепловые потери изолированного и голого
паропроводов qB—183 Вт/м (пример 10.1), ?г=3640 Вт/м (пример
10.2).
Тепловые потери изолированного и голого паропроводов длиной
*-=500 м:
<2..=<?и/A+Р) = 183-500A+0,25)=
= 114 400 Вт=98 400 ккал/ч;
Qr=9r/=3640-500 =1820 000 Вт=
= 1 565 000 ккал/ч.
Коэффициент эффективности изоляции
Qr — Q,, 1 820 000 — 114 400
*/jIt = = =0f937.
tee

Количество выпадающего конденсата для изолированного и го-
голого паропроводов (скрытая теплота парообразования при р=
=0,5 МПа принята г=2112 кДж/кг):
Пример 10.4. Определить тепловые потери 1 м одиночного изо-
изолированного паропровода, уложенного бесканально в грунт на глу*
бине А=1,2 м.
Естественная температура грунта на уровне заложения трубы
<о=Ю°С, а теплопроводность грунта Хгр=1,5 Вт/(м-°С).
Остальные данные по паропроводу взять из примера 10.1.
Решение. Поскольку h/dB>2, то рассматриваем данную про*
кладку как прокладку глубокого заложения и определяем полное
термическое сопротивление
Удельные тепловые потери
<7 = Т-^=15°~8° =142 Вт/М=122 ккал/(м-ч).
Таким образом, по сравнению с воздушной прокладкой (пример
10.1) тепловые потери одиночного теплопровода при бесканальной
прокладке глубокого заложения и при прочих равных условиях сни-
снижаются примерно на 22%.
Пример 10.5. Определить тепловые потери 1 м паропровода, ука-
указанного в примере 10.4, если рядом с ним будет проложен и пущен
в работу второй точно такой же паропровод. Расстояние между ося-
осями паропроводов принять 6=520 мм.
Решение. Термическое сопротивление изоляции и грунта для
каждой трубы R\=Rs=Rn+Rrp=0,988 м-"С/Вт (пример 10.4).
Условное термическое сопротивление, вызываемое взаимодействи-
взаимодействием двух труб,
167

Удельные тепловые потери каждой трубы
%&- о,ж + ол<*-121 Вт/М= 104
Таким образом, при одновременной работе двух рядом уложен-
уложенных паропроводов тепловые потери каждого паропровода для рас-
рассматриваемого в примере случая на 14% ниже, чем при работе толь-
только одного паропровода.
Пример 10.6. Решить пример 10.4 для случая, когда паропровод
проложен бесканально на глубине /г=0,8 м. Температура наружного
воздуха при установившемся тепловом потоке to=10°C. При рас-
расчете коэффициент теплоотдачи от поверхности земли к наружному
воздуху принять ао=15 Вт/(м2-°С).
Решение. Поскольку ft/rfH=0,8/0,433= 1,85, т. е. h/da<2, рас-
расчет ведем как трубопровода мелкого заложения. Толщина фиктив-
фиктивного слоя и приведенная глубина заложения:
Лф=ХГр/а0= 1,5/15=0,1;
Ап=А+Аф=0,8+0,1=0,9 м.
Термическое сопротивление
i
1 0,433 1
" 0273"^"
2-3,Н-0,1 " 0,273^ 2-3,14.1,5
2.0,9+1^4.0,93 —0,433s
0,956 м-°С/Бг.
Удельные тепловые потери
q^-X-^-=15Q~g° ='47 Вт/м= 126 ккал/(м-ч).
Пример 10.7. Определить тепловые потери 1 м подающего в об-
обратного трубопроводов с наружным диаметром d=273 мм, проло-
проложенных бесканально в грунте на глубине Л=1,8 м с расстоянием
между осями труб й=520 мм.
Температура воды в подающем трубопроводе ti=150eC, а в об-
обратном трубопроводе т2=70°С. Температура грунта на глубине зало-
заложения труб t0=2oC. Теплопроводность изоляции Я„=0,116 Вт/(м-°С),
толщина ее на подающем трубопроводе 6i=70 мм и на обратном
62=4О мм. Теплопроводность грунта АтР=1,75 Вт/(м-°С).
Решение. Так как A/dH=l,8/0,413>2, то расчет ведем по
формулам для трубопроводов глубокого заложения.
168

Термическое сопротивление подающего в обратного трубопро»
водов:
1dBl 1 4й 1 0,413
+ 1П
dBl 1 4й 1 0,413
~rf"+^ "^Г" 2.3,14-0,116 1П 0,273+"
1 4-18
+ In :—0,828 м-°С/Вт;
^2-3,14-1,75 0,413
4 ! г. 4h l In °-^
" d~ 23140116 0
In 4-
^ dB2~ 2-3,14-0,116 0,273^
4- In ^-^-=0,624 м-°С/Вт.
^2-3,14-1,75 0,353 ' '
Условное термическое сопротивление, учитывающее взаимное
влияние соседних труб:
?
2.3,14?1,7Б 1
Удельные тепловые потери подающего и обратного трубопро-
трубопроводов:
_
A59-2H,624-G0-2H,177
0,828-0,624-0,177*
G0 — 2H,828 — A50 — 2H,177
- 0,828-0,624-0,177» °6''6 Вт/М = 5
Суммарные удельные тепловые потери
<7=9i+?2=165+61,6=226,6 Вт/м =
= 195 ккал/(м-ч).
Пример 10.8. Решить пример 10.7 для случая прокладки изоли-
изолированных трубопроводов в непроходном канале с промежуточной
стенкой и расстоянием между осями труб 6=600 мм. Ячейка непро-
непроходного канала для каждой из труб имеет форму квадрата с внут-
внутренними размерами 600X600 мм.
Коэффициенты теплоотдачи от поверхности изоляции к воздуху
и от воздуха к внутренним стенкам канала ан=аСт=12 Вт/(м2-°С).
При расчете теплопроводность стенок канала принять равной тепло-
теплопроводности грунта.
16»

Решение. Эквивалентный диаметр каждой ячейки непроход,
яого канала
4F 4-0,62
где F и Р — сечение и периметр ячейки канала, соответственно м2 в
м. Так как h/da= 1,8/0,6=3 (т. е. Шэ>2), то расчет ведем по фор-
формулам для трубопроводов глубокого заложения.
Термические сопротивления подающего и обратного трубопро-
трубопроводов:
dsl , I , 1 . 1 . 4А
2яЛи d nda nda 2лХ
1 0,413 1 1
" + *
2-3,14-0,116 ,273 + 3,14-0,413-12 * 3,14-0,6.12
+ 2.3,14-1,75 Ш ^ = 0,903 м-°С/Вт;
!ln + ^ + +ln =
2пХн а тав2«н яЛэаст 2пЛгр аэ
1 0,353 1 1
П0273+ 314035312 """ 314-0612 ~|~
2-3,14-0,116 П0,273+ 3,14-0,35312 " 3,14-0,6-12
= 0,698 м-°С/Вт.
' 2-3,14-1,75 0,6
Условное термическое сопротивление, учитывающее взаимное
влияние соседних труб:
1
'• к'+(¦?-)¦-
Удельные тепловые потери подающего и обратного трубопро*
водов:
ARo
A50 —2H,698—G0 —2H,164 Р „ , ,„. ,, 4
— —— = 157 Вт/м = 13S ккал/(м-ч);
0,903-0,698 — 0,1642 ' м
(Ti - <o)^i - К - *„)/?¦
G0 —2H,903—A50 —2H,164 „ ,, ,
1 — ¦ — = 63,2 Вт/м = 54,4 ккал/(м-ч).
0,903-0,698 —0.1642 '
* Иногда эквивалентный диаметр каналов определяют по форму-
формуле d3=Pln, где Р — периметр канала (по внутренним размерам).
170

Суммарные удельные тепловые потери
<7=<7, + <72=157+63,2=220,2 Вт/м =
=189,4 ккал/(м-ч).
Сравнивая полученные данные с результатами примера 10.7, ви-
видим, что при наличии непроходного канала с промежуточной стенкой
суммарные тепловые потери уменьшаются примерно на 2,5% по
сравнению с бесканальной прокладкой.
Пример 10.9. Решить пример 10.8 для случая прокладки трубо-
трубопроводов в непроходном канале без промежуточной стенки. Высота
канала 0,6 м, а ширина 1,09 м; температура поверхности грунта
*.=2°С.
Решение. Эквивалентный внутренний диаметр канала
4F 4-1,09-0,6
'•—Я— 2A,09 + 0,6) =°'774м'
Термическое сопротивление подающего и обратного трубопро«
ВОДОв:
n __L_ln is..
2пХ d
м-'С/Вт;
-2-3,14.0,116 1ПЬ^1+ 3,14-0,'з53.12 = М26м-°С/Вт.
Термическое сопротивление канала и грунта
— —!— —!—I 4h
3,14-0,774-12 "Г2-3,14-1,75 0,774~ ' ' '
Температура воздуха в канале
150 70 2
1 + T2/ff2 + fo/flK.o 0,633+0,426+0,237
ffc| r\ ¦ | / г> I i /n 111 ~~ *
0,633 +0,426 + 0,237
Удельные тепловые потери подающего н обратного трубопро*
водов:
qx = = = 166 Bt/m = 143 ккал/(м-ч);
z. — tK 70 — 44,7
q2 = = —7T~7Z:— = 59 Bt/m = 51 ккал/(м-ч).
171

Суммарные удельные тепловые потери
<7=<?1-|-<72=166+59=225 Вт/м=194 ккал/(м-ч).
Сравнивая полученные данные с результатами примера 10.8, ви-
видим, что при непроходном канале без промежуточной стенки сум-
суммарные тепловые потери практически равны потерям при непроход-
непроходном канале, имеющем промежуточную стенку. л
Пример 10.10. Для обогрева бесканального мазутопровода, пере-
передающего парафинистый мазут, рядом с ним на глубине ft=2 м про-
проложен паропровод диаметром d/dB=57/50 мм. Расстояние между
центрами труб составляет 6=300 мм.
Определить необходимую температуру пара Ti, при которой тем-
температура мазута на всей длине мазутопровода остается постоянной
и равной Т2=60°С, если естественная температура грунта на глубине
заложения труб <0=2°С.
Решение. Заданные в примере условия могут быть обеспече-
обеспечены, если отсутствуют тепловые потери у мазутопровода, т. е. когда
при двухтрубной бесканальной прокладке #2=0. Следовательно, при
2—R2o>O можно написать:
_ (Т3<<)}/?! К<o)ff0 _Q
ИЛИ
(т2—/0)/?1— (ti—M#o=O,
откуда находим
1 — 'о = (Т2 — t0) ТГ = (Т2 —
In-
In
4-2
= F0 — 2) °'057 . = 111 °C.
Температура пара
Tj=ll 1+2=113 eC.
Пример 10.11. Определить падение температуры пара и тепловые
потери для паропровода с наружным диаметром rf=325 мм и длиной
2=2000 м, по которому подается G=3 кг/с перегретого пара с началь-
начальной температурой ti=250°C и начальным абсолютным давлением
0,7 МПа. Определить также температуру воздушной прослойки в нача-
начале канала. Паропровод проложен в прямоугольном канале, внутренние
размеры которого по высоте и ширине составляют а=680 мм, а глу-
глубина заложения до оси труб h—2 м. Естественная температура грунта
на глубине заложения теплопровода <0=5 °С.
172

Коэффициент теплоотдачи на наружной поверхности изоляции и
на внутренней поверхности канала аа=аСт = 12 Вт/(м2-°С).
Тепловая изоляция выполнена из минеральной ваты толщиной 6 =
=»80 мм. Теплопроводность минеральной ваты принять Яи=
=0,08 Вт/(м-°С). Теплопроводности стенки канала и грунта Хк=ХТр =
= 1,75 Вт/(м-°С).
Коэффициент местных потерь теплоты E=0,2. При расчете принять,
что пар на всей длине паропровода остается перегретым и средняя теп-
теплоемкость его с=2220 Дж/(кг-°С).
Эквивалентный диаметр канала
AF 4а2
d3 = = = а = 0,68 м.
э Р 4а
Термические сопротивления:
l
3,14.ol485.12
1 1 4А
к'° ndsaCT 2п1гр' d3
1 + ^
= 3,14.о1б8.12 +2.3.М.1.7Б ^ QW
|?=/?1k+/?k.o=0,852-|-0,224=1,076 м-°С/Вт.
Температура воздушной прослойки в начале канала
= W^ + W^ico = 250/0,852 + 5/0,224 =
к I/Rv+1/Rk.o 1/0,852 + 1/0,224
Величина RGc= 1,076-3-2220=7170 м.
Поскольку падение температуры пара по длине паропровода будет
достаточно большим, то вначале определяем по точной формуле ко-
конечную температуру пара, а затем находим тепловые потери:
1 о(Чо)
= 5+ B50 —5)е-200°A+0'2»/7170= 180 °С;
Q=Gc(t1—т2) =3-2220B50—180)=466200 Вт=400 900 ккал/ч.
Пример 10.12. Для условий примера 10.11 найти повышение темпе-
температуры грунта сверх естественной температуры в месте прокладки
электрического кабеля. Кабель проложен параллельно теплопроводу на
расстоянии д;=2,7 м от оси теплопровода и на глубине #=0,7 м.
Расчет произвести для начального участка паропровода.
173

При расчете естественную температуру грунта в месте укладки ка-
кабеля принять равной естественной температуре грунта в месте залега-
залегания теплопровода.
Решение. Из примера 10.11 известна температура воздуха в ка-
канале /К = 55,9°С, а также термическое сопротивление поверхности ка-
канала и грунта #к.о=0,224 м-°С/Вт.
Рассматриваем непроходной канал как бесканальный трубопровод
с температурой среды в нем tK.
Повышение температуры грунта в начале паропровода
in
1п
- E5,9-5)
224
, /-2,72
V 2,72
? с
0,224 2-3,14-1,75 V 2,72 + @,7 — 2)*
Следовательно, f*y=5-|-5=10eC,
Пример 10.13. Для паропровода диаметром dlda=426/404 мм и
длиной /=1500 км, проложенного бесканально на глубине ft=l,8 м,
требуется определить нагрузку, при которой в конечной точке пар бу-
будет сухим насыщенным.
Начальные параметры пара Ti=240°C и Pi=0,8 МПа (аба).
Естественная температура грунта на глубине заложения паропро-
паропровода to=2°C, а теплопроводность грунта Хгр=1,75 Вт/(м-°С).
Тепловая изоляция толщиной 6=80 мм имеет теплопроводность
Яи=0,12 Вт/(м-°С).
Коэффициент местных потерь теплоты E=0,2.
При расчете пренебречь падением давления пара в трубопроводе.
Решение. Термическое сопротивление
~[2nla " d 2лАГр dB ~
2.3,14-0,12 0,426 ' 2-3,14.1,75 0,586
По таблицам для р\ = 0,8 МПа находим тн= 170 °С и с=
=2300 Дж/(кг-°С).
Расход пара
г /A+3) 1500A+0,2)
G = = ¦ 240_2 = 3,45 кг/с = 12,4 т/ч.
Rein— 0,651 -2300 In—
Пример 10.14. По паропроводу передается G=5,6 кг/с перегретого
пара с начальной температурой Ti=240°C, конечная температура пара
составляет т2=200°С. Температура окружающей паропровод среды
174

Определить конечную температуру пара при нагрузке С=2,8 кг/с.
Определить также тепловые потери при обоих режимах работы паро-
паропровода, принимая условно для этих двух режимов среднюю тепло-
теплоемкость пара одинаковой и равной с=2180 Дж/(кг-°С).
При расчете принять, что при пониженной нагрузке пар в конце
паропровода остается перегретым.
Решение. Принимаем при всех режимах термическое сопротив-
сопротивление и теплоемкость пара неизменными.
Для режима работы паропровода с расходом пара G=5,6 кг/с на-
находим:
м+Р1йпс_Ъ-*о_ 240-0
т2— t0 200 — 0
Для двух режимов работы с расходами пара G и G' на основании
выражения для определения температуры пара в конце паропровода »
учитывая, что Ti'=Ti, можно написать следующее отношение:
/A+3) л а \
V Qi )
rgc v a
¦= е
Подставляя в последнее уравнение выражение для e'<1+P)/R0<!, по-
получаем
I—5.
Температура пара в конце паропровода при расходе G'=2,8 кг/с
/240 — 0 \ 1-5,6/2,8
— 0)
/240 0 \ ,/,
х2' = 0 + B00 — 0) =200-1,2~1 = 167 °С.
\ zOU — U /
Тепловые потери при первом и втором режимах работы паропро-
паропровода:
Q= Gc (ti—т2) = 5,6 • 2180 B40—200) = 488 000 Вт=420 000 ккал/ч;
Q'=G'c(xi—т2')=2,8.2180B40—167)=446 000 Вт=384 000 ккал/ч.
Таким образом, при уменьшении расхода пара в 2 раза тепловые
потери паропровода уменьшаются всего на 9 %.
Пример 10.15. По подземному паропроводу глубокого заложения
пар с начальной температурой Т!=360сС в количестве G=13 кг/с по-
подается на завод, где температура его составляет т2=260сС. Поскольку
по условиям технологии производства оказалось возможным снизить
конечную температуру перегретого пара до Т2/=210оС, соответственно
была снижена. температура пара на ТЭЦ до т/ путем увлажнения.
Естественная температура грунта на глубине заложения паропровода
175

Определить начальную температуру пара и снижение тепловых по-
потерь паропровода при новых условиях работы и первоначальном полез-
полезном отпуске теплоты потребителю.
Для первого и второго режимов работы паропровода среднюю теп-
теплоемкость пара и энтальпию конденсата (возврат конденсата 100 %)
условно принять одинаковыми и равными с=2,18 кДж/(кг-°С) и /гк =
=419 кДж/кг, а энтальпию пара у потребителя соответственно Л2=
=2940 кДж/кг и Й2'=282О кДж/кг.
Решение. Тепловые потери при первом режиме работы
Q=Gc(t,—т2) = 13-2180C60—260)=2,83- 10е Вт=2,83 МВт=
=2,43 Гкал/ч.
Расход пара при втором режиме работы
/г, —Ак 2940-10S —419-108
^13137кГ/С
Для первого режима работы паропровода можно написать
Для двух режимов работы с расходами пара G и G' можно написать
"h' — ^о _ Х2 — ^о
Из двух уравнений находим
210 —5\ / 260 — 5\i—I3/I3.7
Тепловые потери при втором режиме работы
Q'=Gc(t,'—т2')=13,7-2180B86—210)=2,27-10« Вт=2,27 МВт=
= 1,95 Гкал/ч.
Снижение тепловых потерь
AQ=Q_Q'=2,83—2,27=0,56 МВт=0,48 Гкал/ч.
Пример 10.16. Во время теплового испытания проложенного беска-
нально водяного двухтрубного теплопровода при отключенном тепловом
потреблении и открытой перемычке в конце теплопровода расход воды
поддерживается G=30 кг/с, а температура воды в подающем трубо-
трубопроводе на ТЭЦ ti'=80°C.
Через некоторый период времени после начала испытания в обрат-
обратном коллекторе на ТЭЦ установилась постоянная температуры воды
176

т2=72°С. При испытании естественная температура грунта на глубине
прокладки труб была /О'=5°С.
Для указанного теплопровода требуется определить тепловые поте-
потери при расчетном эксплуатационном режиме, когда температура воды
в подающем трубопроводе поддерживается Ti = 130°C, в обратном кол-
коллекторе Т2=70сС, а температура грунта составляет /о=0°С.
При расчете учесть, что тепловая изоляция подающего и обратно-
обратного трубопроводов выполнена одинаковой толщины.
Решение. Определяем тепловые потери при испытании
2') =30-4187(80—72)=Ы0в Вт=1 МВт=0,86 Гкал/ч.
С другой стороны, суммарные тепловые потери для периода испы-
испытания можно определить из выражения
Так как Ri=Rb то
Аналогично можно выразить суммарные тепловые потери для ре-
режима теплопровода с температурами Ti, T2 и /о
Из двух последних уравнений находим тепловые потери при рас-
расчетном эксплуатационном режиме
— 2.0
25 =1,4Ы0«Вт=1,41 МВт =1,21 Гкал/ч.
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 10.17. Определить тепловые потери и количество выпадаю-
выпадающего конденсата для паропровода насыщенного пара, проложенного на
открытом воздухе.
Данные для расчета следующие: d/rfB=219/207 мм; /=500 м;
РсР=0,6 МПа (абс); 6И=75 мм; Яи=0,12 Вт/(м-°С); *„=— 30°С.
При расчете коэффициент теплоотдачи от поверхности изоляции
к воздуху принять ан=23 Вт/(м2-°С). Местные тепловые потери учесть
коэффициентом Р=0,25.
Ответ. Q=160 000 Вт=138 500 ккал/ч; О„=0,077 кг/с=277 кг/ч.
12-270 177

Задача 10.18. Определить тепловые потери и падение температуры
воды для однотрубного теплопровода дальнего теплоснабжения, проло-
проложенного бесканально по следующим данным: d/dB=920/898 мм; /=
=40 км; G=1000 кг/с; т1=180"С; <0=5°С (температура воздуха);
6и=80 мм; Ли=0,12 Вт/(м-°С); А=1,8 м; Агр-1,8 Вт/(м-°С).
Для определения толщины фиктивного слоя грунта коэффициент
теплоотдачи от поверхности земли к наружному воздуху принять ао=
= 18 Вт/(м2-°С). Местные тепловые потери учесть коэффициентом
р=0,2.
Ответ. Q=21,3-10e Вт=18,3-10<> ккал/ч; т,—та=5,1 "С.
Задача 10.19. Определить падение температуры, пара и тепловые
потери для паропровода диаметром d/dB=273/259 мм и длиной /=
= 1000 м, проложенного бесканально, по которому передается G =
=2,2 кг/с пара с начальными параметрами Pi=0,6 МПа (абс.) и Ti =
=240 °С.
Глубина заложения паропровода А=1,5 м, где естественная темпе-
температура грунта составляет ta = 5°C. Теплопроводность грунта Ягр=
= 1,5 Вт/(м-°С). Тепловая изоляция толщиной би=80 мм с теплопро-
теплопроводностью Ля=0,11 Вт/(м-°С). Местные тепловые потери учесть коэф-
коэффициентом р=0,2.
Ответ. Ti—тй=56,2°С; Q=260 900 Вт=224 400 ккал/ч.
Задача 10.20. Определить тепловые потери одной трубы двухтруб-
двухтрубного паропровода длиной 100 м с диаметром каждой трубы d/da=
=325/309 мм, проложенного на глубине до оси труб Л=2,0 м в общем
непроходном канале высотой 0,6 м и шириной 1,2 м (внутренние раз-
размеры). Определить также температуру воздуха в канале tK.
Тепловая изоляция обеих труб выполнена толщиной би=80 мм
с теплопроводностью Ли=0,11 Вт/(м-°С). Средняя температура пара
х=200°С. Естественная температура грунта на глубине оси труб fo=
=5°С, а теплопроводность грунта и канала ЛГр=Лк=1,5 Вт/(м-сС).
Коэффициенты теплоотдачи для поверхности изоляции и внутренней по-
поверхности канала принять ан = ак=12 Вт/(м2>сС).
Местные тепловые потери учесть коэффициентом р=0,2. Расчет
произвести по упрощенным формулам, учитывая, что падение
температуры пара по длине паропровода незначительно. Задачу решить
для случая, когда пар передается по обеим трубам одновременно и
когда он передается только по одной трубе, а вторая находится в хо-
холодном резерве.
Ответ. При работе двух труб Q=21 400 Вт=184 000 ккал/ч и
<к=87 СС, При работе одной трубы Q=27 000 Вт=23 200 ккал/ч и ?«=
•=56,9 °С.
Задача 10.21. Паропровод с наружным диаметром 4=325 мм
и изоляцией бж=65 мм, А,„=0,14 Вт/(м-°С) проложен бесканально
рядом с конденсатопроводом на глубине Л=1,8 м. Температура пара
178

т,=240вС, а температура конденсата Т2=90°С. Теплопроводность грун-
грунта х.Гр=1,4 Вт/(м-°С), а естественная температура грунта на глубине
оси труб to=5"C.
Определить расстояние между центрами труб 6, при котором кон-
денсатопровод не будет иметь тепловых потерь.
Ответ. 6=395 мм.
Задача 10.22. Для условий примера 10.7 определить температуру
грунта в точке, расположенной на расстоянии *=3 м от подающей
трубы и на глубине (/=0,7 м.
При расчете естественную температуру грунта на глубине от 0,7 до
1,8 м принять одинаковой.
Ответ. /*,!/=6,5°С.
Задача 10.23. Определить, на каком расстоянии от начала паропро-
паропровода, проложенного на открытом воздухе, пар будет сухим насыщен-
насыщенным. Падением давления пара по длине паропровода пренебречь.
Данные для расчета следующие: d/dB=377/359 мм; Ti=220°C; p=
=0,6 МПа (аба); G = 4 кг/с; би=70 мм; Я.и=0,1 Вт/(м-°С); *o=10°C.
При расчете коэффициент теплоотдачи от поверхности изоляции
к воздуху принять ан=23 Вт/(м2-°С). Местные тепловые потери учесть
коэффициентом [5=0,25.
Ответ. /== 1300 м.
Задача 10.24. При тепловом испытании в паропроводе, проложен-
проложенном на открытом воздухе с температурой to—10°C, поддерживалось
абсолютное давление насыщенного пара 0,2 МПа и при установившем-
установившемся тепловом режиме из спускников поступал конденсат с температурой
Тк=90°С в количестве GK=300 кг/ч=0,0833 кг/с.
Определить тепловые потери паропровода при нормальном экс-
эксплуатационном режиме, когда начальная температура перегретого пара
Ti=240°C, температура перегретого пара в конце паропровода Тг=
= 180 °С и температура наружного воздуха ?н=10°С.
Ответ. Q=354 000 Вт=304 400 ккал/ч.
Задача 10.25. Определить необходимую толщину изоляции из сове-
литовых плит для проложенного в помещении паропровода диаметром
d/dB=273/259 мм, у которого температура на поверхности изоляции
Должна быть fH = 50°C. Температура пар? т=260°С, а температура
воздуха в помещении /О=25°С. Теплопроводность совелитовых плит
определять по формуле
Я*=0,081+0,00012/,
гДе t — средняя температура изоляции.
Ответ. 6„=74 мм.
179

ГЛАВА ОДИННАДЦАТАЯ
ЭКСПЛУАТАЦИЯ ТЕПЛОВЫХ СЕТЕЙ
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Испытательное давление для отбраковки в летний период ослаб-
ослабленных коррозией труб, выбранное из условия разрушения сохранив-
сохранившейся толщины стенки трубы,
Лк:П = А> + 28к«вА/в. A1-1)
где Риоп, рр — испытательное и рабочее давления в трубопроводе, МПа;
я — временное сопротивление стенки трубы разрыву, МПа; dB — вну-
внутренний диаметр трубопровода, м; бк — запас в толщине стенки на
коррозию, м.
Часовая утечка воды из трубопровода по данным испытания при
двух режимах A-й режим — повышение давления за счет подкачки
воды, 2-й режим — последующее снижение давления до первоначаль-
первоначального за счет выпуска воды в мерный бак) [2]
«Kir.*.) ;
?! + Za
Часовая утечка воды из трубопровода по данным испытания при
двух режимах с одинаковым изменением давления воды в том же
интервале давлений, но в иной комбинации по сравнению с приведенной
выше A-й режим — естественное снижение давления воды; 2-й ре-
режим — снижение давления за счет выпуска воды в мерный бак) [2]
г г
В формулах A1.2) и A1.3) приняты следующие обозначения: Vy —
часовая утечка воды из трубопровода, л/ч; Wn, WB — количество воды,
подкачанной в трубопровод и выпущенной из него при испытании, л;
Z\, Zi — продолжительность 1-го и 2-го режимов испытания, мин.
Время 2 начала образования льда в водяном трубопроводе, про-
проложенном на наружном воздухе, после прекращения циркуляции воды
в нем, с,
z = RGcIn¦
где /н — температура наружного воздуха, °С; тн, т„ — соответственно
начальная и конечная температура воды в трубопроводе, °С; G — масса
воды в 1 м длины трубопровода, кг/м; с — теплоемкость воды,
Дж/(кг-°С); R — термическое сопротивление 1 м длины трубопровода,
м.°С/Вт.
180

ПРИМЕРЫ ;
Пример 11.1. Определить испытательное давление риоп для отбра-
отбраковки корродированного трубопровода на ремонт. Внутренний диаметр
трубопровода составляет dB=0,514 м, а рабочее давление — рр=
= 1,3 МПа. Испытательное давление выбрать с таким расчетом, чтобы
при проведении испытания- разрушились бы стенки участков трубопро-
трубопровода толщиною бцг=3),75 мм. При расчете временное сопротивление
разрыву материала трубы принять ав=380 МПа.
Решение. Испытательное давление
Акл = Л> + 28к«вА*в = 1,3+2-0,00075-380/0,514 = 2,4 МПа. :
Пример 1L2. При приемочном испытании трубопровода с армату-
арматурой (сальниковые компенсаторы и задвижки) диаметром d=207 мм и
длиной /=900 м избыточное давление воды в нем было поднято с 0,8
до 1 МПа за счет подкачки №п=70 л воды за время Z\=A мин. После
прекращения подкачки давление воды начало падать. Время падения
давления с 1 до 0,8 МПа составило z^= 16 мин, причем в этот же про-
промежуток времени через дренажный вентиль было выпущено №в=20 л
воды для ускорения снижения давления.
Определить часовую утечку воды из трубопровода, часовую утечку
воды, отнесенную к единице емкости трубопровода, и часовую утечку
воды, отнесенную к единице материальной характеристики (материаль-
(материальная характеристика M=dl).
Решение. Утечка воды
_-,... -У.) 60G0-20)
^= *.+* " 16 + 4 =15ОЛ/Ч-
Объем трубопровода
nrf» 3.14-
30,3 м».
Утечка воды, отнесенная к емкости трубопровода,
Ky/V=150/30,3=4,95 л/(м3-ч).
Утечка воды, отнесенная к единице материальной характеристики
трубопровода,
-0,207) =0,81 л/(м2-ч).'
Пример 11.3. Для условий предыдущей задачи определить объем
воздуха в трубопроводе при абсолютном давлении /?о=0,1 МПа. При
расчете влиянием сжатия воды пренебречь.
Решение. Объем воздуха VK при абсолютном давлении в конце
подкачки рк=1,1 МПа равен объему воздуха VB при начальном абсо-
абсолютном давлении рн=0,9 МПа, сложенному с объемом, освободившим-
освободившимся вследствие утечки воды VyZi/60 за вычетом объема подкачанной
13—270 181

воды Wn:
VK = VH + Vy-|j— H7B = V, + ^- 70 = VH- 601л.
По закону Бойля—Мариотта имеем:
P»Va=p« (Кв-60),
откуда
_бо^_==_бо^1 зол
А~А 1,1-0,9
Объем воздуха при абсолютном давлении ро=О,1 МПа
Ро °>'
Объем воздуха, выраженный в процентах от емкости сети, равен*
2,97-100 „
Пример 11.4. При первом режиме испытания по определению гер-
герметичности отопительной системы емкостью У0 = Ю м3 избыточное дав-
давление в ней понизилось с 0,6 до 0,58 МПа в течение Zi=21 мин, при-
причем краны на линиях дренажа системы были закрыты.
Затем давление в системе отопления было вновь поднято до
0,6 МПа и проведен второй режим испытания, при котором давление
было снижено до 0,58 МПа за время 2г=1 мин путем выпуска воды
в мерный сосуд в количестве №„=3 л.
Высота отопительной системы //=20 м.
Определить часовую и удельную часовую (на 1 м3 емкости систе-
системы) утечки воды, а также объем воздуха в системе при абсолютном
давлении ро=О,1 МПа. Влиянием сжатия воды пренебречь.
Решение. Поскольку при обоих режимах испытания начальное
и конечное давление было одно и то же, для определения часовой утеч-
утечки воды Vy из системы отопления можно написать следующее равен?-
ство:
V _ w , Vfy
~ Bi~
60 '
откуда часовая утечка воды
_ 6О1РВ 60-3
У _ п\ 1 / ~'
Z\ —— 2?2 <& 1 — 1
Часовая утечка воды на 1 м3 емкости системы
Уу/Ус=9/10=0,9 л/(м3-ч).
Для состояний воздуха в трубопроводе при- ро=О,1 МПа, а также
начальном и конечном давлениях рн и рк справедливы равенства
PoVo=PhVh=Pk^k.
182

Увеличение объема воздуха при первом режиме испытания при
падении давления от рн до рК) равное количеству потерянной воды
из-за утечки, будет составлять
Уу21 Povo Р<Уо
60 рк ра
Отсюда находим выражение для определения объема воздуха в си-
системе при абсолютном давлении ро=О,1 МПа
60 Ро(Рш-Рк)
Среднее абсолютное начальное и конечное давления воздуха в си-
системе:
Объем воздуха в системе при абсолютном давлении ро=0,1 МПа
Объем воздуха, выраженный в процентах от емкости,
VO-1CO 0,55-10Э
Vc 10
= 5,5 %.
Пример 11.5. Гидравлическое испытание по проверке герметичности
и прочности водяной сети емкостью Ко=5000 м3 намечено проводить
при уменьшенном количестве циркулирующей сетевой воды за счет
частичного прикрытия задвижки на обратной линии перед подпиточным
трубопроводом. При этом среднее избыточное давление в сети возрас-
возрастает с 0,5 до 1,1 МПа.
Определить время, необходимое для указанного повышения давле-
давления при максимальном расходе подпиточной воды Vn=40 м3/ч, если
средняя утечка воды в период повышения давления составляет Vy=
= 12 м3/ч, а объем воздуха в трубопроводах сети при абсолютном дав-
давлении ро=0,1 МПа равен 8 % емкости сети.
Температура воды в период испытания остается постоянной.
Решение. Начальное и конечное абсолютное давление возду-
воздуха: рн=0,5-|-0,1=0,8 МПа; pH=l,l-f0,l=l,2 МПа.
Объем воздуха в сети при ро=О,1 МПа
183

Объемы воздуха в сети при рв=0,6 МПа и р„= 1,2 МПа
Рн 0,6
VK = = =33,3M.
Рк 1,2
Время повышения давления
УВ-УК 66,7-33,3
Vn-Vy 40-12 '
Пример 11.6. Определить время опорожнения от воды трубопрово-
трубопровода диаметром rfB=259 мм и длиною /=400 м, проложенного с укло-
уклоном ?=0,012. Спускной клапан диаметром dcn=50 мм расположен
в нижней точке трубопровода. Коэффициент расхода спускника ц=0,6.
При расчете принять, что трубопровод представляет собой наклонный
цилиндр с горизонтальным основанием и усеченный в верхней точке
параллельно основанию. При расчете также принять, что диаметр воз-
воздушника в верхней точке трубопровода достаточно больший, поэтому
давление воздуха над уровнем воды в трубопроводе можно с допусти-
допустимой точностью считать равным атмосферному.
Решение. Обозначим площадь живого сечения спускника, м2,
через fcn=nd2on/4, а площадь живого горизонтального сечения наклон-
наклонного трубопровода, м2, через F=ndB2/4i. Тогда за бесконечно малый
отрезок времени dz при высоте уровня над спускником у вытекающий
через него бесконечно малый объем воды будет равен бесконечно ма-
малому освободившемуся от воды объему трубопровода, т. е.
K'fcn VZgydz — — Fdy.
Из этого уравнения находим
v-hn У Чу
Интегрируя в пределах от y=h до г/=0, получаем
± = 0,452 (f-) V 1-.
Подставляя в последнюю формулу цифровые значения величин, опре-
определяем время опорожнения
Пример 11.7. Транзитный двухтрубный теплопровод с диаметром
труб dB=514 мм длиной трассы /=4000 м снабжает теплотой группу
потребителей через водо-водяные подогреватели. Расход сетевой воды
составляет V=830 м3/ч, а расход подпиточной воды при постоянной
температуре воды в транзитном трубопроводе Уп = 5,5 м3/ч.
184

Определить средний расход подпиточной воды за час, если в тече-
течение этого часа будет производиться равномерное повышение темпера-
температуры воды в подающем трубопроводе от 70 до 90 °С при неизменном
давлении в сети.
Решение. Объем подающего трубопровода
Поскольку расход сетевой воды равен объему подающего трубо-
трубопровода, то вода с повышенной температурой успеет заполнить только
подающий трубопровод, а в обратном трубопроводе температура воды
остается неизменной.
Находим увеличение объема воды в подающем трубопроводе в те-
течение часа при среднем повышении температуры этого объема воды на
67= (90—70)/2=10 °С, принимая коэффициент объемного расширения
воды р=0,00063 (по приложению 4):
ДУ=УР6*=830-0,00063-10=5,23 м3/ч.
Таким образом, расход подпиточной воды в течение рассматривае-
рассматриваемого часа будет равен:
VB'=Vn—bV=5,5—5,23=0,27 м3/ч.
Пример 11.8. У двухтрубного стального водяного теплопровода
с наружным диаметром dH=108 мм и толщиною стенки трубы 6=4 мм,
проложенного на открытом воздухе, на значительной длине обратного
трубопровода была разрушена полностью тепловая изоляция. Опреде-
Определить, через какое время начнется образование льда в указанном участ-
участке после аварийного выключения циркуляции воды при температуре
наружного воздуха /н=—25'С. Температура воды в обратном трубо-
трубопроводе перед выключением циркуляции воды была тн=70°С.
При расчете принять коэффициент теплоотдачи на внутренней стен-
ке трубопровода а„=200 Вт/(м2-°С), а на наружной стенке — а„=
=20 Вт/(м2.°С).
Решение. Термическое сопротивление трубопровода при тепло-
теплопроводности стали JlTp=58 Вт/(м-°С)
3,14-0,1-200
Масса воды в трубопроводе длиною /=1 м
icrf.4P 3,14-0,1»-1-978
G = = = 7,68 кг/м.
4 4
185

Величина ЯОс=0,162-7,68-4187=5210 с.
Время начала образования льда
г = RGc In^^' = 5210 In70+2Ъ 6Q55 с = t 93 ч.
zK-tH 0 + 25
Пример 11.9. За 30 дней летнего месяца с коллекторов тепловой
станции было отпущено теплоты Q^c<=78 380 ГДж=18 720 Гкал при
средней температуре сетевой воды (в подающем и обратном трубопро-
трубопроводах) ТоР=55°С и средней температуре грунта на глубине заложения
теплопровода ?о = 10°С. Суммарный расход воды по всем абонентам
за месяц составил G"^° = 468 000 т.
Определить отпуск теплоты за месяц одному из абонентов тепло-
тепловой сети, у которого расход воды по водомеру за указанный период
оказался равным GaMec=2400 т.
Поскольку измерения температур воды на абонентском тепловом
пункте регулярно не производилось, при расчете температурный пере-
перепад у всех абонентов принять одинаковым. По результатам испытания
тепловые потери сети составили QT.n=l,3 МДж/с=1,3 МВт=
=1,118 Гкал/ч при средней температуре сетевой воды (подающего и
обратного трубопроводов) тср'=70°С и средней температуре грунта
to'=5"C Утечка воды из сети за месяц составила Gy=2200 т. Темпе-
Температура источника подпиточной воды на тепловой станции fx=10 °C.
Решение. Тепловые потери за счет теплопередачи за и=720 ч
% ср — 'о
= 3600-720-1,3-10«55~ 10 = 2333-10° Дж = 2333 ГДж=557 Гкал.
70 — 5j ¦
Тепловые потери за счет утечки
Qy=Gyc(TcP—k) =2200-103-4187 E5—10) =415-10» Дж=
=415 ГДж=99 Гкал.
Полезный отпуск теплоты абонентам
Опол = QST - <2™ - 0Г° ™ <78 380 - 2333 ~ 99) 10* =
= 75 948-10» Дж = 75 948 ГДж = 18 126 Гкал.
Средний температурный перепад у абонентов
. Q"o' 75 948-10» =
G«ecc 468003-109.4187
Отпуск теплоты абоненту
<Эамес = Оамесс6т=2400-103-4187-38,76=389,5-10» Дж=
=389,5 ГДж=93 Гкал.
186

КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 11.10. Определить испытательное давление рИСп для отбра-
отбраковки ослабленных коррозией труб диаметром dB=996 мм. Прочие
исходные данные взять из примера 11.1.
Ответ. Рисп~1,9 МПа.
Задача 11.11. При испытании герметичности отопительной системы
емкостью Ус =23 м3 естественное падение давления воды в ней по ма-
манометру с 0,6 до 0,58 МПа длилось 2i=17,5 мин. После этого давле-
давление в системе было вновь поднято до 0,6 МПа и путем выпуска воды
в мерный сосуд в количестве 4,8 л снижено до 0,58 МПа за время
22=1,3 МИН.
Определить часовую и удельную (отнесенную к единице емкости)
часовую утечки воды.
Ответ. Уу=17,8л/ч; 1/у/Уо=0,77 л/(м3-ч).
Задача 11.12. Для условий примера 11.5 определить время сниже-
снижения среднего давления воды в сети по манометру с 1,1 до 0,5 МПа
после гидравлического испытания при закрытых подпитке и дренаже.
Отчет. 2=2,78 ч.
Задача 11.13. Произвести расчет, аналогичный расчету в приме-
примере 11.8, для трубопровода наружным диаметром d=l,02 м с толщиной
стенки трубы 6=12 мм. Все прочие исходные данные принять из при-
примера 11.8.
Ответ. 2=73 310 с=20,4 ч. Таким образом, увеличение диаметра
трубопровода в 10 раз вызывает увеличение времени образования льда
примерно во столько же раз.
Задача 11.14. За январь тепловая станция отпустила в водяную
отопительную сеть Q=21770 ГДж=5200 Гкал теплоты при средней
температуре воды в сети тор=60сС и при средней температуре грунта
/0=2°С. Суммарный расход сетевой воды за этот период составил
G=416000 т, а утечка воды из сети составила Gy=890 т. Температура
источника подпиточной воды ta=5°C. Тепловые потери сети в единицу
времени за счет теплопередачи, определенные испытаниями при средней
температуре воды тСр'=55°С и температуре грунта t<,==5°C, состав-
составляют 0,407 МДж/с=0,35 Гкал/ч. Определить отпуск теплоты одному
из абонентов тепловой сети, у которого расход воды за месяц составил
Ga=6000 т. При расчете принять температурный перепад у всех потре-
потребителей одинаковым, а расход воды в течение месяца — постоянный.
Ответ. Qa=293 ГДж=70 Гкал.
Задача 11.15. Определить максимально допустимый часовой расход
подпиточной воды для тепловой сети с присоединенной нагрузкой Q=
=230 МВт, из которой 80 % составляет расчетная отопительная на-
нагрузка. Максимальная часовая норма подпиточной воды составляет
5 л/ч на 1 м3 емкости тепловой сети и системы отопления. Удельную
187

емкость тепловой сети принять 10 м3 на 1 МВт суммарной присоеди-
присоединенной тепловой нагрузки и удельную емкость отопительных систем —
20 м3 на 1 МВт расчетной отопительной нагрузки.
Ответ. Удодп^ЗО м3/ч.
ГЛАВА ДВЕНАДЦАТАЯ
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ СИСТЕМ
ТЕПЛОСНАБЖЕНИЯ
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Выбор оптимального варианта производится по минимуму годовых
приведенных (расчетных) затрат 3=min.
Годовые приведенные (расчетные) затраты при единовременных
капиталовложениях (срок строительства не более 1 года) и постоянных
годовых эксплуатационных расходах, руб/год,
3=ЕВК+И, A2.1)
где К — начальные капиталовложения, руб.; И — годовые эксплуата-
эксплуатационные расходы (издержки производства) при нормальной эксплуа-
эксплуатации, руб/год; Еи— нормативный коэффициент эффективности, 1/год.
При сроках строительства свыше 1 года и постоянных годовых
эксплуатационных расходах определение приведенных годовых затрат
производится по формуле A2.1), но в качестве капиталовложений при-
принимают их суммарную приведенную величину за период строительства
в рублях
Г
где а—нормативный коэффициент приведения (а=0,08),
В общем случае, когда капиталовложения и годовые эксплуата-
эксплуатационные расходы меняются по годам расчетного периода строительства
Т, за пределами которого рассматриваемые объекты не требуют капи-
капиталовложений, а годовые эксплуатационные расходы остаются постоян-
постоянными для каждого из сравниваемых вариантов, приведенные к послед-
последнему году строительства затраты определяют по формуле, руб/год,
Г
3=ES 2№ + »i)(l+«)W +И. A2.3)
В формулах A2.2) и A2.3) приняты следующие обозначения: Kt
и Hi — капиталовложения и ежегодные издержки в t-& год; Г — пе-
период строительства, год.
188

Приближенная зависимость для определения удельной материала
ной характеристики тепловой сети, м2/МВт,
где M=,dl^aMyRQ — материальная характеристика тепловой сети (по-
(подающего и обратного трубопроводов), м2; Q — тепловая нагрузка теп-
тепловой сети, МВт (МДж/с); q — теплоплотность застройки, МВт/га;
фс — поправочный коэффициент, учитывающий зависимость удельного
расхода воды от соотношения нагрузок горячего водоснабжения и
отопления, а также метода регулирования.
Капиталовложения в тепловую сеть, руб.,
Ят.с=ат.с2Ч-Ьт.сМ, A2.5)
где 2/ — суммарная длина всех трубопроводов сети, м; d — диаметры
участков тепловой сети, м; "ат.с, 6т.с — постоянные стоимостные коэф-
коэффициенты.
Годовые отчисления на амортизацию, текущий ремонт и обслужи-
обслуживание сети, руб/год,
Ят.с = /т.сЯт.с, A2.6)
где fT.c — доля годовых отчислений от капиталовложений на аморти-
амортизацию (капитальный ремонт и реновация), текущий ремонт и обслужи-
обслуживание сети (если последнее не рассчитывается по штатным нормам),
1/год.
Приближенные ежегодные расходы, связанные с теплопотерями
сети, руб/год,
=zT(?T.nMycn; A2.7а)
?т.в=яА(тср—to) (l-HP)zn-10-». A2.76)
Здесь Ят—стоимость теплоты, руб/ГДж; QT.n — годовые потери теп-
теплоты; МУоа=М-\-0,1521 — условная материальная характеристика теп-
тепловой сети, рассчитанная по наружной поверхности изоляции, м2; ft —
условный коэффициент теплопередачи теплопровода, отнесенный к на-
наружной поверхности изоляции, Вт/(м2-град); тСр, to— среднегодо-
среднегодовая температура теплоносителя и окружающей среды, °С; т — число
часов работы тепловой сети, ч/год; Р— коэффициент местных потерь
теплоты. Ежегодные расходы на перекачку воды, руб/год,
где z8 — стоимость электроэнергии, руб/(кВт-ч); Э — годовой расход
электроэнергии на перекачку воды, кВт-ч/год; G —расход воды в сети,
кг/с; Я — напор, развиваемый насосом, м; Ар — перепад давлений,
развиваемый насосом, Па; пи — число часов использования мощности
189

сетевых насосов, ч/год; г\я, i\,.a. 1)м.т —ч«ч>.я —КПД пасма, электро-
электродвигателя и иясосиой установки; |>— плотность поды, кг/м'.
Оптимально* удельное паление л л плен» я о глашюА магистрали но-
дянон сети, Пя/ы.
ч
{ 165300 ' ^f" j ; A2.9.,)
(ft.,+*¦)*,..+ «,..*, |2 9
где Re — произвольно принятое значение улейного падения давления
вдоль главно» магистрали. Па/м; <г — коэффициент, зависящий от эко-
экономических показателей и оборудования ceni, кВт/м*; Afo — материаль-
материальная характеристика сети при №>, м1; /. — .глина главной магистрали
(подающего н обратного труОиироиодов), и; G — расход сетевой йоды
на станции, кг/с; а — комрфнши-пт местных потерь дамеиня; /т.о. f¦—
доля годовых отчислении на амортизацию, текущий ремонт и обслужи-
обслуживание тепловой cent и масоспоЛ установки. 1,'год, (tT.e, Ьв —постоян-
—постоянные коэффициенты в формула\ стоимости теплоиоЛ сети н насосной
станини, руб/м* и руб/кВт.
ПРИМЕРЫ
Пример 12.1. Однотрубный транзитный паропровод длиной 1 рас-
•ечнтан но расход пара С, (вариант I). Во сколько роз увеличатся еди-
единовременные капитальные затраты на сооружение паропровода, если
вместо одной трубы паропровод выполнить из двух параллельно про-
проложенных труб одинакового диаметра с расчетный расходом пара
в каждой трубе Са—0,5С| (вариант 2).
При расчете для обоих варнантоп принять одинаковыми: падение
давления ор, коэффициент местных потерь давления а и среднюю плот-
плотность пара рср. При расчете также принять, что стоимостный коэффи-
коэффициент от,с в формуле A2.5) равен нулю.
Решение. Удельные потери давления, диаметры труб паропро-
паропроводов для обоих вариантов и отношение диаметров труб:
Ар
Й, = Rt.
А А
Отношение капитальных затрат варианта 2 к варианту I
190

Пример 12.2. Определить упрощенным метолом слипов ременные ка-
капитальные затраты на сооружение главной магистрали водяной двух-
двухтрубной тепловой сети длиной ?.— 1000 к с равномерно распределен-
но Л нагрузкой по длине, имеющей расход виды в начале С,-278 кг/с=
= 1001) т/ч, а в конце Gn -0. Диаметр труб по осей длине магистрали
остается постоянным.
При расчете принять: обшее на леи т* давления п подающей лншш
главной магистрали op=GOOOO Па. коэффициент местных потерь дав-
давления а-0,3, абсолютную эквивалентную шероховатость труб k3—
=0,5 мм, коэффициенты в формуле стоимости I м труб от.о —15 руб/и
и &,.с = -100 руб/ма.
Решение. Напишем выражение для падения давления на беско-
бесконечно малом участке трубы dl
где G — расход воды в трубопроводе на расстоянии / от конца глав-
главков магистрали.
Выразим расход волы G чср».-! раехпл полы в начале главной ма-
магистрали:
Тогда
op ¦
Из последнего уравнения находим
•ткуда
3t.i» —i;— —s
191

Среднее удельное падение давления и диаметр труб:
8р 60 000
(l+a)L (l+0,3;1000
:46,2 Па/и;
J 0,812-0,117-2780'*8
d = — ¦ = 0,39 м.
Материальная характеристика и капитальные затраты для подающего
и обратного трубопроводов
Af=2rfI=2-0,39-1000=780 м2;
K=2a?.cL+bT.cM=2-15-1000+400-780=342 000 руб.
Пример 12.3. Определить материальную характеристику и ка-
капитальные затраты для двухтрубной водяной тепловой сети с рас-
расчетной нагрузкой Q=300 МВт. Для определения удельной матери-
материальной характеристики использовать формулу A2.4). При расчете
принять: теплоплотность застройки q=Q,8 МВт/га; поправочный ко-
коэффициент, учитывающий зависимость удельного расхода воды от
соотношения нагрузок горячего водоснабжения и отопления, а так-
также метода регулирования фс=1,1; постоянный коэффициент в фор-
формуле стоимости теплопровода 6т.о=400 руб/м2, коэффициент ат.с=0.
Решение. Удельная материальная характеристика
40<рс / Q \Olle 40-1,1 / 300
Материальная характеристика
M=.M7Q=62,7-300=
Капитальные затраты в тепловую сеть
К=6т.сМ=400-18 810=7 524 000 руб.
Пример 12.4. Определить оптимальное удельное линейное паде-
падение давления в главной магистрали и диаметры трубопроводов от-
отдельных участков закрытой двухтрубной водяной сети, изображенной
на рис. 12.1. Произвести также определение полной потери напора в
подающем трубопроводе.
Длины участков (в одном направлении) ?j=/4=500 м; /j=600 м;
/3=400 м; /s=/8=300 м; /в=250 м; /7=200 м. Расходы воды на ко-
конечных участках G3=G7= 100 кг/с=360 т/ч; G4=120 кг/с=432 т/ч;
G6=G8=50 кг/с =180 т/ч. Число часов работы тепловой сети т=
=8000 ч/год, а число часов использования зимней рабочей мощности
сетевых насосов ли=5800 ч/год при коэффициенте полезного дей»
ствия насосной установки г)н.у=г)яг|вд=0,65. Среднегодовая разность
температур сетевой воды (в подающем и обратном трубопроводах$
и грунта тСр—/о=70сС. Коэффициент местных потерь теплоты р=
192

h h
-о
=0,25, коэффициент теплопередачи, от-
несенный к площади наружной поверх-
поверхности изоляции трубопроводов, к= i1
=0,9 Вт/(м2-°С). Эквивалентная шеро- ^
ховатость труб йэ=0,5 мм. Стоимость ^5
теплоты zT=l,2 руб/ГДж и электро-
электроэнергии 23=0,018 руб/(кВт-ч). Удель- вQ
ные капиталовложения в теплопроводы
6т.о=400 руб/м* и в сетевые насосы ;(с Рис- 12Л- R "РимеРУ 12.4
учетом резерва) Ьв=80 руб/кВт. Доля
годовых отчислений на амортизацию, текущий ремонт и обслужива-
обслуживание, сложенная с величиной Ев для теплопроводов и насосов: fr.o+
+?н5»/н+?н=0,2 1/год.
Решение. Принимаем удельное линейное падение давления в
главной магистрали (наиболее протяженной) /?o=i?i=/?2=W Па/м я
определяем удельное падение давления для остальных участков, ис-
исходя из равенства падения давления в каждом направлении от
станции до любой конечной точки:
' /8 300 ' '
По значениям G и R для каждого участка определяем во номограм-
номограмме диаметры трубопроводов d0, а затем величину dj.
Результаты этого расчета сводим в табл. 12.1 (графы 4, 5, 6).
Находим также материальную характеристику тепловой сети (по-
(подающих и обратных трубопроводов)
М0=2ф,1=Ш7¦ 2=2874 м.
Длина трубопроводов (подающего и обратного) главной маги*
страли составит L= E00+600+400)-2=3000 м.
Определяем удельные ежегодные теплопотери на 1 м2 условной
Jno наружному диаметру изоляции), материальной характеристик
тепловой сети qT.n, коэффициент местных потерь давления а и коэф-
коэффициент ф, зависящий от экономических показателей и оборудова-
оборудования сети:
<7,.п=яА!(Тср—10) (Ч-Р)т-10-9=
-3,14-0,9-70A+0,25)8000-3600-10-»=7,12 ГДжЯи*-год);
193

Участок
1
2
3
4
5
6
7
8
Всего
в,
кг/с
420
150
100
120
150
50
100
50
1, М
500
600
400
500
30J
250
200
300
Расчет при /?0=Ю Па/м
Я,
Па/м
10,0
10,0
10,0
20,0
18,2
18,2
22,7
13,3
do. м
0,750
0,507
0,434
0,408
0,453
0,298
0,372
0,316
375
304
174
204
136
75
74
95
1437
Предварительный
расчет
R, Па/м
94
94
94
188
171
171
213
125
а, м
0,490
0,332
0,284
0,267
0,295
0,195
0,243
0,207
= 0,019l/"G = 0/191^420 = 0,4;
[(f-r.c + Е*)Ьт.с + <7т.лгт] "Уу
@,2-400 + 7,12.1,2H,65 „ , _ , .
=——¦ !—¦ —— =0.341 кВт/м2.
A + 0,4)E800-0,018 + 0,2-80) ' '
Оптимальное удельное линейное падение давления для главной
магистрали
Л°пт= [185 300-
/185 300-0,341-2874-1
Л 420-3000
GL
=94 Па/м.
Оптимальное удельное падение давления для всех остальных
участков, помимо главной магистрали, находим путем умножения
приведенных в графе 4 табл. 12.1 значений R на коэффициент
94/10=9,4.
По расходам воды G и оптимальным значениям удельных по-
потерь давления R определяем новые диаметры труб и результаты за*
носим в графы 7, 8 предварительного расчета (табл. 12.1).
В окончательном гидравлическом расчете округляем диаметр труб
до стандартных значений, а затем по значениям G и окончательным
диаметрам труб d находим окончательные значения удельных паде-
падений давления R (табл. 12.1, графа 11). Принимаем плотность воды
194

Таблица 12.1
Окончательный расчет
d, м
0,514
0,359
0,309
0,309
0,309
0,207
0,259
0,207
dl. м*
257
215
124
155
93
52
52
62
1010
R, Па/м
79,1
66,4
64,8
90,0
146,0
133,0
164,0
125,0
Ър, Па
55400
55800
36 300
63000
61300
46600
45 900
52 50Э
ЪН, м
5,79
5,83
3,80
6,59
6,40
4,56
4,80
5,49
Е5Я
от станции, и
5,79'
11,62
15,42
12,38
12,19
16,75
16,99
17,11
р=975 кг/м3 и определяем падение давления <6р и потери напора
на каждом участке по формулам:
вр=Д/{1+а)=1,4К/;
6Н.
Ър
gp 9,81-975 9565
Результаты определения Ьр и 6# вносим в графы 12 и 13
табл. 12.1, куда одновременно вносим суммарные потери напора ог
станции до рассматриваемой точки выбранного направления Z6#r
а также dl.
Как видно из таблицы, наибольшие суммарные потери напора
будут от станции до конца участка 8 и составят
17,11 м,
а фактическая материальная характеристика тепловой сети М=
=1010-2=2020 м2.
Пример 12.5. Определить себестоимость транспорта 1 ГДж и
1 Гкал теплоты, включая: амортизацию, текущий ремонт и обслужи-
обслуживание тепловой сети; стоимость тепловых потерь тепловой сети; амор-
амортизацию, текущий ремонт и обслуживание насосной установки; рас-
расходы на перекачку сетевой воды.
Потери напора на станции о'Яст=20 м и у потребителей на теп-
тепловых пунктах б#а=15 м. Удельный расчетный расход сетевой воды
на единицу расчетной тепловой нагрузки g=G/Q'=3,2 кг/(с-МВт),
а число часов использования расчетной тепловой нагрузки за год
лтн=3250 ч/год. Постоянный член в формуле удельных капитало*
195

вложений в тепловые сети ат.с=15 руб/м. Отчисления на амортиза*
цгао, текущий ремонт и обслуживание тепловой сети и сетевых на»
сосов /т.с=/н=0,075 1/год.
Все остальные данные взять из примера 12.4.
Решение. Из примера 12.4 имеем: G=420 кг/с=1512 т/ч;
пи=5800 ч; Т1н.у=0,65; 2бЯ=бЯт.с = 17,11 м; М=2020 м2; ?,.„=
=7,12 ГДж/(м2-год); 2/=3050-2=6100 м; &т.с = 400 руб/м2; Ьв=
=80 руб/кВт; zT=l,2 руб/ГДж; 2э=0,018 руб. Тепловая мощность
¦станции и годовой отпуск теплоты:
Q=G/?=420/3,2=131 МВт (МДж/с) = 112,6 Гкал/ч; .
QroA=QnTa=131-3250-3600-10-3=
= 1,533-10' ГДж/год=366 000 Гкал/год.
Капиталовложения и ежегодные расходы (издержки) на амортиза-
амортизацию, текущий ремонт и обслуживание тепловой сети:
Л;т.о=ат.о2/-|-6т.сМ= 15-6100+400-2020 = 900 000 руб.;
#T.c=fT.cKT.c =0,076-900 000=45 000 руб/год.
Условная материальная характеристика тепловой сети (отнесен-
«ая к наружной поверхности изоляции)
ЛГусл=Л1+0,152;=2020+0,15-6100=2935 м*.
Годовые теплопотери и их стоимость
QT n=<7TnAfy<sn=7,12-2935=20 900 Гдж/год;
И т.а=Qt.hZt=20 900 ¦ 1,2=25 100 руб/год.
Напор сетевых насосов и их рабочая потребляемая мощность:
20+2-17,11+15=79,2 м;
a = ==502kBt.
1000тя.у 1000-0,65
Капиталовложения в сетевые насосы' и отчисления на аморти-
амортизацию, текущий ремонт и обслуживание этих насосов:
KB=buN=S0 ¦ 502=»40 000 руб.;
Ив=/н/Сн=0,075- 40 000=3000 руб/год.
1 Постоянный коэффициент в формуле стоимости насосной уста-
установки принят ан=0.
196

Годовой расход электроэнергии на перекачку сетевой воды и еже-
ежегодные расходы на перекачку
Эгод=Мг„=502 • 5800=2 910 000 кВт • ч/год;
Яэ=5год2э=2,91 • 10в-0,018=52 400 руб/год.
Суммарные ежегодные расходы (издержки)
= 45 000+25 100+3000+52 400= 121 500 руб/год.
Себестоимость транспорта 1 ГДж и 1 Гкал теплоты, отпущенной по-
потребителям:
и =¦ UIQroR = '^'5"° =0,' 793 руб/ГДж;
1,533-1и6
121 500
Пример 12.6. Для однотрубной паровой сети (см. схему сети на
рис. 12.1) определить оптимальное противодавление турбины, приняв
равномерным падение давления по длине главной магистрали и оди-
одинаковым давление пара у всех потребителей р=0,7 МПа.
Длины участков: /i=/4=500 м; /2=600 м; /3=400 м; к=1»>=
=300 м; /6=250 м; 17=200 м.
Расходы пара на конечных участках Ga=Gt=Gs=G7=Gs=
= 5 кг/с=18 т/ч. Число часов работы паропровода т=8400 ч/год=
= 30,2-106 с/год. Годовой расход теплоты, который полностью покры-
покрывается паром из противодавления турбины, Q= 1,8- 10е ГДж/год=
=0,43-106 Гкал/год. Начальные параметры пара перед турбиной
Ро=13 МПа (абс.) и ft>=555 "С, температура питательной воды /п.в =
=230 °С. Коэффициент полезного действия котельной Т)к=0,9; внут-
внутренний относительный КПД турбины т|0(=0,82 и электромеханиче-
электромеханический КПД т)эм = 0,97.
Снижение выработки электроэнергии на ТЭЦ при увеличении
противодавления турбины на ТЭЦ компенсируется увеличением вы-
выработки электроэнергии на КЭС с таким расчетом, чтобы общее ко-
количество выработанной электроэнергии оставалось постоянным и
равным выработке электроэнергии по теплофикационному циклу при
минимальном противодавлении. Удельный расход условного топлива
на выработку электроэнергии по конденсационному циклу 6ЭК=
=0,32 кг/(кВт-ч). Для упрощения расчета разницей значений коэф-
коэффициентов собственных нужд ТЭЦ и КЭС пренебречь.
Падение температуры пара в тепловой сети принять 30 °С.
При расчете принять следующие экономические и технические
показатели: й=0,8 Вт/(м2-°С); /0=5°С; 0=0,25; а=0,4; zT =
=2 руб/ГДж; гТопл=40 руб/т; /т.о+?н=0,2 1/год; 6т.с=400 руб/м8.
197

Решеннс. Для решения залечи вычисляем суммарные
аенные гояовис затраты 3=//Т0AЯ + (tr.e + E»)Ki r+Йт.я пря не-
гкольккх принятых значениях протнподавлення турбины (или паде-
падения лаплення в сети). На основании полученной зависимости опре-
определяется минимум приведенных годовых затрат к соответствующее
ему оптимальное проти пола влей не
Задаемся вначале (для варианта I) падением давления в сети
6р| = 20О00 Па, что будет соответствовать абсолютному противодав-
противодавлению р,=0,72 МПа. стропи процесс расширения пара в турбине а
к. 5-днпграмме и находим начальную энтальпию пара ftp—
4ВД кДж/кг и нэо-гн тропи bid п-нлтифрпаз //t -750 кДж/кг
Параметры пара лротиволявленпя турбины и его конденсата
лля рассматриваемого варианта I будут равны:
/it=Ao-//tT|q, =3490-750 0.82-2875 кпжЫг:
/ = 215 "С: /,,^165'С: л'.=702 кДж/кг Энтальпия питательной воды
при *п.. = 230'С ftn .-=-990 кДж/кг.
Параметры пара регенеративного подогревателя в условной схе-
вд ТЭЦ:
1р=0.5A„ ,+гя)=0.5BЭ0+ 165) - 197,5 °С;
Рр-1.48 МПа (абс.): //Р=600 кДж/кг;
лР=А<,-//рТ|0, =3490-600 0.82-2998 кДж/кг.
Относительная выработка электроэнергии за счет регенератив-
регенеративного подогрева конденсата на ТЭЦ
Удельная выработка электроэнергии на тепловом потреблении с
учетом регенерации
27f4f,rB,'.Mt\ -\ г.)
h. - '!„'
27fi-75i).').W- .«O|1 ¦¦ ".115)
2S75 - 7- L'
кВт/1 Л*.
Выработка электроэнергии на тепловой потреблении для ва-
варианта 1
-=851,8-10*=15310в-кВт-ч/год.
В других вариантах обшес количество пы работа иной электро-
ьнергнн по теплофикационному и конденсационному циклам прини-
принимаем равным полученной выше величине Э=Эт+Эи=гЭт**"°-
= 153-10е кВт ч/год.
198

Удельные расходы условного топлива иа выработку электроакер-
гин по теплофикационному циклу и на выработку теплоты:
A.123 H.I2J
^ и,И1
ч);
*,'
34.1 34.1
=37,9 ki/1'Д*.
Выражение для определения годового расхода условного топли-
топлива на ТЭЦ и КЭС при любой варианте противодавления турбины
=0,32-153- 10« + {37,9-@^2-0.Ul)«,ll^- 10*-
«M7-]0*-0,322[0*fT.
Для варианта I годовой расход условного топдам
В=117.10*-0.32210'-85-89,в10< кг/год.
Годовые эксплуатационные расходы на топливо дл! варианта 1
И...ял»-Йгюяв = М).6-10«-4О-1О ^3.58410" руб/год.
Аналогично рассчитываем В и Итявж при других значениях паденвя
даыення в паровой сети к результаты расчета сводни в табл. 12.2
и 12.4.
Та 0.1 и на 12.2
Ър. l|i
20 (Ш
53 000
ИХ) 000
150 000
200000
р,.
МПа
<М)С |
A,72
0.75
<|.8
D.S5
Ц.9
Ч,,
кг
75IJ
740
731)
722
714
ft,.
кДж
кг
2875
2883
2891
2898
29J5
/ ,
¦с
213
218
224
227
23и
»
165
167
I7D
173
175
'V
иДж
кг
595
586
58J
575
г.
г»
и. 115
О.ПЗ
0,107
О.Ш
0,098
'т-
кБт-ч
«3
83.7
Н2,3
81,5
80.1
кг
год
89,6
9J
60,5
90,8
•о
Расчет дщ петров труб паром! сети начаааен с определенна
удельных падений давления участков сети:
i = Rt=. Я,
2U000
EU0 +6J0 + 4(W)(l +0.4)
"if 'i + М 9.52FX1 + 40О)
L 5'JU
=9.52 Па/и;
= 19.и Па/и;
199

«Л
2 к)
tf./. 9.52-4 х>
ff, -^ - 12.7 Пи'%1.
/, З.Ю
Удельное паление давления при парнанте I ор,=-20 000 Па.
Средине значении давдония. тгчпгрптури и млотиопн пора для
ипрнанта I:
ill 4.1J
Л-Л-Л-у- '.71!--^- = 1.71 МПа;
30
31
'сп-' '¦ ^-'-213— -у- 19S С;
кг/ы3.
Для участков сети I, 2 и 3 находим
1.1 Па-кг/м'.
По расходу пара С на участке it величине Rprp определяем {по
номограмме) диаметр трубопровода d, а затем материальную харак-
характеристику ill длн кажлоги in vKaisiiiiMv утпкнц 1, 2 н 3. Липли
гично определяем те же величины для всех остальных участков. Ре-
Результаты расчета при 5р,^200ОО Па (вариант I) к *»=0,2 мм сио-
днм и табл. 12.3.
Из приведенной таблицы видим, что при парна яте I, когда па-
падение давления Ър,<=20000 Па, на тер на льна я характеристика паро-
паровой сети составляет Afi-^1270 м>.
200
Та б л ни а 12.Ч
% чветок
]
2
3
4
5
6
i
8
G. к г.'г
25
Н>
5
5
10
5
5
5
'. и
500
6Э0
400
500
300
250
2011
300
", Паи
9,52
9.52
9.52
19,0
17,3
J7.3
21,6
12.7
По-кг
¦i-p- „1
31,1
31,1
31,1
62.1
56.6
56,6
70,6
41.5
,1, ч
0.73*
0.517
D.4J
0.348
0.462
0.355
0.34
П.37С
ill. Н1
367
160
163
174
139
89
68
113
?*/=-1270

При любом другом л-м варианте падения давления йр» н сред-
средней плотности пара р* материальную характеристику оароаов сети
М„ можно найти пересчетом
Расчетные (приведенные) затраты по паровой сети, руб/год.
Для мрианта 6pti=20 000 Па
Л, г-.80-1270*. I02 0OO руб/гол.
Удельные годовые тепловые потерн, отнесенные к единице услов-
условной материальной характеристики, ГДж/(м*-год),
.) 10-*—
-3.U-0.8.8400.3600A+0,25) (tep—5) 10-*—
-0.095 (т„-5).
Дли плрнантл 1, когда оа-20000 Иа к тгр=1№иС.
<?т.о-0,095A9в-5)-18.< ГДж/{н*год).
<'|ц|1м<11-11| fwvid.iiiux tcii.iouux потерь, цу б/г од.
Для варианта 1. когда вр,=20000 Па, имеем
Ит„-218.*D58+1270)=в3600 рув/год.
Суммарные расчетные ежегодные затраты, руб/год.
Для варианта I, когда бр,=20000 Па, получаен
5=3.584- 1С+0,102 10»+0,06Ч-
-3,760-10* рув/год.
Аналогично определяем всломогательные значения рср, М% и щлл,
а затеи расчетные ежегодные затраты для других вариантов падения
давления 6>. к результаты расчета сводим в табл. 12.4.
М-Э70 20!

Т а б л н ц а 12.4
Ър, Па
20 000
50000
100000
150 000
200 000
Mria
0,72
0,75
0,80
0,85
0,90
Рср-
МПа
0,71
0,725
0,75
0,775
0,80
о
Ь.
о
р
198
203
209
212
215
ю
Е
и
3,27
3,35
3,47
3,60
3,74
Из
1270
1062
911
850
800
g
з,
*s
18,4
18,8
19,4
19,7
20
Приведенные ежегодные
затраты, млн. руб/год
^топл
3,584
3.6Э0
3,620
3,632
3,644
Зт.с
0,102
0,085
0,073
0,068
0,064
"т.п
0,064
0,057
0,053
0,052
0,050
3
3,750
3,742
3,746
3,752
3,758
На основании полученных результатов строим зависимость 3=
=f(Sp) (рис. 12.2), по которой определяем оптимальное падение
давления в сети бропт=50 000 Па и соответствующее ему оптималь-
оптимальное противодавление рт°пт=0,75 МПа.
Пример 12.7. Определить оптимальный расчетный перепад тем-
температур для отопительной водяной сети с расчетной нагрузкой Q=
=1000 МВт (МДж/с)=860 Гкал/ч при расчетной температуре на-
наружного воздуха на отопление /в.о=—25 °С. Средняя температура
наружного воздуха за отопительный период 7нср=—3,2 °С, а внут-
внутренняя температура отапливаемых помещений <В=18°С.
Источником теплоты является ТЭЦ, на которой установлены
турбины с общей тепловой мощностью отборов QOT6=550 МВт
(МДж/с)=473 Гкал/ч и начальными параметрами пара ро=13 МПа
и ;0=555°С. Давление пара в теп-
теплофикационных отборах Рот 6=
=0,05—0,25 МПа. Внутренний от-
относительный КПД турбины Tio!=
=0,82, а электромеханический
КПД т]эм=11мТ]г=0,98. Относитель-
Относительная выработка электроэнергии на
внутреннем теплопотреблении ет=
=0,22. Удельный расход условного
топлива на выработку теплоты в
мпн.ру\
rob
3,75
3
Ч.
—¦
0 50 100 (гр,кПа.
Рис. 12.2. К примеру 12.6
энергетических котлах ТЭЦ 6ТТ=39 кг/ГДж=163,4 кг/Гкал. Пиковый
подогрев воды осуществляется в водогрейных котлах с удельным
расходом условного топлива 6тт.п=40 кг/ГДж= 167,6 кг/Гкал. Раз-
Разность удельных расходов условного топлива на выработку электро-
электроэнергии по конденсационному циклу и на тепловом потреблении
6эк—6эт=0,22 кг/(кВт-ч). Данные для построения графика продол-
продолжительности тепловой нагрузки взять из примера 2.5. Длительность
работы тепловой сети и насосной установки ТЭЦ составляет т=п=
= 5000 ч/год=18-106 с/год при КПД насосной установки 11н.у=
202

= г)вТ1эд=0,65. Средняя температура среды, окружающей теплопро-
теплопровод, ?о=5 "С, коэффициент теплопередачи теплопровода, отнесенный
к условной площади наружной поверхности изоляции трубопровода,
ft=0,8 Вт/(м2-°С), коэффициент местных потерь теплоты {$=0,25. Ко-
Коэффициент местных потерь давления а=0,6. Длина главной маги-
магистрали тепловой сети (подающей и обратной) /=12 000 м. Тепло-
плотность q—0,8 МВт/га.
Экономические показатели принять следующие: 6т.с=400 руб/м2;
/т.с+?в=0,2 1/год; za=0,02 руб/(кВт-ч); zT = l,2 руб/ГДж; гт<шЛ =
= 40 руб/т.
При расчете пренебречь отчислениями от капиталовложений в на-
насосную установку ТЭЦ, а также изменением разности напоров на
вводах потребителей и соответствующим изменением капиталовложе-
капиталовложений в сооружение этих вводов при различных перепадах температур
сетевой воды.
Решение. Определение оптимального расчетного перепада
температур производим по минимуму суммарных годовых приведен-
приведенных затрат
3=Ятоп л +3т.о +
Задачу решаем методом вариантных расчетов. Для этого про-
производим определение переменной части годовых приведенных затрат
при перепадах температур воды 60, 80, 100, 120 и 140 "С.
1. Ежегодные расходы на топливо. Для определения годовых рас-
расходов на топливо предварительно производим построение графика
тепловой нагрузки Q=f(tYt) и графика продолжительности тепловой
нагрузки (рис. 12.3), используя данные примера 2.5. Одновременно
с этим строим график температур сетевой воды в подающем трубо-
трубопроводе сети Ti при расчетных перепадах температур бт=60, 80, 100,
120 и 140°С, а также график температур сетевой воды в обратном
трубопроводе сети Тг [по формулам D.12) и D.13)].
На графиках Q=f(tB) и Q=f(n) наносим линию максимального
отпуска теплоты из отборов турбин QOt6 = 550 МВт.
Принимаем недогрев воды после сетевых подогревателей до тем-
температуры насыщения пара в отборе равным 10 °С, находим предель-
предельную температуру нагретой воды после сетевых подогревателей для
неограниченного расхода пара из отборов при давлении в этих отбо-
отборах рОтб = 0,05 МПа (горизонтальная линия Тс.п=тн.о—10=81—10=
=71 °С). Пересечения этой нижней предельной температуры воды с
линиями температурных графиков %i=f(tB) образуют точки /', 2\ 3',
4' и 5'. Для верхней предельной температуры воды при давлении в
отборах р"Отб=0,25 МПа (горизонтальная линия то.п=тн.п—10=
= 127—10=117 °С) также получаются точки пересечения с линиями
Ti=f(M, из которых нас будут интересовать точки 4" и 5".
После этого приступаем к построению графиков температур воды
14* 203

п МВт
"' с
800
600
400
ZOO
0
/
ц!1/ 3" 60,80
1
-to tH, °с
>0,г5МПа\\\ 0,12 М Па \\
180
1tO
100
ВО
7,0
5fO3 10W3 15-W3 п. кс
1000 2000 3000 4000 5000 ч
Рис. 12.3. К примеру 12.7
8 о -W -го-гзи,'о
после сетевых подогревателей при различных 6Ч„. Для построения
этих графиков используем выражение Tc.n=t2+64c.n, где темпера-
температурный перепад в сетевых подогревателях определяется на основании
ЗаВИСИМОСТИ 6Тс.п=бт'<2'отб/B'.
При fB.o=—25°C и 6т',=60°С имеем бт'с.п = 60-550/1000=ЗЗоС
и т/о.в=70+33=103°С.
Аналогично находим тс.п при других 6т'„ и других <н.
На основе полученных графиков то.п=Д*н) (с учетом того, что
То.п<П7°С) представляется возможным построить графики тепло-
тепловых нагрузок сетевых подогревателей Qc.n=f(.M в окончательном
виде. Для оУ„=60 и 80 "С предельная тепловая нагрузка сетевых
подогревателей определяется только мощностью отборов турбин. Для
6т'п=Ю0, 120 и 140 °С тепловую нагрузку сетевых подогревателей
О'
находим из выражения Qc.D=Gc(T0.n—Тг)= g , (ten—т2). В этом
204

случае тепловая нагрузка сетевых подогревателей при низких тем-
температурах tB снижается по мере понижения tn-
Переносим точки пересечения нижней предельной температуры с
графиками xi=((tB) на линию Q=/(<H), а затем на линию Q=f{n).
Для вариантов 1—5 это будут точки V—5'. Аналогичную операцию
проделываем для верхней предельной температуры (точки 4", 5" и
3"'). Полученные предельные точки позволяют разбить площадь гра-
графика по продолжительности на четыре части, из которых первая
(правая) покрывается паром р'от 6=0,05 МПа, вторая (средняя) —
паром 0,05—0,25 МПа (в среднем 1,2 МПа), третья (левая)—паром
р"отб = 0,25 МПа и пиковыми котлами (па графике эта разбивка
показана различной штриховкой для 6т'=120°С).
Таблица 12.5
3
S
eg
»
1
2
3
4
5
*.
•o
60
80
100
120
140
Отпуск теплоты.
млн. ГДж/год, из
отборов с давлением рптц.
0,05
2,480
1,320
0,756
0,434
0,144
0,12
5,319
6,479
6,328
4,120
3,345
0,25
0,673
2,882
3,470
МПа
Всего
7,799
7,799
7,757
7,436
6,959
Отпуск
теплоты
пиковыми
котлами.
млн. ГДж/год
0,915
0,915
0,957
1,278
1,755
Итого
8,714
8,714
8,714
8,714
8,714
По графику Q=f(n) определяем отпуск теплоты из отборов тур-
турбины (с разбивкой по указанным давлениям) и отпуск теплоты пико-
пиковыми котлами. Результаты расчета сводим в табл. 12.5.
Изоэнтропный перепад для отборного пара турбины Нт находим
по h, s-диаграмме, а энтальпию отборного пара по формуле
тт]0<=3490—#т • 0,82.
Энтальпию конденсата отборного пара А'к.т определяем по давлению
в отборе, пренебрегая его переохлаждением в сетевых подогрева-
подогревателях.
Удельная выработка электроэнергии на тепловом потреблении при
различных давлениях пара в отборах, кВт-ч/ГДж,
э г = ¦
ет)
278-0,82-0,98A +0,22)Ят 273//т
Результаты расчета при различных давлениях пара в отборах
турбин сводим в табл. 12.6.
205

Таблица 12.6
ротб, МПа (абс)
0,05
0,12
0,25
#т> кДж/кг
1182
1055
940
ftT, кДж/кг
2520
2625
2720
Л'к.т.
кДж/кг
341
439
535
sT.
кВт-ч/ГДж
148
132
117
Выработка электроэнергии на тепловом потреблении, кВт-ч/год,
3i=So,05Qo,C5 + Э0, llQo, 12 + Эо,25<3о,25= .
= 148Q0,o5+ 132Q«,,2+117Qo,25.
Расход условного топлива на ТЭЦ, кг/год,
J3=6»TQOT6+*IT.nQn.K— (Ьак—68т)Эт=
=39QoT6+40Qn.K—0,223T.
Годовые расходы на топливо, руб/год,
#топл=2топлВ=0,04 В.
При вт1=60°С получаем:
Э,= 148-2,48- 10<Ч 132-5,319-10в=1069- 10е кВт-ч/год;
В=39 • 7,799 ¦ 10е+40 • 0,914 • 108—0,22 -1069 10в=
= 105-10е кг/год;
#топл=0,04-105- 10в=4,2- 10е руб/год.
Аналогично определяем Эт, В и И той л при других значениях
6Vn и результаты расчета сводим в табл. 12.7.
Таблица 12.7
Вариант
1
2
3
4
5
St' . °С
60
80
100
120
140
млн. кВт-ч/год
1069
1051
1026
945
864
S, млн. кг/год
105
по
115
133
152
"ТОПЛ"
млн. руб/год
4,2
4,4
4,6
5,32
6,08
2. Годовые приведенные затраты по тепловой сети. Капитало-
Капиталовложения в тепловую сеть зависят от материальной характеристики
этой сети. Для определения годовых приведенных затрат по тепло-
тепловой сети вначале определяем ее материальную характеристику для
каждого варианта расчетного температурного перепада бт'п- Пред-
Предварительно находим материальную характеристику тепловой сети
206

Мол для средней величины удельного падения давления в главной
магистрали сети Ло=ЮО Па/м. Затем находим оптимальное значение
удельного падения давления в главной магистрали JRn и путем пере-
пересчета определяем материальную характеристику тепловой сети при
оптимальном значении Rn- Для определения удельной материальной
характеристики тепловой сети при #о=ЮО Па/м воспользуемся фор-
формулой A2.4), которая выведена для бт'2=80°С:
М... = — -2- — ( ) =69,1 м»/МВт.
ьд 9".8 \ \ 0 ) 0,8".8 V ЮО / '
Материальная характеристика тепловой сети при вт'2=80сС и
#о=Ю0 Па/м .j
M02=MynQ=69,l • 1000=69 100 м2.
Материальная характеристика тепловой сети при перепаде тем-
температур 6Yon и /?о= 100 Па/м:
0'38 / 80
№m(
Среднюю температуру воды в подающих и обратных трубопро-
трубопроводах для различных 6Vn принимаем по температурному графику
при средней температуре наружного воздуха tBcv=—3,2 °С за ото-
отопительный период
Тср=0,5(т1+т2).
Удельные ежегодные теплопотери, отнесенные к 1 м2 условной
материальной характеристики тепловой сети, ГДж/(м2-год),
<7т.п=яй(тОр—10) A+P)m-10-9=
=3,14-0,8(тср—5) A+0,25M000-3600-10-»=
=0,0565 (тер—5).
Вспомогательное значение <р при различных 6Vn:
[(Ь.с + ^м^^г.с +2т<7т.ц]т)н.у _
f= (I + »)nz,
@,2-430+ 1,2о, „р,65
;С2 -0.326+0,00488^..
Оптимальное удельное линейное падение давления для главной
магистрали тепловой сети при различных значениях бт'п, Па/м,
0,84
12000С I \ Gn
207

Материальная характеристика тепловой сети при оптимальном
падении давления, м2,
Rn \o.i»
Ежегодные затраты по тепловой сети, руб/год,
3,.с=#т.о+?нNт.сЛ1„=0,2-40<Ш„=8(Шп.
При 6тЛ—60 "С определяем:
твр=63,3 °С; <?,.D=0,0565 F3,3—5) =
=3,29 ГДж/(М2.год);
Ф1=0,325+0,00488 • 3,29=0,341;
Q 1000-10е
G,
сЬч' 4190-60
/37-0,341-77200 \°'84
3980 кг/с;
80 \ °.88
)
=77100ма;
Зт.с = «Шх = 80-77 100 = 6,16-10» руб/год.
Фп,
Задаваясь другими значениями бт'„, определяем тв.Ср, t
Gn, Rn, Mn и результаты расчетов сводим в табл. 12.8.
Таблица 12.8
Вари-
Вариант
1
2
3
4
5
°с
60
80
100
120
140
о„.
кг/с
3980
2984
2387
1990
1705
Щп-
м"
77 100
69 100
63 500
59 200
55 900
т„ср.
•с
63,3
68,2
73,1
78,1
83
•год)
м
ё1?
Л
3,29
3,57
3,85
4,13
4,41
0,341
0,342
0,344
0,345
0,347
Па/м
101
118
133
147
160
мп,
м"
77 000
67000
60200
55 000
51 100
год
- °г
н ъ
6,160
5,360
4,816
4,400
4,088
3. Ежегодные расходы на перекачку воды. Ежегодные расходы
на перекачку воды по двухтрубной тепловой сети без учета постоян-
постоянных членов, руб/год,
Иа.
0,6M000Gnfln
=3,03Gn,?n.
975-1000-0,65
При 6Vi=60°C Gn?n=3980-101=402000 кг-Па/(м-с); Я9=3,03Х
Х402 000= 1,218-10s руб/год.
208

Аналогично определяем Иа при других значениях бт'п и резуль-
результаты расчетов сводим в табл. 12.9.
4. Ежегодные расходы, связанные с тепловыми потерями. Стои-
Стоимость годовых потерь теплоты, руб/год, при 22=200 000 м
При бт',=60°С //т.„=1,2-3,29G7000+30000) =0,422-10» руб/год.
Таблица 12.9 Таблица 12.10
Бари-
ант
1
2
3
4
5
б1'п-
°С
60
80
100
120
140
a r
""
402 000
352 100
317 500
292 500
272 800
яэ=з,озоя/?пх
млн.руб/год
1,218
1,067
0,962
0,886
0,827
Вари-
Вариант
1
2
3 •
4
5
5т' , "С
т*
60
80
100
120
140
ЯТ.П'
млн.руб/год
0,422
0,416
0,416
0,421
0,429
при других значениях бт'п и резуль-
резульАналогично находим Ят.п
таты сводим в табл. 12.10.
5. Суммарные годовые приведенные затраты
Сумма всех ежегодных расчетных затрат, руб/год,
При 6t'i=60°C 3=D,2+6,16+l,218+0,422I0e=12,0105 руб/год.
Аналогично определяем значение 3 при других бт'п и результа-
результаты расчета сводим в табл. 12.11.
Таблица 12.11
2
3
4
5
5т' , "С
60
80
100
123
140
и
тот
и
и
3
м.т.руб/год
4,230
4,400
4,600
5,323
6,080
6.16J
5,36.)
4,816
4,400
4,088
1,218
1,F7
0,962
0,886
0,827
0,422
0,416
0,416
0,421
0,429
12,000
11,243
10,794
11,027
11,424
На основании полученных данных строим график суммарных го-
годовых приведенных затрат 3=fFt/) (рис. 12.4) и по нему находим
оптимальное значение расчетного перепада температур 6V«=100°C
при минимуме приведенных затрат.
Пример 12.8. Произвести сравнение по годовым приведенным за-
затратам варианта комбинированной схемы энергоснабжения города
209

MJlH.Djjfl
год1-
11
10
К
\
\
\
У
во so too (??,'°см
Рис. 12.4. К примеру 12.7
с вариантом раздельной схемы энергоснабжения. Максимальная теп-
тепловая мощность ТЭЦ составляет <2ТЗЦ =740 МВт (МДж/с) =
=636 Гкал/ч, годовое число часов использования максимума тепло-
тепловой мощности — яти=3400 ч/год.
В варианте комбинированной схемы предусматривается соору-
сооружение в городе одной ТЭЦ с двумя турбинами Т= 105/120-130-2,
электрическая мощность каждой из которых ЛЛ=105 МВт, а тепловая
мощность отбора каждой— Q= 196 МВт (МДж/с)=167 Гкал/ч. В те-
течение года отборы турбин покрывают
88% годового отпуска теплоты, а 12%
годового отпуска теплоты покрывается
пиковыми водогрейными котлами на
ТЭЦ.
Теплоплотность в пределах за-
застройки города G=0,8 МВт/га.
В варианте раздельной схемы
энергоснабжения города предусматри-
предусматривается сооружение двух районных ко-
котельных на газомазутном топливе
с тепловой мощностью на 2% ниже
тепловой мощности ТЭЦ, что учитыва-
учитывает меньшие тепловые потери в тепловых сетях при варианте раздель-
раздельной схемы энергоснабжения.
Замещаемая мощность на КЭС на 7% больше мощности ТЭЦ,
причем число часов использования мощности ТЭЦ и КЭС принять
«эи=6300 ч/год.
Удельные расходы условного топлива на выработку электро-
электроэнергии принять: на КЭС6^ЭС =0,31 кг/(кВт-ч); на ТЭЦ по конден-
конденсационному циклу 6эк.т=0,4 кг/(кВт-ч); на тепловом потреблении
6эт=оI54 кг/(кВт-ч). Средняя за год удельная выработка электро-
электроэнергии на тепловом потреблении с учетом регенерации эт=
=130 кВт-ч/ГДж=545 кВт-ч/Гкал.
Удельный расход условного топлива на единицу выработанной
теплоты в отборах турбин feTT=40 кг/ГДж=168 кг/Гкал, а в пико-
пиковых водогрейных котлах ТЭЦ и районных котельных 6тп.к=61р.к=
= 41 кг/ГДж =171,8 кг/Гкал.
Удельные капиталовложения на один установленный киловатт
мощности на ТЭЦ — ^тзц =220 руб/кВт и на КЭС — Ьцэс ~
= 120 руб/кВт.
Удельные капиталовложения в районные котельные на один уста-
установленный мегаватт тепловой мощности Ар.к=12 000 руб/МВт. По-
Постоянный коэффициент в формуле стоимости тепловой сети (стоимость
трубопровода с материальной характеристикой 1 м2) 6т.с=400 руб/м2.
Ежегодные отчисления от капиталовложений на амортизацию и
210

текущий ремонт с учетом общестанционных или общесетевых расхо-
расходов: отчисления по ТЭЦ и КЭС /тэц = fioc=0.096 1/год; от-
отчисления по районным котельным fp.„=0,102 1/год; отчисления по
тепловым сетям fTC=0,075 1/год.
Штатные коэффициенты для ТЭЦ, КЭС, районных котельных и
тепловых сетей: «тщ = 0,9 чел/МВт; тКЭс = 0,2 чел/МВт;
отр к=0,22 чел/МВт (тепловой); тт.о=0,19 чел/МВт (тепловой).
Среднегодовая заработная плата (с учетом начислений на соц-
соцстрах) на одну штатную единицу на ТЭЦ и КЭС г - , =
= 1600 руб/(чел ¦ год), а в районных котельных и тепловых сетях
гр.к=/-т.е.=1500 руб/(чел-год).
Общестанционные или общесетевые расходы в стоимости обслу-
обслуживания учесть в размере 27% заработной платы. Стоимость замы-
замыкающего условного топлива zTOnn=36 руб/т.
При сравнительном расчете вариантов пренебречь затратами по
топливной базе и дополнительным электрическим сетям, а также за-
затратами, связанными с перекачкой воды и тепловыми потерями и
тепловых сетях.
Решение. Тепловая мощность районных котельных
Qp.K = 0,98QT3U = 0,98-740 = 725 МВт (МДж/с).
Годовой отпуск теплоты ТЭЦ (отборами и пиковыми котлами)
и районными котельными:
= 740.3400-3600-10-» = 9,06-10* ГДж/год =
=2,16-10* Гкал/год;
щ 0,88-9,06-10« = 7,97.10» ГДж/год =
= 1,90-10* Гкал/год;
Q™« = 0,12Q^ = 0,12.9,06-10» = 1,09- 10«„ГДж/год =
= 0,26-10е. Гкал/год;
<?р°к = <?p.kV = 725-3400..3600- 10-з = 8,87- 10е ГДж/год =
= 2,12-10* Гкал/год.
Электрическая мощность ТЭЦ и КЭС:
Njm= 105-2 = 210 МВг;
^кэс = !.°7Мгэц = 1.07.210 = 225 МВт. ...
Выработка электроэнергии на ТЭЦ и КЭС за год:
= ЛГтэцгаиэ = 210-103-6300= 1323-10е кВт-ч/год;
= 225,103-6300 = 1418-10» кВт-ч/год.
211

Выработка электроэнергии на тепловом потреблении и по кон-
конденсационному циклу на ТЭЦ:
3T=s,Q=130-7,9710»=1036-109 кВт-ч/год;
-?T= 1323-1Св— 1036-108 = 287.10» кВт-ч/год.
Годовой расход условного топлива при комбинированной и раз-
раздельной схемах энергоснабжения:
=0,154-1036- 10в+0,4-287- 10в+40-7,97-10«+
+41-1,09-106=638-10е кг/год==638-103 т/год;
Яразд = Ьк9Экэс+ 6^0™ = 0,31 • 1418-10» +
+ 41 -8,87- 10в = 803-10» кг/год = 803-10» т/год.
Экономия условного топлива при комбинированной схеме энер-
энергоснабжения города
ДВ=Вразд—Вком6=
=803 103—638-108=165-103 т/год.
Удельная материальная характеристика тепловой сети (попра-
(поправочный коэффициент <р=1,1) для комбинированной и раздельной схем
энергоснабжения:
Материальная характеристика тепловой сети при комбинирован-
комбинированной и раздельной схемах энергоснабжения:
мкомб = m«°m6Qt3U = 72,5• 740 = 53 700 м2;
. МРазд = Л^зд<Эр.к = 64,6-725 = 46 800 м\
Капиталовложения в тепловые сети при комбинированной и раз-
раздельной схемах энергоснабжения:
К*° = ЬМкомб = 400-53 700 = 21,5- 10е руб;
К%%* = буИразя = 400-46 800 = 18,7-10» руб. .
Капиталовложения в ТЭЦ, КЭС и районную котельную:
•Ктэц = ктэц?тэц = 220.210- 1С» = 46,2¦ 10» руб;
*кэс = ккэсукэс = 120-225-10* = 27-10» руб;
Яр.«=Кр.к<Эр.к=12000-725-103=8,7- 10е руб.
212

Общие капиталовложения при комбинированной и раздельной схе-
схемах энергоснабжения:
Яко«б = КТЗц+ Л?°мб = 46,2- 1С» + 21,5- 1С» _ 67,7- 1С» руб;
А'разя = #КЭС + %к + К?асзА = 27- 1С» + 8,7- 1С» + 18,7- 1С» _
= 54,4-1С» руб.
Ежегодные эксплуатационные расходы (издержки производства)
при комбинированной и раздельной схемах энергоснабжения, вклю-
включая отчисления на амортизацию и текущий ремонт, заработную пла-
плату, а также стоимость дополнительного топлива (для раздельной схе-
схемы энергоснабжения):
# комб = И™* + "ш + "зТпЦ + <п = IТЭЦКТЗЦ +
+ Ь.сКт? + '"ТЭЦ'ИТЭЛЦ-1 >27 + 'т.с'Пг.сОтэЦ- • >27 =
= 0,С96.46,2.1С«+0,075.21,5.1С»+ 1600-0,9-210-1,27 +
+ 1500-0,19-740.1,27 = 6,7-1С» руб/год;
разд = tf то„л + И^ + Mf + И™ + И™ + «К + И™ =
ГкэЛэс + fp.K^Cp.K + fT.cK?acA + '"кэс'"кэслгкэс- • >27 +
4- /-р.кИр.кОр.к-1,27 + Гр.кЛ'р.кОр.к-1,27 = 36-165.IC» +
+ 0,С96.27-1С»+0,102-8.7.1С + 0,075-18,7-1С» + 1600-0,2.225.1,27+
+ 1500-0,22.725.1,27+ 1500-0,19.725-1,27= 11,47-1С» руб/год.
Годовые приведенные затраты при комбинированной и раздель-
раздельной схемах энергоснабжения:
=0,125-67,7.104-6,7-10в=15,16- 10е руб/год;
=0,125-54,4- 10е-11,47-10«=18,8- 10е руб/год;
Таким образом, по приведенным затратам оптимальным является
вариант комбинированной схемы.
Срок окупаемости дополнительных затрат для варианта комбини-
комбинированной схемы по сравнению с вариантом раздельной схемы
Ккомб— Кразд 67,7-10» —54,4-1С'_
ок= //род-Явдй ~П,47-1С»-6,7-1С» 2-8 на-
наследует отметить, что при учете дополнительных капиталовло-
капиталовложений в электрические сети и топливную базу вариант комбинирован-
комбинированной схемы энергоснабжения города окажется еще более эффек-
эффективным.
213

Пример 12.9. Решить пример 12.8 с учетом приведения капита-
капиталовложений к базисному сроку. В качестве базисного /года принять
срок ввода объектов в эксплуатацию 7"=4 года. При /расчете также
принять, что капиталовложения равномерно распределены по годам
строительства. Нормативный коэффициент приведения а=0,08.. Еже-
Ежегодные эксплуатационные расходы Яком о и #разд условно принять
по примеру 12.8.
Решение. Из примера 12.8 имеем: Лкомб=67,7- 10б руб.;
/Сразд=54,4-106 руб.; ЯкОмб=6,7-10еруб/год;йРаэд= И,47-106 руб/год.
Приведенные капиталовложения при комбинированной и раз-
раздельной схемах энергоснабжения
г
[A+0,08)»
+ A + 0.08J + A + 0,08) + 1] = 67,7-10». 1,126 = 76,2-10» руб.;
+ A +0,08) +1] = 54,4.10«. 1,126 = 61,3.10" руб.
При учете приведенных капиталовложений годовые приведенные
затраты для комбинированной и раздельной схем энергоснабжения
составят:
0,125-76,2.10* + 6,7.10» =
= 16,23-10» руб/год;
Зразд = ?ВЯ?РД + "разд - °. 125-61,3.1V + П ,47-10« =
= 19,13-10* руб/год.
Таким образом, при новых условиях расчета оптимальным остает-
остается по-прежнему вариант комбинированной схемы энергоснабжения
города.
Пример 12.10. Определить оптимальную толщину изоляции двух-
двухтрубного водяного подземного теплопровода, проложенного в непро-
непроходном канале без промежуточной стенки. При расчете условно при-
принять, что толщина изоляции на обратном трубопроводе бг равна по-
половине толщины изоляции подающего трубопровода бьт. е. б^ =0,56].
В качестве тепловой изоляции принята минеральная вата, которая
защищена наружным покрытием (защитной коркой). Наружный
диаметр трубопровода d=530 мм, а толщина наружного покрытия
изоляции (защитной корки) бп=15 мм. Ширина непроходного канала
214

(в свету) B*=lfi м, высота (в свету) Я=0,9 м, теплопроводность
стенок канала примерно равна теплопроводности грунта Лк=ЯГр. Глу-
Глубина заложения канала (до оси труб) ft=l,6 м. При расчете принять
следующие данные для теплового расчета.
Теплопроводность: изоляции Ли=0,08 Вт/(м-°С), защитной корки
Яп=0,45 Вт/(м-чЗ) и грунта ЛГр=чА,к=1,8 Вт/(м-°С); коэффициенты
теплоотдачи: на шаружной поверхности изоляции ап=Ю Вт/(м2-сС);
на поверхности канала ак=Ю Вт/(м2-°С) и на поверхности земли
ао=18 Вт/(м2-°С);\ среднегодовые температуры: сетевой воды в по-
подающем трубопроводе Ti=87cC, сетевой воды в обратном трубопро-
трубопроводе т2=45 °С, наружного воздуха ta=5 "С.
Эксплуатационные и экономические данные принять следующие:
длительность работы теплопровода т=8400 ч/год; стоимость едини-
единицы теплоты 2т=1,2 руб/ГДж; стоимость единицы объема изоляции
ги=45 руб/м3; стоимость единицы поверхности защитной корки zn=
=2,1 руб/м2; доля ежегодных отчислений, сложенная с нормативным
коэффициентом эффективности, f+?H=0,2 1/год.
Решение. Задачу решаем методом вариантов. Для этого за-
задаемся несколькими значениями толщин изоляции на подающем тру-
трубопроводе Sj и вычисляем тепловые потери для каждого варианта.
Затем находим приведенные затраты, которые будут складываться
из стоимости тепловых потерь 1 м теплопровода и приведенных за-
затрат по изоляции. Оптимальную толщину изоляции выбираем по ми-
минимуму приведенных затрат. Предварительно находим приведенную
глубину заложения оси теплопровода йПр, эквивалентный диаметр ка-
канала йакв и термическое сопротивление на поверхности канала и
грунта вместе со стенками канала RK.O:
4F 4//Д 12НВ 2-0,9-1,6
6= '¦15м:
1
-и7У ll
,15 У J
3,14-1,15-кГ 2-3,141,8 ln[l, 15
= 0,182 м-°С/Вт.
Находим выражения, удобные для вычисления термических со-
сопротивлений подающего Rt и обратного /?2 трубопроводов, пренебре-
пренебрегая сопротивлением внутренней поверхности трубы и стенки трубы:
215

iioki и диу.\ напраилсння* /Ч-Й км имеет инача.те расход воды G,=
050 кг/е. Число часов работы тепловой сет» т—8000/ч/год. а чне-
.11) 'incon использования установленной рабочей мощности насосип
нн>- fitfOO ч/год ii|H! КПД насосной установки Tin г=0.Я5. Средняя за
год разность температур те но Л иод и и окружающей/с рели т,г—/„=-
' (ill'С. коэффициент те i i.io 11с | »с да >i > г тс плои р о иод и (отнесении A к ре-
рентной iroiiepxiiOirTii) fr-0,8 Вт/(м1вС). коэффициент местных потерь
шматы ft—0.2-">. Коэффициент местных потерь давления u—0.G
ЭКО1ЮМНЧ1-СКНС [iDka.iaTC.iii при расчете Припяти' следующие Ь-,, ¦¦=
=-¦280 руб/ч1: Ья-80 руб/кВт; /, , + ?*=-f. ff«=0.2 I'год: .',¦»
^-0,U2 рубМкВтч). г, =-1.4 руйЛ'Дж
Удельную материальную характера п<ну прн удельной потере
давления вдоль глэвпоП магистрали ffo-=50 Па/н принять Мтя-=
-70 н'/МВт.
Отпет. ЛОР,=79 rfa/м.
Задача 12.12. Определить оптимальное падение давления и опти-
оптимальный диаметр транзитного одиночного паропровода длиною 1=
¦-Й500 м с конечным давлением пара р.,-0.6 МПа и числом часои
работы т=8000 ч/год
Раскол пара составляет О—30 кг/с=108 т/ч, а годовой отпуск
теплоты с ТЭЦ 0r"=l.510i ГДж/год=г0.358 10" Гкал/год. На ТЭЦ
установлена турбина с начальным к параметрами пара ро3 МПа и
fe—55S"C. имеющая промышленный регулируемый отбор 0,5—
1.0 МПа. Внутренний относительный КПД турбины t|oi«=O,8. Показа-
Показатели тсплорой сети принять: n=0.4; (J-0.25; fc^O.8 Bt/(u*-*C). Ti--.<
пера г у pa окружающей среды fo=5°C, падение температуры пара по
длине паропровода 20 "С.
Экономические показатели принять следующие:
6т.с.=40О руб/м1; /т.(+?н=0.2 1/год; .-,-2 руб/ГДж™
¦=8,38 руб/Гкал; г,дол=40 руб/т условного топлива.
Д.1Я рЯСЧСТа \.ll'.1l>llCtll ИираСиТКН *.H>kTpOiHC|t[IHI IIII ИЧЫиНиМ
ншребленнп, иПт ¦ чТДж. можно иixiio.ii.joixm.cn пдщАлижсшюП яя-
вненностью Эт = 190—0,6/в,г, где Га«с —температура насыщения пара
в промышленном отборе. СС Для вычисления расхода топлива мож-
можно воспользоваться формулой, приведенной в примере 126. приняв
(>*,=39 кг/ГДж. Ь\—6»,=0,2 кг/(кВтч).
Ответ. броот=0.1 МПа; rfaDT=0.646 «м.
Задача 12.13. Для условий примера 12.5 определить годовые
удельные приведенные затраты на транспорт единицы теплоты, при-
приняв нормативный коэффициент эффективности ?n™— 0.I2R 1/гол.
Отоет. э=0.156 руб/ГДж.
Задача 12.14. Определить оптимальную тплшнну изоляции из ми-
минеральной ваты для надземного паропровода с наружным диаметром
rf—325 мм, по которому должен подаваться пар со средней темпе-
температурой т—155*С. Средняя температура наружного воздуха tfS'C.
21R

.i Kuii|>i|umni'Ui Ti'ii-i'Hii.iii'iii ил понермюсть ino-miiim u 23 Вт/(м'Х
X°C). Теплопроводность н полиции J.^0,072 Вт/(ы"С). Число часов
работы паропровода /7 т-8000 ч/год. Стоимость теплоты гт—
•=\3 руб/ГДж^ стоимость изоляции г,-50 руб/н1: стониость мщит-
мой корки по сетке гО1=2.3 руб/н3. При расчете термическим сопро-
тнвленисы защитной корки пренебречь. Сумча доли годовых отчис-
отчислений от капиталовложения ir нор мат и и но го коэффициента эффектив-
эффективности /¦Ч-Си1=0.25 1/год.
Ответ. 8=12.1 мм.
15'

ПРИЛОЖЕНИЯ
Приложение
Укрупненный показатель ц ннсиыалыпго расхода теплоты
на отопление I ы* мнлой площади (ГНнП 11-36-73)
Расчетная температура наруж-
наружного воздуха на отопление
'».о. еС
Укрупненный показатель q,
ккал (м«-ч)
То же д. Вт/м1
-10
МО
126
-20
130
151
—30
150
174
—40
16и
166
Приложение L1
Удельные расходы теплоты qt на вентиляцию служебных
и вещественных зданий
Административные здания, здания научно-исследова-
научно-исследовательская и проектных институтов
Клубы
Театры к кинотеатры
Магазины, учебные заведения, пожарные депо
Поликлиники, диспансеры, амбулатории
Больницы
Б вин, лаборатории
Прачечные
Детские ясли-сады
Школы общеобразовательные
?r Bt/I».1 <:
0,21
0,24
U.4S
0,12
0,29
0,35
1.2
0,9-1
1.12
0,Ш
Нормы расхода горячей воды (СНиП П-34-78)
П0Трсбн1С1Ь
Жнлыс дома квартирного типа, обору-
оборудованные:
умывальниками, ной каин н душа-
душами, одни житель
сндячнын ваннами и душами, один
житель
Норма рас «да горячен води
с р«дк «не-
«недельного,
.1/сут
S ffl
¦ сутки
наибольше-
наибольшего водо-
вп", л/сут
100
ми
нпкек-
И1.11ЛОГ1-.
.1/4
9.2
220

Прмолжгпиг при.юж. 3
Потрсбтгль
Норм* расхода горачгл «еды
в сути»
миваль-
акт вода-
noTpc6.it-
ни», л'сут
ишшаын длиной от 1500 до 1700 мм
и душаин, один житель
Жилые дома квартирного типа при вы-
высоте зданий более 12 этажей к по-
повышенной благоустройстве, одни жи-
житель
Общежитии с общими душевым», одни
житель
Общежитии с общими душеаыни, сто-
столовыми и прачечными, одни житель
Гостиницы, мотеля, пансионаты с общи-
общими ваннами п душами, одни житель
Гостиницы с ваннами в отдельных но-
номерах:
до 25 % общего числа номероц,
один житель
до 75 % общего числе номеров,
олнн житель
во всех номерах, одни житель
Больницы, санатории общего типа (с
обшнми ваннами и душевыми), одна
конка
Санатории, дома отдыха с нзннанн при
всех жнлих комнатах, одна коЛка
Поликлиники и амбулатории, одни
больной
Прачечные.
немеханнзнроваиные
иеяан тированные, ! кг сухого
белья
Учебные заведения, общеобразователь-
общеобразовательные школы с душевыми при гимна-
гимнастических залах, одни учащийся и
одни преподаватель в смену
Школы-интернаты, одно мести
Детские ясли-сады:
с дневный пребыванием детей, один
ребенок
с круглосуточный пребыванием де-
детей, один ребенок
Продовольственные магазины, одно ра-
рабочее место
Парикмахерские, одно рабочее «есто
105
116
80
70
120
130
80
74
100
160
300
1№
З.Ю
Б
15
25
100
160
200
180
г к)
G
15
25
00
3»
35
too
70
100
30
35
100
70
221

Коэффициенты местных сопротивлений и эквивалентные длины при
Местные сопротивления
Схема
Коэффи-
Коэффициент
местных
сопротив-
сопротивлений
Эквивалентные длины
50
100
Параллельная задвижка
Клапан нормальный
Клапан „Косва"
0,5—0,3
5,0—7,7
2.9—0,87
0,72
7,2
4,2
1,53
18,4
7,8
Обратный затвор:
поворотный
подъемный
1,3—2,95
6,4-6.9
1,87
9,2
5,1
21.8
Водомер
Компенсатор однолинзовый:
без рубашки
с рубашкой
П-образный компенсатор:
r=(!,5-=-2)d
r=3d
3,0-1,5
1,6—0,5
0,1
4,31
5,1
5,55
0,34
2,5
1,9
3,6
2.74
8,5
6,46
Сальниковый компенсатор
0,3
1,02
Гнутое колено гладкое:
r=A.5-=-2)d
r=3d
Сварное колено 90е:
одношовиое
двухшовное Г-d
трехшовное r^=l,5
Сварное колено одношовное
120°
0,55
0,4
0,79
0,58
1,36
1.3
0,7
0,6
1.87
1,01
0,R6
4,42
2,38
2,04
0.7
1,01
2,38
Грязевик
¦а
10,1
23,8
Гнезапное сужение':
d,/d,
d,/da=3
d,/da=10
0,3
0,4
0,5
0.6
0,43
0,58
0,72
0,85
1,02
1,36
1,7
2,04
222

?э=0,5 мм
Приложение 4
/ , м, при внутреннем диаметре труб, мм
207
259
309
408
514
612
700
80Э
996
1192
1392
2,9
52,7
11,9
3 0
74.0
13,5
4.34
98
14,0
5.U4
153
17,2
7.У5
220
21,2
9,94
11,8
13,9
10,0
18.2
18,1
58,6
22,4
29,4
45,6
6S
89,5
112
133
158
179
10,5
0,85|
12,6
1,12
1,4
16,0
17,2
2,65
19,9
3,31
22,5
3,92
24,7
4,62
26,6
5,34
30,4
6,03 I
37,8
7,6
46
9.2
21,3
16,1
28,0
21,3
35,0
26,6
49,5
37,6
66,2
82,8
98,0
115,5
133,4
152
189
230
2,55
3,36
4,2
5,94
7,95
9,94
11,8
13,9
16,0
18,2
22,7
27,6
4,67
3,4
6,16
4.48
7,7
5,6
10.9
7,92
14,6
18,2
21,5
25,4
29,3
33,4
41,6
SO, 5
11,0
14,6
18.2
25,8
34,5
43,1
51,0
60.1
69.4
79.1
93,4
119
5,95
7,84
9,8
13,9
18,5
23,2
27,4
32,3
37,4
42,6
53
64.3
5.1
6,73
8,4
11,9
15,9
19,9
23,5
27,7
32.0
36,5
45,4
54.6
5 .95
7,84
9.8
13,9
18,5
23,2
27.4
32,3
37,4
42,6
53
64,3
59,5
78,4
98,0
139
185
232
274
323
374
426
530
546
2,55
3,4
4,3
5,10
3,36
4,48
5,6
6,72
4,2
5,6
7,0
8.4
5.94
7,92
9.9
11.88
7,95
10,6
13,3
15,9
9,93
13,2
16.6
19,86
11.8
15,7
19,6
23,6
13.9
18,5
23,1
27.8
16,0
21.4
26,7
32,0
18,3
24,4
30,4
36,6
22,7
30,3
37,9
45,4
27,6
36,7
46
64,6
223

Местные сопротивления
Внезапное расширение:
di/d2=l, 5
d,/d,=2
dt/di=3
di/da=10
Диафрагма:
d/D=0,35
d/D=0,40
d/D=:0,45
d/O=0',6
d/D=0,7
d/D=0,8
Проход тройника d=dt при
разделении потока2:
,G,/G=0,2
О,/О=0,4
O,/G=0,6
Gi/O=0.8
Oi/O=l,0
Ответвление тройника dt—
—d при разделении пото-
G2/G=0,2
G2/G=0,4
G2/G=n,6
G JG=0,8
Проход тройника d=d, при
соединении потоков*:
G,/G=0,2
G,/O=0,4
O,/G=0,6
O,/G=0,8
Ответвление тройника d—d,
при соединении потоков5:
Cs/O=0.4
G2/G=0.6
G2S/G = 1,'O
Произвольное местное со-
сопротивление с 5=1
Схема
1 | i
"i 1
гтг
1 П"
«4а*
Л
Т.
L
¦ 5,i—L=-9
t.z
р J )
^rf,5
Коэффи-
Коэффициент
местных
.'сопротив-
.'сопротивлений
0.3
0,6
0,8
1.0
150
75
45
28
11
4
1,5
5,3
0,5
0.1
0.05
0,05
5,5
2,6
1,7
1,3
14
3,4
1,3
0,5
1.5
1,7
1,4
1,1
1
Эквивалентные длины
50
0,43
0,86
1,15
1,44
216
108
65
40,3
15,8
5,76
2,16
7.63
0,7
0,14
0,07
0,07
7,92
3,74
2,45
1,87
20,2
4,9
1,87
0,72
2.16
2,45
2,02
1,50
1,44
100
1.02
2,04
2,72
3,4
510
255
153
95,2
37,4
13,6
5,1
18,0
1,7
0.34
0,17
0,17
18,7
8,84
5,78
4,42
47,6
11,6
4,42
1,7
5,1
5,78
4,76
3,74
3,4
150
1.71
3,42
4,56
5.71
858
42!)
257
157
62.8
22,8
8,58
30,3
2,86
0,57
0,29
0,20
31,4
14,8
9,7
7,43
80
19.4
7,43
2,86
8,58
9,7
8,0
6,28
5.71
1 Значения Ей/ отнесены к бочыле! скорости.
2 Значения 5 и 1Ц отнесены к расходу Oi.
1 Величины i и /д отнесены к расходу 0 г-
* Величины 5 и /э отнесены к расходу G.
» При значении эквивалентно:! шерохопатости, отлично"! от *э=0,5 мм, эквипа
правочные множители:
Эквивалентная шероховатость къ, мм ¦ 0,2 0,5 1,0
Поправочный множитель L26 1,0 0,84
224

Продолжение прилож. 4
/,.«.
207
2.56
5,10
6,8
8.5
1276
638
382
238
93,5
34,0
12,8
45.0
4,3
0,85
0.43
0,43
46,7
22,1
14,4
11,0
119
28,8
11.0
4.3
12,8
14,4
11,9
0,35
8,5
при рнутреннем диаметре
.259
3,36
6,72
8,97
11,21
1680
840
504
314
123
44,8
16,8
59,5
5,6
1,12
0,56
0,56
61,7
29,1
19,0
14,6
157
38,0
14,6
5,6
16,8
19,0
15.7
12,3
11.21
309
4,2
8,4
11.2
14,0
2100
1050
630
392
154
56
21
74,2
7.0
1.4
0,7
0,7
77
36,4
23,8
18.2
196
47.6
18,2
7,0
21
23,8
19,6
15,4
14,0
408
6,94
11,88
15.8
19,8
2970
1485
890
554
218
79,2
29,7
105
9,9
1,98
0,99
0,99
109
51,5
33,7
25,8
277
67,4
25,8
9.9
29.7
33,7
27,7
21,8
19,8
514
7,95
15,90
21,2
26,5
3980
1990
1190
742
292
106
39,8
141
13,3
2,65
1,33
1.33
146
69
45
34.5
371
90
34,6
13,3
39,8
46,0
37,1
29.2
26,5
труб,
612
9.93
19,86
26,5
33.1
4960
2480
1490
927
364
132
49,6
75
16,6
3,31
1,66
1,66
182
86
56,2
43,1
463
112,4
43,1
16,6
49,6
56.2
46,3
32,1
33.1
им
700
11,8
23,6
31.4
39.2
5880
2940
1760
1098
431
167
68,8
208
19,6
3,92
1,96
1.96
216
102
66,6
51.0
549
133,2
61,0
19,6
58,8
66,6
54,9
43,1
39,2
800
13,9
27.8
37.0
46,2
6940
3470
2080
1290
608
185
69,4
245
23,1
4,62
2.31
2,31
264
120
78.6
60,1
647
157,2
60,1
23,1
69,4
78,6
64,7
50,9
46.2
В-
898
16,0
32,0
42,7
53,4
8020
4010
2400
1495
587
214
80,2
283
26.7
5.34
2.67
2,67
293
139
90,8
69,5
748
181,6
69,5
26,7
80,2
90,8
74,8
58,7
53,4
996
18,3
36,6
48,6
60,8
9130
4566
2740
1700
669
244
91,3
332
30.4
6,08
3.04
3,04
334
158
103
79,1
851
205
79,1
30,4
91,3
103
85,1
66,9
60,8
1192
22.7
45,4
61
75,9
11360
5680
3400
2120
833
303
114
401
37,9
7,6
3,8
3,8
416
197
129
98,4
1060
257
98,4
37,9
114
129
103
83,2
75,7
1392
27.6
54.6
73,5
91.9
13 790
6890
4135
2570
1010
368
138
487
46
9,2
4.6
4.6
505
239
156
119
1290
312
119
46
138
156
129
101
91.9
лентная длина находится путем умножения табличных данных на следующие по
225

Основные физические константы воды
Приложение 5
Температура
t, "С
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
120
140
160
180
200
Теплоемкость
кДж
О
К
4,19
4,19
4,19
4,19
4,19
4,19
4,19
4,20
4,20
4,22
4,25
4,3
4,3
4,35
4,45
4,
53
Плотность р.
кг/м» '
999,9
999,7
998,2
995,7
992,2
988,1
983,2
977,8
971,8
965,3
958,4
943,4
926,4
907,5
887
865
Теплопровод-
Теплопроводность X,
Вт/(м-°С)
0,556
0,576
0,599
0,618
0,631
0,643
0,656 ¦
0,664
0,668
0,678
0,682
0,686
0,686
0,684
0,675
0,665
Кинематичес-
Кинематическая ВЯЗКОСТЬ
10«-v, м!/с
1,795
1,310
1,010
0,804
0,659
0,556
0,478
0,416
0,367
0,328
0,296
0,246
0,212
0,192
0,174
0,162
Температуро-
Температуропроводность
10'-о, м»/с
1,314
1,372
1,429
1,478
1,522
1,558
1,592
1,615
1,639
1,668
1,682
1,705
1,772
1,734
1,720
1,700
Число Пранд-
тля Pr=v/o
13,06
9,54
7,04
5,44
4,33
3,57
3,00
2,68
2,24
1,97
1,76
1,44
1,23
1,11
1.01
0,95
Коэффициент
объемного
расширения
10*р. 1/°С
—0,63
+0,88
2,07
3,04
3,90
4,6
5,3
5,8
6,3
7,0
7,5
8,6
9,7
10,8
12,2
13,6
226

Приложение 6
Удельное сопротивление трубопроводов (на 1 м длины) при ?э=0,5 мм
Внутренний диаметр
d, м
0,051
0,082
0,100
0,125
0,150
0,184
0,207
0,259
0,309
0,359
0,408
Примечание
Удельное сопро-
сопротивление s, с*/м«
9206
685,7
241,9
74,97
28,79
9,849
5,307
1,636
0,6477
0,2947
0,1506
Внутренний диа-
диаметр d, м
0,466
0,514
0,612
0,700
0,800
0,898
0,996
1,096
1,192
1,392
При эквивалентной шероховатости
Удельное сопротив-
сопротивление s, с"/м*
0,07493
0,04418
0,01792
8,849-10-3
4,390-10-»
2,392-10-s
1,389-10-»
0,8407-10-»
0,5410-10-»
0,2396-10-»
отличной от k=
=0,5 м, удельное сопротивление трубопроводов находится путем умножения
табличных данных на следующие поправочные множители:
Эквивалентная шероховатость *э, мм 0,2 0,6 1,0
Поправочный множитель 0,795 1,0 1,19
Приложение 7
Технические характеристики пароводяных вертикальных сетевых
подогревателей Саратовского завода энергетического машиностроения
(ОСТ 108, ОСТ 271, ОСТ 101-76)
Показатель
Площадь поверхности нагре-
нагрева, м2
Номинальный расход воды,
т/ч
Площадь живого сечения для
прохода воды, м2
Потеря напора с водяной сто-
стороны, м
Число ходов воды
Число латунных трубок диа-
диаметром 19/17,5 мм
Диаметр корпуса, мм
Общая высота подогревате-
подогревателя, мм
Расстояние между соседни-
соседними перегородками каркаса
подогревателя, м
Рабочее давление (избыточ-
(избыточное), МПа:
с водяной стороны
с паровой стороны
I
8
Е
200
800
0,123
5,5
2
1018
1232
5540
1,67
1,5
0,7
щ
200-1'
8
с
200
800
0,123
5,5
2
1018
1232
5540
1,67
2,3
1.4
ц
¦315-Ь
О
315
ИЗО
0,137
5,5
2
1144
1540
7140
1,61
2,3
1.4
1-23
500-1'
8
с
500
1800
0,226
5,5
2
1830
1640
7340
1,62
Н
1,4
227

Продо ьжение прилож. 7
Показатель
Максимальная температура
среды, °С:
пара
воды
Масса, т:
без воды
. с водой
I
3
?
400
150
6,6
11,5
4-23
200-1
ш
и
350
180
6,6
11,5
14-23
315-1
m
Н
400
150
10
19,4
D-23
§
?
400
180
11,9
25,4
Приложение 8
Основные данныз секционных вэдо-водянык пэдогрэвателей
по ОСТ 34-588-68
Диаметр
корпуса.
мм/мм
57/50
76/69
89/82
114/106
168/156
219/207
273/259
325/309
377/359
426/408
530/514
Коли-
Количество
трубок
4
7
12
19
37
64
109
151
216
283
450
са © X
3*3 §
С л Его
0,75
1,31
2,24
3,54
6,9Э
12,0
20,3
28,0
40,1
52,5
83,4
Площадь проходного
живого сечения, м"
внутри
трубок
0,00062
0.0Э108
0,00185
0,00293
0,00570
0,00985
0,0168
0,0233
0,0333
0,0436
0,0693
между
трубками
0,00116
0,00233
0,00287
0,0050
0,0122
0,0208
0,0308
0,0446
0,0578
0,0719
0,1154
H?gg
? е я а
СП X S С 2
13
16,4
13,4
15,5
20,7
25,8
19,6
20,8
19,3
18,6
—
Сопротивление одной
секции /=4 м.
М'С
трубок
1 380 000
456000
155 000
62 500
16400
5450
1820
910
—
2/м«
межтруб-
межтрубного про-
пространств
820 000
336 000
134 000
44 200
7400
2860
1170
520
_
.
•
Приложение
Температурные множители в формулах для определения
коэффициентов теплоотдачи
Конденсирующийся пар
Темпе-
Температура
насы-
насыщения
t, "С
20
30
40
50
А,
'/(м-К)
[формула
(' )]
5,16
7,88
11,4
15,6
Вт/(м'-75х
ХК075)
[формула
G.6I
—
At
Вт/(м''78х
ХК0-78)
[формула
G.7)|
—
Л-10».
м/Вт
[формула
7.9I
1,62
2,06
2,55
3,06
Вода при турбулент-
турбулентном движении
темпе-
температура
t, "С
20
30
40
50
At. Вт-с°>8/(м2.6.К)
[формула G,10I
2124
2220
2400
2574
228

Продолжение при w >ic. 9
Конденсирующийся пар
Темпе-
Температура
насы-
насыщения
t. °С
60
70
80
90
100
ПО
120
130
140
150
160
170
180
Л„
1/(м-К)
[формула
G.5I
20,9
27,1
34,5
42,7
51,5
60,7
70,3
82,0
94,0
107
122
136
150
А,.
Вт/(м1'75Х
ХК0.75)
[формула
G.6I
8403
8688
8925
9135
9327
9467
9563
9653
9727
9772
9727
Л,,
Вт/(м'.78х
ХКО,78)
[формула
G.7) 1
12 140
12 601
13 031
13 402
13 734
14 001
14 246
14 392
14 501
14 600
14 629
AflO»,
м/Вт
формула
G.9)]
3,62
4,22
4,88
5,57
6,28
6,95
7,65
8,47
9,29
10,15
'11,09
12,04
112,9
Вода при турЗулентном
движении
темпе-
температура
t, "С
60
70
80
90
100
ПО
120
130
140
150
160
170
180
/45,Вт.с°.8/(м2-г>.К)
[формула G.10) ]
2773
2896
3051
3269
3315
3439
3554
3663
3762
3852
3937
4012
4076
Приложение 10
Стальные трубы для теплопроводов
Услов-
Условный
проход,
мм
32
40
50
70
80
100
125
150
175
200
250
300
350
400
400
450
500
Наруж-
Наружный
диа-
диаметр,
мм
38
45
57
76
89
108
133
159
194
219
273
325
377
426
426
480
530
Вну-
трен-
тренний
диа-
диаметр,
мм
33
40
51
70
82
100
125
150
184
207
759
309
359
408
414
466
514
Толщи-
Толщина
стенки.
мм
2,5
2,5
3,0
3,0
4,0
4,0
4,0
4:5
5
6
7
8
9
9
6
7
8
Масса
1 м
трубы,
кг
2,15
2,6
4,0
5,4
7,3
10,2 '
12,7
17,2
23,2
31,5
46,7
62,5
81,5
91,6
62,0
80,5
103
Площадь
поперечно-
поперечного живого
сечения
стенки
трубы, см2
2,79
3,30
5,09
6,88
9,40
13,11
16,2
21,9
29,7
40,2
58,4
79,4
104
118
79
104
131
Объем
1 м, л
0,855
1,26
2,04
3,85
5,34
7,86
12,3
17,7
26,7
33,4
52,7
75,4
102
131
135
169,5
207
Экватори-
Экваториальный
момент
инерции
/, см4
4,42
7,90
19,5
46
80,5
190
339
653
1250
2300
5250
10 500
18 000
28000
19 500
29 000
46 000
Экватори-
Экваториал ьныП
момент
сопротив-
сопротивления V,
см''
2,33
3,52
6,85
12,1
18,1
35,2
51
82,1
129
210
384
645
950
1310
920
1210
1730
229

Продолжение прилож. 10
У слов-
ный
проход
мм
600
700
800
900
1000
1100
1200
1400
Наруж-
Наружный
диа-
диаметр,
мм
630
720
820
920
1020
1120
1220
1420
Вну-
трен-
тренний
диа-
диаметр,
мм
612
700
800
898
996
1096
1192
1392
Тол-
Толщина
стенки,
мм
9
10
10
11
12
12
14
14
Масса
1 м
трубы
кг
137
174
200
246
298
326
415
482
Площадь
попереч-
поперечного живо-
живого сеченая
стенки
трубы,см"
176
223
254
300
380
418
530
618
Объем
1 м, л
295
385
502
636
784
944
1120
1530
Экватори-
Экваториальный
момент
инерции
/, см*
80000
145 000
205 000
365 000
450 000
650 000
1 000 000
1 600 000
Эквато-
Экваториальный
момент
сопротив-
сопротивления W,
СМ"»
2740
4040
50СО
7950
8800
11600
16 300
22 500
Приложение 11
Соотношение между единицами СИ и единицами системы МКГСС,
а также тепловыми единицами, основанными на калории
Единицы силы
1 Н=0,102 кгс; 1 кН=102 кгс;
1 кгс=9,81 Н.
Единицы давления
1 Па=1 Н/м2=0,102 кгс/м2;
кПа = 103 Па=102 кгс/м2=0,0102 кгс/см2;
МПа=10« Па =10,2 кгс/см2;
кгс/см2=10* кгс/м2=735 мм рт. ст.=98 100 Па=98,1 кПа=
=0,0981 МПа;
мм вод. ст. = 1 кгс/м2=9,81 Па;
мм рт. ст.= 13,6 мм вод. ст.= 13,6 кгс/м2=133 Па.
Динамическая вязкость
1 Па-с=1 кг/(м-с) =0,102 кгс-с/м2;
1 кгс-с/м2=9,81 Пас=9,81 кг/(м-с).
Работа и энергия
1 Дж=1 Н-м=0,102 кгс-м=0,239 кал=0,278-10-в кВт-ч;
1 кДж=102 кгс-м=0,239 ккал=0,278-10~3 кВт-ч;
1 МДж=106 Дж=103 кДж=102 000 кгс-м=239 ккал=0,278 кВт-ч;
1 ГДж=109 Дж=105 кДж=103 МДж=102-106 кгс-м=0,239 Гкал=
= 278 кВт-ч;
1 кВтч=3,6-10б Дж=3600 кДж=3,6 МДж=3,6-10-3 ГДж;
1 ккал=103 кал=4187 Дж=4,187 кДж;
1 Мкал=10« кал=10з ккал=4187-10з Дж=4187 кДж=4,187 МДж;
1 Гкал=109 кал=106 ккал=4,187-109 Дж=4,187-106 кДж=4,187 ГДж
230

Мощность
1 Вт=1 Дж/с=0,239 ккал/с=0,860 ккал/ч;
1 кВт=1 кДж/с = 3600 кДж/ч = 860 ккал/ч;
1 МВт=1 МДж/с=3,6 106 кДж/ч=0,86 -10s ккал/ч=0,86 Гкал/ч;
1 кгсм/с=9,81 Вт;
1 кал/с=4,187 Вт;
1 ккал/ч =1,163 Вт;
1 Гкал/ч =1,163 МВт.
Тепловые единицы
1 Дж/кг=0,239 кал/кг=0,239 Ю-3 ккал/кг;
1 ккал/кг=4,187 кДж/кг;
1 ккал/К=4,187 кДж/К;
1 ккал/ч =1,163 Вт;
1 ккал/(м2ч) = 1,163 Вт/м2.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Соколов Е. Я. Теплофикация и тепловые сети. М.: Энергоиздат,
1982. 360 с.
2. Соколов Е. Я, Громов Н. К. и Сафонов А. П. Эксплуатация
тепловых сетей. М.: Госэнергоиздат, 1955. 352 с.
3. Промышленная теплоэнергетика и теплотехника. Справочник/
Под общей ред. В. А. Григорьева и В. .М. Зорина.— М.: Энергоатом-
издат, 1983. 551 с.
4. Справочник проектировщика, проектирование тепловых сетей.
М.: Изд-во лит. по строительству, 1965. 360 с.
5. Левин Б. И. и Шубин Е. П. Теплообменные аппараты систем
теплоснабжения. М.: Энергия, 1965. 256 с.
6. Шифринсон Б. Л., Сафонов А. П. Теплофикация — примеры
расчетов и задачи. — М.: изд-во Наркомхоза РСФСР, 1946, 194 с.