/^
г
В.А КОСТРЮКОБ
П И М Е I
С Т
ПООТОПЛЕНИ
И ВЕНТИЛЯЦИИ
1 А (. I Ь
1
ОТОПЛЕНИЕ
*
СТРОИИЗДА1
МОСКВА— 1 V 6 4

В. А. КОСТРЮКОВ
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА
ПО ОТОПЛЕНИЮ
И ВЕНТИЛЯЦИИ
ЧАСТЬ I
ОТОПЛЕНИЕ
ВТОРОЕ ИЗДАНИЕ ПЕРЕРАБОТАННОЕ И ДОПОЛНЕННОЕ
Допущено
Управлением кадров и учебных заведений
Госмонтажспецстроя СССР
ь качестве учебного пособия для техникумов
ИЗДАТЕЛЬСТВО ЛИТЕРАТУРЫ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ
Москва — 1964

Сборник примеров расчета по отоплению представляет
собой первую часть учебного пособия по предмету «Отопление
и вентиляция», рассчитанного на учащихся техникумов по
специальности «Санитарно-технические устройства зданий».
Приведены примеры определения сопротивления теплопередаче
ограждений, теплопотерь отапливаемых помешении, а также
расчета и конструирования элементов различных систем
отопления, которые могут встретиться в практике курсового и
дипломного проектирования.
Большое внимание уделено вопросам расчета водяных
систем отопления с учетом выделения тепла трубопроводами и
по методу переменных перепадов температур.
Книга может быть полезна также для студентов высших
учебных заведений, специализирующихся в области
тепло-газоснабжения, и для инженеров-проектировщиков того же
профиля.

ПРЕДИСЛОВИЕ
Книга представляет собой учебное пособие по предмету
«Отопление и вентиляция» для учащихся техникумов по специальности «Сани-
тарно-технические устройства зданий».
На конкретных примерах в книге рассматриваются вопросы
определения коэффициентов сопротивления теплопередаче ограждений, теп-
лопотерь здамиями, расчета и конструирования водяных и паровых
систем отопления и их элементов.
В начале каждой главы приводятся формулы, на которых
основывается решение примеров, и дается краткий пояснительный текст, что
в значительной степени облегчит читателю понимание излагаемого е-
примерах материала.
При составлении книги автор всячески -избегал дублирования
материала, имеющегося в учебниках. Поэтому учащийся встретит в ней
много формул и справочных данных, отсутствующих в учебниках.
Большое внимание уделено вопросам расчета водяных систем
отопления с учетом попутного охлаждения воды в трубопроводах.
Приведены примеры подсчета теплопотерь зданиями с учетом выделения
тепла оборудованием и расчета систем отопления по методу .переменных
перепадов температур. Даны решения задач на распределение воды
в узлах систем по методу гидравлической постоянной, подробно
изложен гидравлический расчет паровых систем отопления низкого и
высокого давления. Показан способ расчета оборудования тепловых
вводов, компенсаторов, дроссельных шайб, конденсатопроводов высокого
давления и т. п.
В книге приведены наиболее характерные случаи проектирования
систем отопления. Примеры расчета по воздушному отоплению
включены во вторую часть книги — «Вентиляция».
Во втором издании в книгу внесены некоторые изменения и
дополнения с учетом новейших данных в области теории и практики техники
отопления. В отдельных примерах уточнены расчеты, пересмотрена
методика изложения.
О СИСТЕМАХ ЕДИНИЦ
До сих <пор в основу расчетов в отоплении была положена
техническая система единиц с основными единицами: метр, килограмм-сила и
секунда (система МКГСС), установленная стандартом ГОСТ 7664—61.
а также внесистемные единицы: об/мин для измерения угловой
скорости, мм рт. ст., мм вод. ст., техническая атмосфера для измерения
давления, единица теплоты — килокалория и др.
С 1 января 1963 г. в СССР введена новая Международная система
единиц, обозначаемая сокращенно СИ. Согласно ГОСТ 9867—61 эта
г

«международная система единиц должна применяться как
предпочтительная во всех областях науки, техники и народного хозяйства, а
также при преподавании».
Однако, учитывая, что во всей изданной до сих пор и издаваемой
технической литературе, а также в справочниках, таблицах,
диаграммах, номограммах и во всех действующих нормах проектирования,
которыми пользуются учащиеся при изучении курса отопления, принята
система МКГСС и внесистемные единицы, автор с целью облегчения
пользования книгой излагает в ней расчеты в этих же единицах.
Приведенные в приложении соотношения единиц международной
системы СИ с единицами других применяемых в технике систем дают
возможность перейти от системы единиц МКГСС к системе СИ, если
в этом возникнет необходимость.

Глава I
ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ОГРАЖДАЮЩИХ
КОНСТРУКЦИИ ЗДАНИИ
§ 1. РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ И СПРАВОЧНЫЕ ДАННЫЕ
Термическое сопротивление многослойного ограждения
определяется 'По формуле
£#=-^-+—-Ь . . .+ й*- = Ял -#2+ + Rn м* ч сС/кшл. (1)
Сопротивление теплопередаче многослойного ограждения — по
формуле
#,=/?„ :-!/?+#,/ Rl1' м* ч °С/шал, (2)
где
о — толщина материального слоя в м;
Я, - коэффициент теплопроводности
материала в ккал!м ч°С;
или Ръ &>.. термические сопротивления отдельных
материальных слоев, входящих в
многослойное ограждение;
RB—сопротивление тепловосприятию у
внутренней поверхности ограждения в
м2ч°С1ккал;
RH — сопротивление теплоотдаче у наружной
поверхности в м2ч°0'ккал;
Rlv — минимальная величина сопротивления
теплопередаче ограждения,
определяемая по формуле (6).
Для внутренних поверхностей стен, полов, а также для гладких или
со слабовыступающими и редкорасположенными ребрами потолков
RB =0,133. Для поверхностей, выходящих на чердак, /?н =0,143, для
поверхностей над холодными подвалами или подпольями RK=0,2, для
остальных случаев RH—0,05.
Термическое сопротивление ограждений, неоднородных по
материалу в направлениях, перпендикулярном и параллельном тепловому
потоку, определяется по формуле
^^4^. (3)
5

где #и — термическое сопротивление ограждения, определяемое по
приведенной ниже формуле (4), в результате разрезания
ограждения плоскостями, параллельными направлению
теплового потока, на участки, различные в теплотехническом
отношении:
*<t — у р— , (4)
Ri . Ru—термические сопротивления отдельных участков,
определяемые по формуле (1);
F\ , Fu — площади отдельных участков, на которые разрезано
ограждение, в м2;
Rj_— термическое сопротивление всего ограждения, равное сумме
термических сопротивлений отдельных слоев этого
ограждения, .полученных в результате разрезания его плоскостями,
перпендикулярными к направлению теплового потока.
При выборе плоскостей разрезов для определения R± нужно иметь
в виду, чтобы в смежные сечения входили различные по материалу
слои ограждения. Если в разрез, перпендикулярный к тепловому
потоку, .попадает слой из неоднородного материала, то термическое
сопротивление этого слоя определяется из отношения , где б — тол-
щина слоя, считая в направлении, перпендикулярном к плоскости
разреза, в м.
\_ - Ml + Va+ • • • ^Х"/п ккал/м ч °С, (5)
где Л[, 12 — коэффициенты теплопроводности материалов, входящих в
рассматриваемый слой;
h, h — длины участков, входящих в рассматриваемый слой, в м.
Разница между значениями R% и RA не должна превосходить 25%.
Если величина /?ц превышает величину Ях более чем на 25%, а
также если ограждение имеет выступы в плане, то формулой (3)
.пользоваться нельзя. В этих случаях R определяется по расчету
температурного поля. Минимальная величина сопротивления теплопередаче
наружного ограждения определяется по формуле
дтр = {tn-t„)ri ^ м2ц град}ккпл (б)
где i*--расчетная температура внутреннего воздуха, принимаемая по
нормам проектирования соответствующих зданий;
t„ — расчетная зимняя температура наружного воздуха, которая
принимается в зависимости от степени массивности наружных
ограждений:
а) средняя температура наиболее холодной пятидневки —
для массивных ограждений;
б) средняя температура наиболее холодных суток — для
легких ограждений;
в) средняя из двух температур, указанных в пунктах «а»
и «б»,— для ограждений средней массивности;
At"—нормируемая разность температур воздуха помещения и
внутренней поверхности ограждения;
п — коэффициент, учитывающий положение наружной поверхности
ограждения по отношению к наружному воздуху;
* В книге температура t принята в градусах Цельсия
С

6— коэффициент качества теплоизоляции наружного ограждения.
Значения коэффициента теплоизоляции принимаются:
а) для наружных ограждений, утепленных материалами, которые
подвержены уплотнению, деформации или усадке независимо от их
объемного веса, 6—1,2;
б) для наружных ограждений, утепленных материалами с
объемным весом менее 400 кг/м3 (за исключением материалов, указанных
в пункте «-а»), 6 = 1,1;
в) для всех прочих наружных ограждений 6=1.
Значения п и А£н приведены в СНиП П-А.7-62 «Строительная
теплотехника», а в СНиП II-A.6-62 «Строительная клилгатология и
геофизика» даны значения tH. Для полов Д£н надлежит принимать
равным 2,5°С.
Если в производственных помещениях с относительной влажностью
<р>60% не допускается конденсация влаги на внутренних поверхностях
ограждений, то A.tu определяется по следующим формулам:
для наружных стен
для бесчердачных .покрытий и чердачных перекрытий
Д*и = /В —тр-1°С
где тр—точка росы, т. е. температура, при которой происходит
конденсация водяных паров, содержащихся в воздухе.
<Р = —100%, (7)
где е —упругость водяных паров, находящихся в воздухе при данной
температуре, в мм рт. ст.;
еп — упругость водяных паров, насыщающих воздух при той же
температуре, в мм рт. ст.
Значения еи в мм рт. ст. при барометрическом давлении 755 мм
рт. ст. и температурах насыщения 4—27СС приведены в табл. 1.
Таблица I
t
}
.J
i\
Си
6,1
6,54
7,01
t
7
8
9
ea
7,51
8,05
8,61
t
10
11
J*
<?H
9,21
9,84
10,52
t
13
14
15
Ch
11.23
11.99
12,79
t
16
17
18
eH
13,63
14,53
15,48
t
19
20
21
e»
16,48
17,54
18,65
t
22
23
24
ea
19,83
21.07
22.38
t
25
26
27
<?H
23.76
25,2
26,74
Для наружных ограждений производственных помещений с
большими тепловыделениями, а также в некоторых других случаях (см.
СНиП И-А.7-62) Д*и, а следовательно, Rlp , не нормируется и
ограждения назначаются по конструктивным соображениям.
Степень массивности наружных ограждающих конструкций зависит
от характеристики их тепловой инерции D, которая определяется по
формуле
D = Ra + #2s2+ . . . +Rnsn, (8)
где Ri, R2, ..., R„— термические сопротивления материалов отдельных
слоев ограждения;
/

Sj, s2, ..., sn — коэффициенты теплоусвоения материалов слоев
при периоде колебаний теплового потока Z=24 ч.
S = 0,51 УЩ ккал№ ч °С, (8а)
где с —удельная теплоемкость материала в ккал/кг°С;
% — коэффициент теплопроводности в ккал1м ч °С;
Y — объемный вес материала в кг/ж3.
Наружные ограждения считаются: легкими при 0-? D ^\\ средней
массивности при 4,1-<Z><7; массивными при DZ 7,1.
Следует иметь в виду, что покрытия и перекрытия относятся
обычно к разряду легких. Для перекрытий над подвалами и подпольями
независимо от массивности конструкции расчетная температура
принимается равной средней темлературе самой холодной пятидневки.
Температура в любой точке ограждения определяется
tx=*B-k (/D - /„) Г#д = Л, - ^" S/?,, (9)
Ао
где /„ и £н—расчетные внутренняя и наружная температуры
воздуха всС;
/г — коэффициент теплопередачи ограждения в ккал/м2ч-°С,
R0 — сопротивление теплопередаче ограждения в м2ч°С/ккал;
I*RX—сумма термических сопротивлений, пройденных тепловым
потоком в ограждении до точки х, в которой определяет-
температура.
Во избежание конденсации водяных паров на внутренних
поверхностях наружных ограждений требуется, чтобы их температура была
выше точки росы. Наиболее
неблагоприятными в отношении конденсации водяных
паров являются наружные углы стен,
температура внутренней поверхности
которых Ту всегда ниже температуры
внутренней поверхности стен.
Изображенный на рис. 1 график, составленный
д-ром техн. наук К. Ф. Фокиным1,
выражает зависимость между термическим
сопротивлением R стены и разностью
температур внутренней поверхности сте-
0 0.5 w 15 2.0 2.5R ны и угла тв—ту. Зная Я и тв, можно,
р , пользуясь графиком, определить
температуру внутренней поверхности
наружных углов стен.
Так как график составлен для разности температур /Ь-*„=40°С.
для других значений tB~tH необходимо делать пересчет по формуле
•в -у — V-в -у) 40 , V1U>
где (хв—ту)' — разность температур, взятая по графику.
При наличии в наружных ограждающих конструкциях более
теплопроводных включений (колонны, балки и т. д.) необходимо .проверять
температуру тв внутренней поверхности этих включений, если на ней
не допускается конденсация водяных паров:
'К. Ф. Фокин, Строительная теплотехника ограждающий частей зданий Гос-
стройиздат, 1954.
&7
w4» 6
5
«
3
2
1
I
k^^ '
*"--
s

t
где R0—сопротивление теплопередаче ограждения в месте более
теплопроводного включения .в м ч°С/ккал;
Ro—сопротивление теплопередаче остальной части ограждения в
м2ч°С/ккал;
г] — коэффициент, значения которого даны в СНиП II-A.7-62,
табл. 10.
Наружные ограждающие конструкции жилых и общественных
здании (больниц, поликлиник, детских яслей-садов и школ) слетует
проверять на теплоустойчивость в зимних условиях по формуле
.-,= ^— (12)
Rb--7T-
где т— коэффициент неравномерности теплоотдачи отопительных
приборов;
Ув — коэффициент теплоусвоения внутренней поверхности
ограждения в ккал/м2ч°С (определяется ,по формулам, приведенным
в СНиП II-A.7-62 и в учебниках по отоплению и
строительной теплотехнике);
ф — коэффициент теплоустойчивости.
Значения tJj .при температуре наиболее холодной пятидневки
должны быть не менее: 3,5 — при tH =—10°С; 4,5—при ttt=—20°С; 5,5 —
при ta = — 30°С; 6,5 —при /Н=_40°С.
Кроме того, наружные ограждения жилых и перечисленных выше
общественных зданий, расположенных в южных районах с
температурами наружного воздуха, равными +25°С и выше, в 13 я самого
жаркого месяца следует проверять на воздействие солнечной радиации.
В особых случаях наружные ограждения проверяют также на воз-
духо- и паропроницаемость.
§ 2. ПРИМЕРЫ ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКОГО РАСЧЕТА
ОГРАЖДАЮЩИХ КОНСТРУКЦИЙ ЗДАНИЙ
Пример 1. Наружные стены здания, возводимого в районе Вологды,
запроектированы из бетонных камней размерами 390Х190Х188 мм
(?ч=0,69) с наружной и внутренней штукатуркой. Определить сопротив-
чение теплопередаче R0 и коэффициент теплопередачи k стены, если
относительная влажность воздуха помещений в период их эксплуатс!
ции должна находиться в пределах 50—60%.
Коэффициенты теплопроводности отдельных слоев стены следую
щие:
1) внутренняя штукатурка oi=0,02 м, Я] = 0,7;
2) кладка из камней толщиной l'/г камня Я,2=0,69;
3) наружная штукатурка 63=0,02 м, Я3=0,75.
Решение. По карте (СНиП II-A.7-62) находим, что Вологда рас
положена в нормальной зоне влажности. Влажностный режим
помещений нормальный. При этих условиях эксплуатации здания значения
коэффициентов теплопроводности штукатурки принимаются по
графе Б, табл. 1 СНиП II-A.7-62.
Определяем толщину кладки
3, = 0,39 + 0,19 + 0,01 = 0,59 м,
<>

где 0,39 — длина камня в ж;
0,19 — ширина камня в м;
0,01 — толщина шва в м.
Согласно формуле (2) сопротивление теплопередаче стены
составляет
где /?в=0,133 и /?„ =0,05.
Термические сопротивления отдельных слоев стены:
1) внутренняя штукатурка
\ 0,02
Ri
2) кладка
0,7
= 0,029;
0,59
R2 = ^ = Ъ*> = 0,855;
3) наружная штукатурка
Откуда
0,69
R3 = ±. = 2:2? = 0,027.
*i 0,75
R0 = 0,133 + 0,029 + 0,855 + 0,027 + 0,05 =
= 1,094=^1,1 ж2 ч °С/ккал.
Коэффициент теплопередачи стены
£ =
1
1
#о 1,094
= 0,91 ккал/м* ч С.
Пример 2. Определить сопротивление
теплопередаче стены с колодцевой кладкой,
возводимой в районе с нормальным влажно-
стным режимом и относительной
влажностью «р = 50 ч-60% •
Горизонтальный разрез стенового
блока показан на рис. 2.
Коэффициенты теплопроводности
отдельных слоев стены следующие:
1) внутренняя штукатурка 6j =0,015 м,
Л-0,7;
2) кладка из глиняного обожженного
кирпича на тяжелом растворе б2=0,12 м,
Я2 = 0,7;
3) заполнитель из легкого бетона о3 =
= 0,27 ж, fo=0,45;
4) кладка из глиняного обожженного
кирпича 64=0,12 м, ^4=0,7;
5) наружная штукатурьа 65 = 0,015 м,
А5 = 0,75;
6) поперечная вертикальная стенка
б6=0,51 ж, Я6 = 0,7;
Решение. Так как конструкция стены по высоте не изменяется,
а по длине кладка повторяется через каждые 27г кирпича, то в
качестве расчетной ловерхности стены берем участок длиной 0,65 ж и
высотой 1 м.
Расчетная ллощаць стены составит F=0,65 ж2.
Рис. 2
10

Длина участка определится следующим образом:
/=0,25-2 + 0,12 + 0,01-3 =0,65 м,
где 2 — количество кирпичей;
0.12 — толщина поперечной вертикальной стенки в м;
3-—количество швов.
А. Расчет параллельно тепловому потоку. Плоскостями,
параллельными направлению теплового потока, разрезаем стену на два
разнородных по конструкции участка.
Участок /—сплошная стена с двусторонней штукатуркой.
Термическое сопротивление стены на этом участке определяется по
формуле (1)
п (1,015 , 0,51 , 0,015 „„_, „ „р,
R, = Н ! г- — = 0,77 м% ч С/ккал.
1 0,7 0,7 0,75
Площадь участка Fj =0,12 • 1=0,12 м2.
Участок // — две кирпичные стенки, легкий бетон и
двусторонняя штукатурка
о 0ДИ5_ +0Л2 J^ _0J2_ + 0,015_e
11 0,7 0,7 0,45 0,7 0,75
Площадь участка /*// =0,53 ■ 1 =0,53 м2.
По формуле (4) определяем среднее термическое сопротивление
/ 'И // участков стены
F.+Fjj 0,12-0,53
#н= т^ £— = = 0,94 ж2 ч С/ккал.
Zl_ III °'12 0,53
Я, + /?„ 0,77 ^ 0,083
Б. Расчет перпендикулярно тепловому потоку. Разрезаем стену на
пять слоев плоскостями, перпендикулярными к направлению теплового
потока, и определяем термическое сопротивление каждого слоя:
1-й слой — внутренняя штукатурка
#=<№- = 0,021;
0,7
2-й слой — кирпичная стенка
0 12
Я2 = -^-= 0,171;
3-й слой — легкий бетон и кирпичная стенка.
Для 3-го слоя по формуле (5) определяем предварительно среаний
коэффициент теплопроводности
, = М. + М. = 0.45-0.53 + 0,7^0^ = 0,495 ккал1м ч X.
СР /, + /. 0,53+0,12
Обозначим термическое сопротивление 3-го слоя через R7, тогда
Я = h. = ML = 0,546;
7 >.ср 0,495
4-й слой — тот же, что и 2-й, .поэтому /?4=0,171;
с - - - г, °.015 п по
5-и слои — наружная штукатурка, для которой R5= ■ = 0,02.
0,75
По формуле (1) определяем термическое сопротивление всех слоев
В^ = 0,021 + 0,171 + 0,546 + 0,171 + 0,02 = 0,929 ж2 чсС/ккал.
Разница между значениями R к R, составляет 0,6%<25%-
11

Действительное термическое сопротивление степы определяется по
формуле
R„ -, 2Л. 0,94 ; 2-0,929
R = —^ — = § ■ = 0,933 мъ * С/ккал.
Сопротивление теплопередаче составляет
#о = #в + # + #н = 0,133 +0,933 +0,05= 1,116^1,12 Mz ч ^с/ккал.
Пример 3. Определить минимальную в теплотехническом отношении
толщину наружной степы жилого дома, возводимого в районе
Харькова. Стена из трепельного кирпича, с обеих сторон оштукатуренная
Решение. Харьков расположен в сухой зоне территории СССР
(см. карту в СНиП П-А.7-62). Относительная влажность в жилых
зданиях равна 50—60%. Поэтому значение л .находим по графе А, табл. 1
СНиП П-А.7-62.
Примем толщину кладки 1,5 кирпича, что составляет 0,38 м.
Выписываем из табл. I СНиП П-А.7-62 значения К, с и у
материалов с гены:
П внутренняя штукатурка 6i = 0,015 м, Ai = 0,6 ккал[мч°С,
с1 =0,2 ккал/кг°С, у{ = 1600 кг/м3;
2) кладка из трепельного кирпича 62 = 0,38, ?„2 = 0,4, с-? = 0,21,
Y2=1200;
3) наружная штукатурка 63 = 0,015, Х3 = 0,6, с3 = 0,2, ^з=1700.
Термические сопротивления материальных слоев стены:
#i = -^ - ?'— = 0,025 ж2 ч С/кка.?;
1 /.! 0,6
о2_ о_,Я8_ 095
/2 0,4
^з. = _0ДЯ5 = >у
Ч о,с
По формуле (8а) находим коэффициенты теплоусвоения
материальных слоев стены:
st = 0,51 У0£ ■ 0,2 • Г600 = 7,05 ккал/м2 ч "С;
s2 = 0,51 1^0,4 6Д] Л 200 5,1 »
sb = 0,51 у Ъ7б• С\2 ~1700 7,29 »
По формуле (8) определяем характеристику тепловой инерции
D = 0,025-7,05 + 0,95-5,1+0,025-7,29= 5,21, 4,1, Я0 .7,1.
Следовательно, стена средней массивности
В СНиП П-А.6-62 находим средние температуры:
наиболее холодной пятидневки ti = —23°С;
наиболее холодных суток t2 = —28 С.
Расчетная зимняя температура для ограждений средней
массивности
tu *Ш*- = - 25,5 С.
II 2 >
Для наружной степы жилого дома: Д£"=6СС, п=\, Ь = \, /В = 18°С,
#в=0,133, /?„ =0,05.
По формуле (6) определяем требуемое сопротивление
теплопередаче степы
12

^тр = [18-(-25,5)] ы 0}133== о,964 ж2 ч С/ккал.
()
Фактическое сопротивление теплопередаче стены по формуле (2)
R* = RB + /?! + Rz + R3 + RH = 0,133 + 0,025 +
+ 0,95 + 0,025 + 0,05=1,183 > Rlp на 22,8?о.
Если толщину кладки принять равной одному кирпичу, то Ro
будет меньше Rlp.
Отсюда следует, что толщиной кладки задались правильно.
Задачу можно решить иначе, задаваясь не толщиной .кладки, а
степенью массивности стены.
Это делается следующим образом. Предположив, что стена
относится к конструкциям средней массивности, находим расчетную
температуру (tH=—25,5°С) и Rlp, равное 0,964 м2 ч °С/ккал.
По формуле (2) минимальное значение термического сопротивления
кладки
R2 = Rl*> - (RB + /?А + R3 + RH) =
- 0,964 (0,133 + 0,025 + 0,025 + 0,05) = 0,731.
Но так как R* = -^ , то о2 = 0,731-0,4 = 0,292 м.
Толщина кладки в один кирпич составляет 0,25 м, т. е. <0,292 м.
Поэтому принимаем толщину кладки V/2 киприча, что составляет 0,38 м.
Д* o.is =095
0,4
Получили тот же результат.
Найдя по формуле (2) фактическое сопротивление теплопередаче
стены (RZ =1,183), проверяем тем же приемом правильность
предположения, что стена относится к ограждениям средней массивности, для
чего определяем 5Ь 52, 53 и D.
По формуле (12) проверяем стену на теплоустойчивость. R „ = 0,133,
R0 —1,183, для центрального отопления т = 0.1. Чтобы найти YB,
нужно знать, в каком материальном слое характеристика тепловой
инерции становится равной или больше единицы (считая по ходу теплового
потока).
Для 1-го слоя (внутренней штукатурки) D1—R1si = 0,025 -7,05 =
= 0,176<1. Но так как для двух слоев Z)j+b2=0,176 + 0,95 • 5,1>1, то
YB следует определять по формуле (СНиП II- \.7-62).
. 5,1.
5,64.
4,8,
3,64
где 4,8 — нормируемое значение -ф, определенное путем интерполяции
для средней температуры наиболее холодной пятидневки в Харькове.
Пример 4. По данным примера 3 проверить наружную стену
жилого чома на воздействие солнечной радиации.
Ri =
ув
<ъ
у,
0,025,
0,<)2Л
1 +
Ri sj -Ь ^г
1 + Ri &2
% = = 7,05,
■ 7,(V)? 5,1
(),()2Г)-.Г1,1
1,183 vn
0,133-
0,1
i,i

Решение. Средняя температура наружного воздуха в 13 ч самого
жаркого месяца для Харькова равна 25,1СС, что больше 24°С.
Следовательно, проверку надо производить. Для этого необходимо
определить величину затухания колебания температуры наружного воздуха
в ограждающей конструкции v, которая представляет собой отношение
амплитуды суточного колебания температуры наружного воздуха
(с учетом солнечной радиации) к амплитуде колебания температуры
внутренней поверхности ограждения
= 0.9 г
D
у 2 (Si + а„) («2 + Kl) . ■ • (<„ + Ун_1) К + Yn)
(Si + Fi) (S2 + Уа) . . . (S„ + YJ aH
где e — основание натурального логарифма;
D — характеристика тепловой инерции ограждения,
определяемая по формуле (8);
Sj s2. .. sn — коэффициенты теплоусвоения материалов отдельных
слоев ограждения, определяемые по формуле (8а).
а„ и аа — коэффициенты тепловосприятия и теплоотдачи;
ctB =7,5 (см. табл. 5 СНиП П-А.7-62); при расчетах на
воздействие солнечной радиации ссн определяется по
формуле
а„ = 3 + 10 Yv,
где v — расчетная скорость ветра в летний период.
Для Харькова принимаем v=2,2 м/сек (СНиП П-А.6-62), тогда
ан = 3+10 Г^2=17,9.
Yi, Y2, Y„ — коэффициенты, теплоусвоения наружных .поверхностей
отдельных слоев ограждения в ккал/м2 ч°С.
У определяется в зависимости от характеристики тепловой инерции D
каждого отдельно взятого материального слоя, входящего в состав
ограждения, и равной
D = Rs.
Из примера 3 выписываем значения R и s:
Rx = 0,025; j?! = 7,05; DL = 0,025 • 7,05 = 0,176
Я2-=0,95; sB = 5,l; D2 = 0,95-5,1 = 4,85
R3 = 0,025; s3 = 7,29; D3 = 0,025-7,29=0,182
D = 5,21
Нумерация индексов всех буквенных обозначений ведется от
внутренней поверхности ограждения к наружной.
При определении У следует иметь в виду: для любого
материального слоя при £>>- 1 Y=s, т. е. коэффициенту теплоусвоения данного
слоя.
Если т,ля первого материального слоя £>i<l, то У\ для него
определяется по формуле
*1 —
1 + Я1 «в
Для любого я-го слоя при Dn <1
" " l+RnYn-i
14

1-й слой Так как Z?i<1, то
^iS? + "e 0,025-7,05*+ 7,5
l + tfi«B
2-й слой. D2>1. Y2=s2=5,l.
3-й слой. D3<1.
1 + 0,025-7,5
- 7,36.
1'з =
Яа^+Уа 0,025-7,292 + 3,1
1 + /?3Уа
1+0,025.5,1
-5,7;
5,21
v=09e*T (7,05+ 7,5) (5,1+7,36) (7,29+ 5,1) (17,9+ 5,7)
(7,05+ 7,36) (5,1+5,1) (7,29+ 5,7) 17,9
= 54.
Согласно табл. 12 СНиП Н-А.7-62 для наружных стен,
ориентированных на юг, восток или запад, значение v должно быть не менее 15 при
расчетной летней температуре наружного воздуха от 25 до 29°С.
Это требование в нашем примере соблюдено.
Пример 5. Определить толщину утеплителя для многопустотного
железобетонного покрытия с рулонной кровлей, разрез которого
показан на рис. 3. Покрытие предназначено для промышленного цеха с
относительной влажностью ф=55%, £В= + 16°С. Место строительства
Кострома.
■117}
4 3 2 1
ТХ.
] 3 1 м 11 II М I II И 11
]-з-
iU\IiII\hn\HU\I\nUinfIin\I\EiI\II\I
• 1195 -
Рис. 3
Решение. Покрытие относим к числу легких ограждений, для
которого tH =—33°С. Так как Кострома располагается в зоне с
нормальной влажностью, то при определении X и s материальных слоев
покрытия цеха с <р=55% нужно пользоваться графой Б табл. 1
СНиП Н-А.7-62.
Коэффициенты теплопроводности Я, теплоусвоения s и термические
сопротивления R отдельных слоев покрытия:
1) железобетонная многопустотная панель 6i = 0,14 м, Я,1=1,4, Sj =
= 13,4, /?, =0.1;
2) пенобетон Я2=0,12, s2=l,58;
3) асфальтовая стяжка 6з=0,015 ж, Яз=0,65, s3=ll, /?3=0,023;
4) водоизоляционный ковер 64=0,01, Я4=0,15, s4=4,05, #4=0,067.
По данным СНиП Н-А.7-62, RB =0,133, Д, =0,05, Д/Н=7°С, п=1,
По формуле (6) требуемое сопротивление теплопередаче составляет
#? =-^-6~(~33)]Ь1 0,133 - 0,931.
Затем определяем термическое сопротивление железобетонной
панели. Берем участок панели длиной 1 м. Круглые отверстия d= 102 мм
заменяем эквивалентными им по площади квадратными отверстиями.
Площадь одного отверстия
15

/ = г'~ = 0,785-0,1022 = 0,00817 м\
Сторона эквивалентного по площади квадрата
а = 1/0,00817 = 0,0905 м.
п 1,171-1-1,195 . 100
Средняя ширина панели =1,183 м.
А. Расчет параллельно тепловому потоку. Разрезаем панель
плоскостями, параллельными направлению теплового потока, на
различные в теплотехническом отношении участки / и //.
Участок / — железобетонная стенка.
Средняя ширина панели составляет 1,183 м„ сторона квадрата
0,0905 м, число отверстий 9.
Общая длина участков / по ширине панели
/i = 1,183 - 0,0905• 9 = 0,369 м.
Общая площадь участков /
Fi =0,369-1 =0,369 м2.
Толщина панели 6 = 0,14 м.
1,4
Участок // — железобетонные стенки с пустотами
(воздушными прослойками).
Эквивалентная толщина воздушных прослоек <2=0,0905^0,09 м. По
табл. 7 СНиП II-A.7-62 находим термическое сопротивление
воздушной прослойки Ra.n =0,21 м2ч°С1ккал. Толщина панели 0,14 м.
Термическое сопротивление железобетонных стенок
= 0.14-0,09 =
1,4
Обшее термическое сопротивление стенок и пустот
Ru = 0,21 - 0,036 - = 0,246 м* ч С/кшл.
Общая площадь участков //
Fu = 0,0905-9-1 =0,814 м2.
По формуле (4) находим:
0,369+0,814 = 0 м% „ ,с
0,369 0,814
0,1 0,246
Б. Расчет перпендикулярно тепловому потоку. Разрезаем панель
плоскостями, перпендикулярными к направлению теплового потока, на
три слоя, причем 1-й и 3-й слои совершенно очинаковы по толщине и
материалу (железобетонные).
Общая условная толщина 1-го и 3-го слоев
3 = 0,14--0,09 0,05 м.
Термическое сопротивление 1-го и 3-го слоев
Ях +Да =-^- = 0,036.
Слой 2-й представляет собой воздушные прослойки с бетонными
перемычками. Так как в перемычках отсутствует арматура, то коэффн-
16

циент их теплопроводности принимаем не 1,4, а 1,25 (как для бетона на
гравии и каменном щебне).
Прежде чем определять R 2-го слоя, нужно найти его- средний
коэффициент теплопроводности Хср.
Эквивалентный коэффициент теплопроводности воздуха в пустотах
)-э = -5—- = -J— = 0,429 ккал/м ч С.
Яв.п о,21
По формуле (5)
. Mi + V* 0,429-0,814 + 1,25-0,309 п со
К = = ■ - = U,Do.
ср /,-; /, 0,814 + 0,369
Среднее термическое сопротивление 2-го слоя
#«= -^- = 0,132.
0,68
Термическое сопротивление всех трех слоев
flj. = 0,036 + 0,132 = 0,168 м2 ч гС/ккал.
Разница между Ru и /?± равна нулю.
Термическое сопротивление панели по формуле (3)
п 0,169 + 2-0,16S п 1ДО 2 г.
R = - :— = 0,168 м2 ч С(ккал.
О
Минимальное термическое сопротивление пенобетона
R2 - ^ = 0,931 - (0,133 + 0,168 + 0,023 + 0,067 + 0,05) = 0,49.
Толщина утеплителя б2=/?2, ^2=0,49 ■ 0,12=0,058 м«60 мм.
£> = 0,1-13,4 + -^- 1,58 + 0,023-11 +0,067-4,05 = 2,65 < 4,1.
Следовательно, покрытие как легкое ограждение принято
правильно.
Пример 6. Определить толщину шлаковой засыпки в перекрытии
над неотапливаемым подвалом общественного здания при ^„= + 16°С
и ф=50%. Подвал имеет окна.
Место строительства— район г. Днепропетровска.
Коэффициенты теплопроводности материальных слоев перекрытия,
определенные по графе А табл. 1 СНиП Н-А.7-62:
1) железобетонная плита 6i = 0,07 м, Xi=l,2, ^j = 0,053;
2) топливный шлак с -\ =1000 кг/м3, ^2=0,2;
3) цементная стяжка 63 = 0,02 м, А3 = 0,65, /?3 = 0,031;
4) линолеум с у = 1350 /сг/ж3, о4 = 0,04 м, Я4=0,2, R4=0,2.
Решение. Для пола Яв=---0,133, Я„ =0,2, ДГ = 2,5°С, 6=1.
Для перекрытий над неотапливаемыми подвалами с окнами /г=0,6.
Для перекрытий над подвалами и подпольями расчетная зимняя
температура наружного воздуха независимо от степени массивности
ограждения принимается равной средней температуре наиболее
холодной пятидневки. В нашем примере при tK=—21СС.
^jl6--(--21)]l-0,6 0133 = j lg м% х
2,5
Минимальное термическое сопротивление шлаковой засыпки
R2 = RIP - (Я„ + Яг+ Я.+ Я4+ ЯЛ = 1,18 - (0,2 + 0,053 +
+ 0,031 + 0,2 + 0,133) = 0,563 м2 ч С/ккал.
2 Зак. 223
17

Толщина засыпки
о2 = #2Х2 = 0,563-0,2 = = 0,113 л«^12 см.
Пример. 7. Определить толщину утеплителя для покрытия цеха,
строящегося во Владимире. Тепловыделения в цехе незначительны.
tb = 16°С, <р<:50%. Коэффициенты теплопроводности к и теплоусвоения
s отдельных слоев покрытия, определенные по графе А табл. 1.
СНиП Н-А.7-62:
1) железобетонный настил 6i = 0,025 м, Ai = l,2, Si~12,5;
2) утеплитель из минераловатных плит на битум.ной связке ^2=0,08,
£2-1,23;
3) выравнивающий слой из асфальта бз = 0,015 м, Аз = 0,65, 53=П;
4) водоизоляц'ионный ковер, состоящий из одного слоя рубероида и
двух слоев пергамина на мастике: 64=0,01 м, А4 = 0,15, s4 = 4,05.
Решен и е. #„-=0,133, RH =0,05, Д/Н=8°С, п= 1, 6= 1,2.
Так как покрытия обычно относятся к числу легких ограждений, t a
принимаем равной — 32°С, т. е. средней температуре наиболее холодных
суток.
RrP = [16-(-32)] 1-1.2 от 0>958 м3 ц сС/ктд
8
Термические сопротивления:
1) железобетонного настила/?i= ——- =0,021;
1,2
2) асфальта Я3=-^^ = 0,023:
^ 0,65
3) водоизоляционного ковра Rt =—- — 0,067.
0,15
Минимальное термическое сопротивление минераловатной плиты по
формуле (2)
R* = R? - (#в + tfi + Ra 4- #4 + #.,) - 0,958 -
- (0,133 4- 0,021 + 0,023 4- 0,067 + 0,05) = 0,664 л2 ч Оккал.
Требуемая толщина минераловатной плиты 62 определяется по
формуле
R*~Y
откуда 62==0,G64 - 0,08-0,053 м.
Принимаем толщину плит равной 60 мм. Тогда Rt = ' == 0,75.
0,08
Проверяем степень массивности покрытия по формуле (S)
D = 0,021 ■ 12,5 + 0,75-1,23 + 0,023-11 + 0,067-4,05 -=1,71.
Так как D<4,1, предположение, что конструкция покрытия относится к
числу легких, оказалось правильным.
Пример 8. Построить график распределения температур и найти их
нулевую точку в стене, собранной из крупных железобетонных панелей.
Конструкция стены показана на рис. 4; tB = -L 18 С, ta = — 28 С.
Коэффициенты теплопроводности а термические сопротивления
отдельных слоев стены:
1) гипсовые плиты 6i = 0,l му Ai = 0,35, Ri = 0,286;
2) слой раствора 62 = 0,01 м, А2 = 0,8, 7?2 = 0,012;
3) пенобетон 63 = 0,22 м, Х3 = 0,35, R3 = 0,629;
4) железобетонная плита 64=0,05 м, А4 = 1,4, #4=0,036.

Решение. Общее сопротивление теплопередаче стен
ы
У?„ = 0,133 + 0,286 +0,012 + 0,629 + 0,035 + 0,05- 1,146 м* ч С/ккал.
Температуру в любой точке ограждения находим
Температура внутренней поверхности стены
по формуле (9).
18
46
1,14(5
0,133 = + 12,7 С.
Температура на границах материальных слоев
46
1,146
4G
1-го и 2-го lL= 18
2-го и 3-го /2= 18-
3-го и 4-го Л,
18
1,146
46
1,146
.(0,133 ;-0,286)= -1,2СС;
(0,133 + 0,286 ; 0,012)= \-0,7°С;
(0,133 1-0,286 ! 0,012 + 0,629) =
- 24,6 С.
Температура наружной поверхности стены
46
(0,133 + 0,286 + 0,012 + 0,629 + 0,035) = - 26 °С.
= 18
tM*-28V
1,146
Для построения графика
распределения температур в
толще стены на ее разрезе
(см. рис. 4), вычерченном в
определенном масштабе,
проводим ось нулевых температур
0 — О. Затем от оси в любом
масштабе (например, Г —
1 мм) откладываем по
вертикали найденные значения
температур на границах
материальных слоев, соблюдая при
этом правило: положительные
температуры откладываются
вверх, отрицательные — вниз.
Соединив отрезками прямых
нанесенные на чертеже точки,
получаем ломаную линию,
дающую графическое
изображение падения температур в
толще стены (рис. 4). Нулевая точка температур находится в слое
пенобетона. Определим расстояние у от внутренней поверхности стены до
точки х.
Из подобия двух треугольников, образованных на графике осью
0—0 и наклонной прямой ^—h, находим расстояние х от нулевой точ-
х О 7
ки температур до второго материального слоя: = -—'-—. откуда
220—х 24,6 У
лс=6,1 мм.
Расстояние нулевой точки от внутренней поверхности стены г/ =
= 100+10 + 6,1 = 116,1 мм.
Пример 9. Какая минимальная температура внутренней поверхности
стены может быть допущена для помещения, имеющего температуру
воздуха tB=+20°C и относительную влажность ф=55%?
Рис. 4
19-

Решение. Из табл. 1 находим упругость водяных паров,
насыщающих воздух при tB= +20°С, ен = 17,54 мм рт. ст.
При ф=55% упругость водяных паров >в воздухе .помещения е =
= 0,55 ■ 17,54 = 9,65 мм рт. ст.
Этому значению упругости в табл. I соответствует точка росы тр =
= 10,7°С.
Для гарантии против выпадения влаги на внутренней поверхности
стены нужно, чтобы тв было более тр на 1 — 1,5СС.
Пример 10. В стеновых блоках из силикатного кирпича с R„ =
=0,892 м2 ч С/ккал устроены ниши глубиной 120 мм для приборов
отопления. Проверить внутреннюю поверхность ниши на конденсацию
влаги, если tB = + 18°С, tH =—22°С, относительная влажность помещения
?в=60%.
Решение. Из табл. 1 при tB = + 18°C £„=15,48 мм рт. ст. При
Ф = 60% упругость водяных паров е= 15,48 -.0,6=9,29 мм рт. ст., этой
упругости соответствует (ом. табл. 1) точка росы х/7 = 10,1°С. Для
силикатного кирпича Х=0,75 ккал/мч°С приняты условия эксплуатации Б).
Сопротивление теплопередаче стены в месте устройства ниши
R0l = 0,892- ^ = 0,732 м2 ч "С/ккал.
0 0,75
Температура внутренней поверхности ниши по формуле
тв = 18 - 18-(~22>.0,133=+10,7 С> v
0,732 ' р
Конденсации водяных ларов на внутренней поверхности ниши не
будет.
Пример 11. Определить для красильного цеха толщину наружной
стены, если tfB = +20°C, <fn =70%, tH =■—33°С, барометрическое
давление р6 =745 мм рт. ст. Цех строится в районе Тюмени. При расчете
толщины стены учесть, что конденсация водяных паров на ее внутренней
поверхности не допускается.
Коэффициенты теплопроводности, теплоусвоения и термические
сопротивления отдельных слоев стены:
1) внутренняя цементно-песчаная штукатурка 6i=0,02 м, A,i = 0,8,
si = 8,65, #! = 0,025;
2) кладка из глиняного обожженного кирпича на тяжелом растворе
A2=0,7,s2=8,3.
Решение. Предположим, что ограждение является массивным.
Тогда в качестве расчетной температуры отопления следует принимать
среднюю температуру наиболее холодной пятидневки, т. е. t„=—33°С.
RB =0,133, RK = 0,05, п= 1,6=1. При ф>60% Д*н = *„ - v
Так как Д/н в данном случае зависит от точки росы, нужно
определить тр. Определяем по табл. 1 при tB —+20°С и <р = 100% упругость
водяного пара е„ = 17,54 мм рт. ст.
При относительной влажности воздуха в цехе ф = 70°/о упругость
водяных паров
е — 0,7-17,54= 12,28 мм рт. ст.
По той же табл. 1 путем интерполяции определяем температуру
насыщения воздуха тр при е= 12,28 мм рт. ст.:
тр = 14,4°С, At" = 20 - 14,4 = 5,6 °С.
По формуле (6) определяем величину требуемого сопротивления
'■теплопередаче
^тр = [2о-(-зз)]ы 0133 = 126 м2ч оС/ккал^
5,6
20

Минимальное термическое сопротивление кирпичной кладки
R% = Ао — [Rb + ^?1 + Аи) =
= 1,26 - (0,133 + 0,025 + 0,05) = 1,052 м2 ч °С/ккал.
Толщина кирпичной кладки
82 = R2\z = 1,052-0,7 = 0,737 м.
Принимаем толщину стены в три кирпича.
Фактическая толщина кладки
S2= 0,25-3 + 0,01-2 = 0,77 м.
Степень массивности-стены определяем по формуле (8)
D = 0,025-8,65 + ^ 8,3 = 9,35 > 7.
Следовательно, стена относится к числу ограждений большой
массивности.
Пример 12. Проверить, не происходит ли конденсация водяных паров
на внутренней поверхности наружного угла кирпичной стены
помещения.
Сопротивление теплопередаче стены /?0 = 1,1, /?в=0,133, /?н=0,05,
£В = + 18СС, tu=-—30°С, относительная влажность воздуха в помещении
Ф = 50%.
Решение. Температура внутренней поверхности стены
определяется по формуле (9)
[18-(-30)1 0,133 = 122 оС
в 1,1
Термическое сопротивление стены
R = 1,1 - (0,133 + 0,05) = 0,917 м2 ч сС/ккал.
Зная R, по графику (см. рис. 1) находим разность (тв — ту)'=5,4°С.
Но так как кривая на графике построена для tB—tH =40°C, то при
разности температур [18—(—30)]=48°С значение тв — ту определится путем
пересчета по формуле (10)
тв--т¥ = 5,4 — = 6,5 °С.
Температура внутренней поверхности наружного угла
ту = ти - 6,5 = 12,2 - 6,5 = 5,7 °С.
При ^D = + 18°C и <р = 50% точка росы хр =7,7°. Получилось, что
ху < тр. Поэтому если угол не будет утеплен, то на его внутренней
поверхности при низких наружных температурах начнется конденсация
водяных паров. Чтобы не было выпадения конденсата, требуется
соблюсти следующее условие: ту > 7,7СС.
Определим температуру наружного воздуха, при которой может
быть соблюдено это условие. Из формул (9) и (10)
/ / ■ ' / i
в " До У ' { У 40 *
Подставив значения tB, R0 (тв — ху)' = 5,4 и ту = 7,7, получим
18- 18~'" 0,133 = 7,7 + 5,4 18~'" .
1,1 40
Решив уравнение, находим, что /н должно быть выше —22°С
21

Чтобы избежать конденсации водяных паров при более низких
температурах наружного воздуха, нужно утеплить угол. Это утепление
может быть достигнуто путем устройства скоса внутренних поверхностей
наружного угла, благодаря чему разность температур тв—ту
уменьшается приблизительно на 30%. В нашем случае при устройстве скоса
будет тв — г =6,5 ■ 0,7 = 4,5°С, откуда ту = 12.2—4,5=7,7= тр.
Другой способ утепления углов — установка в них стояков
отопления или применение для кладки углов другого, менее теплопроводного
материала или, наконец, устройство пилястр.
Пример 13. Проверить, не происходит ли конденсация водяных паров
.на внутренней поверхности наружной стены из силикатного кирпича
толщиной 0,51 м (>- = 0,75) в месте заделки колонны. Параметры воздуха:
Гв = + 16°С, ?в=55%, гн=-27°С.
Решение. 1-й вариант. Колонна .из стального двутавра №26
(рис. Ъ,а).
Затирка 8"'10мм
Рис. 5. Стена с заделкой колонны
из стального двутавра; б — нэ железобетона
Сопротивление теплопередаче в сечении / — / (сплошная кладка)
R0 = 0,133 + ^ + 0,05 = 0,863 ж2 ч "С/ккал.
0, /5
То же, в сечении II—// (двутавр и кладка)
R'„ = 0,133 + -^=6~ +-^- + 0,05 = 0,523 ж2 ч °С/к/ссл,
50 0,75
где 0,26 — высота сечения двутавра в ж;
50 — коэффициент теплопроводности стали.
По формуле (9) определяем температуры внутренней поверхности
стены:
в сечении /—/
■,^16- ПС-(-27)] 0.133
0,863
в сечении //—//
,2=1б- Пб-(-зт)] ска =5 с
2 0,523
Так как колонна является теплопроводным включением ограждения,
температура внутренней поверхности ее будет выше исчисленной по
формуле (9). Для практических расчетов можно с достаточной точно-
22

стью ' принимать температуру поверхности узкого стального каркаса как
среднюю арифметическую температур ti и тг, т. е.
т' = Ti + Tg __ 9-4+5,1 = 7 о СС
2 2 2
Приемом, изложенным в примерах 9—11, по табл. 1 находим для
(В=16°С и <рв =55% точку росы тр = 7°С<7,3. Конденсации водяных
паров на внутренней поверхности стальной колонны не будет.
2-й вариант. Колонна из железобетона сечением 500X400 мм
(рис. 5,6).
По-прежнему R0 =0,863 м2ч°С/ккал.
Ro = 0,133 + — + — + 0,05 = 0,553 ж2 ч ^С/ккал.
1,4 ^0,8
Из табл. 10 СНиП П-А.7-62 находим коэффициент г) = 0,87. По
формуле (11)
^ = *в -. Яв (*в - *„) =
Я,.Яо
^ __ 0,553+0,87 (0,8Г,3-0,533, =
0,553-0,863 l v л ' > р
Ввиду того что величина тв оказалась меньше тр, колонну
следует утеплить (например, поставив пилястру).
'Главстройпроект. Теплотехнический расчет ограждающих конструкций
зданий, серия Л-005, 1955.

Глава II
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕПЛОПОТЕРЬ И СОСТАВЛЕНИЕ
ТЕПЛОВЫХ БАЛАНСОВ ПОМЕЩЕНИЙ
§ 3. ОСНОВНЫЕ И ДОБАВОЧНЫЕ ТЕПЛОПОТЕРИ
Методика определения основных теплопотерь и расчетные формулы
приводятся в учебниках по отоплению и в СНиП. Добавочные теплопо-
тери предусматриваются нормами в виде надбавок в процентах к
основным теплопотерям.
Количество холодного воздуха, врывающегося в помещение при
длительном открывании дверей, определяется расчетным путем.
В производственных зданиях количество инфильтрующегося воздуха
через неплотности притворов окон, дверей, ворот и створок фонарей
определяется ло формуле
G = L(Gl[} кг/ч, (13)
где / — длина щелей в ж;
Gj — количество воздуха в кг/ч, инфильтрующегося через 1 пог. м
щели.
Количество воздуха Gx в кг/ч, инфильтрующегося через 1 пог. м
щели, в зависимости от ее ширины и скорости ветра приводится в табл. 2.
Таблица 2
Переплеты
Металлические, при ширине
щели 1 мм
Деревянные, при ширине щели
Gt в кг/ч при средней скиристи ветра в
три самых холодных месяца
до 1
3,8
5,6
2
6
9,1
3
7,4
П.2
4
8,4
12,С
м/сек за
5
11,8
17,5
Приведенные в табл. 2 значения Gx умножаются на поправочные
коэффициенты: для окон и фонарей с двойными переплетами— на 0,5; для
дверей и ворот — на 2. Инфильтрация через щели дверей и ворот,
имеющих тамбуры, не учитывается.
Расход тепла на нагрев 'поступающего в цех воздуха определяется
по формуле
Q = 0,24 G (/в - tH) ккал/ч. (14>
Ч\

В жилых зданиях высотой три этажа и выше инфильтрация воздуха
учитывается введением надбавок на величину основных тсплопотерь в
помещении.
При подсчете теплопотерь зданий в качестве расчетной принимается
средняя температура наиболее холодной пятидневки независимо от
степени массивности ограждений.
Сопротивления теплопередаче R0 и коэффициенты теплопередачи k
для остекленных проемов (при стандартном расстоянии между
стеклами) в примерах данной главы принимаются в соответствии со СНиП
П-В.6-62; в прочих случаях — тю графику (рис. 7,е).
§ 4. УЧЕТ ТЕПЛА, РАСХОДУЕМОГО НА НАГРЕВ МАТЕРИАЛОВ
И ТРАНСПОРТА. УЧЕТ ТЕПЛОВЫДЕЛЕНИЙ
ОТ ОБОРУДОВАНИЯ, МАТЕРИАЛОВ И ЛЮДЕЙ
При определении теплопотерь производственных цехов в рят,е
случаев приходится учитывать расход тепла на нагрев транспорта и
материалов, поступающих в помещение. Количество тепла, поглощаемого
ввозимым в цех материалом, определяется
Q — GM си ('в — *и) В ккал/ч, (15)
пе GM — вес материала, ввозимого в цех в течение часа, в кг;
сы —весовая теплоемкость материала в ккал/кг°С;
tB—температура воздуха в помещении всС;
tK — температура поступающего в цех материала, принимаемая:
для сыпучих материалов — на 20°С выше температуры
наружного воздуха, для несыпучих — на 10°С, для металла и
металлических изделий— равной наружной температуре-
В— коэффициент интенсивности поглощения тепла материалом во
времени (табл.3).
Таблица 3
Ориентировочные значения коэффициента В
Дчя изделий, несыпучих материалов и транспорта
Время пребывания
в цехе в ч
1
2
3
В
0,5
0,3
0,2
Для сыпучих материалов
Время пребывания
в цехе в ч
1
2
3
в
0.4
0,25
0.15
При определении производительности систем отопления в
промышленных цехах необходимо учитывать поступление тепла от
технологического оборудования при минимальной его загрузке от людей, нагретых
материалов и т. д.
Система отопления должна обеспечить в нерабочее время в
производственных помещениях температуру не ниже +5°С (если по
производственным и санитарным условиям не требуется в это время более
высокой температуры). Тепловыделения производственных печей
определяются путем подсчета теплоотдачи наружных поверхностей печей или на
основании теплового баланса.
При ориентировочных подсчетах тепловыделения от печей
определяются по следующим формулам:
?■. Зак. 223
25

(16)
N
a-
для печей, работающих на твердом, жидком и газовом топливе
Q — BQh щ ккал/ч;
для электрических печей
Q = 860 NycT ац ккал/ч, (17)
где В — расход топлива в кг/ч;
Qh— количество тепла, выделяемого I кг топлива при его сжигании;
установочная мощность печи в кет;
теплопыделения в цех в % от<2« или NiCT ; для электропечей
a = 70%, для остальных печей a = 40—60%;
v]— коэффициент одновременности работы печей.
При наличии вытяжных зонтов над оборудованием тепловыделения
в цех, подсчитанные по формулам (16) и (17), учитываются в размере
30%. .
Тепловыделения от кузнечных горнов с учетом действия зонтов
Q^BQly ккал/ч, (18)
где <р — коэффициент, учитывающий долю тепла, выделяемого в цех.
у> Значения ф берутся из графика (рис. 6) в зави-
0^ симости от расхода топлива В в кг/ч.
Тепловыделения от электродвигателей н
станков, установленных в механических цехах,
(19)
*р
■-■■
1
1
- -
__.-
0,2
0,3
0.S
Q = а-860NycT ккаг/ч.
• г е ю in- is гг-*в
Рис 6
где a — отношение фактически расходуемой
мощности к установочной; при применении
эмульсии для охлаждения резцов станка
а = 0,2, без применения эмульсии а = 0,25.
Тепловьпеления от лючей при спокойной работе составляют 70 ккал/ч,
при тяжелой физической работе 80—100 ккал/ч и более.
Тепловыделения от людей не учитываются, если на одного работающего приходится
более 50 ai3 объема помещения.
§ 5. ПРИМЕРЫ ПОДСЧЕТА ТЕПЛОПОТЕРЬ И СОСТАВЛЕНИЯ
ТЕПЛОВЫХ БАЛАНСОВ
Пример 14. На рис. 7, а, б приведены план >и разрез неотапливаемого
подвала, нат которым находятся отапливаемые жилые помещения с
температурой внутреннего воздуха f„= + 18cC.
Стены подвала выше уровня тротуара выложены из крупных
кирпичных блоков на тяжелом растворе с облицовкой из керамических
плиток, ниже — из бетонных блоков толщиной 80 см; пол подвала
бетонный (бетон приготовлен с каменным щебнем). Внутренняя поверхность
стен подвала оштукатурена сложным раствором. Окна подвала
двойные размерами 1.2x0,7 м. Коэффициент теплопередачи наружной
кирпичной стены подвала & = 0,75 ккал/м2ч°С
Сопротивление теплопередаче перекрытия над подвалом R0=
= 1,55 н7чаС/ккал. Здание защищенное; скорость ветра, обдувающего
здание, меньше 5 м/сек. Определить минимальную температуру воздуха
в по авале, если/, =—26°С.
Решение. Так как высота надземной части подвала больше 1 м.
согласно СНиП П-Г.7-62, температура воздуха в нем определяется на
26

основании баланса тепла, поступающего в подвал из вышележащих
отапливаемых помещений и теряемого через наружные ограждения.
Обозначим температуру воздуха подвала через tx.
Тепловыделения через перекрытие в подвал составляют
Qa =
F(tB-Q
6-14^
1,55
tx) = 54,2 (18 - 1Л) ккал/ч.
Определяем теплопотери подвала.
А. Надземная часть подвала. Угловые
наружные стены ориентированы: одна
на северо-запад, вторая на северо-восток.
А так как добавки на эти страны света к
основным теплопотерям одинаковы, то
нет необходимости потсчитывать тепло-
потери порознь для каждой стены.
Длина обеих сген
/ = (14+ 0,8)+ (6+ 0,8) = 21,6 ж.
Высота стены 1,1 м, площадь F\ =
— 21,6X1,1=23,8 м2 (без вычета
площади окон).
Коэффициент теплопередачи
двойного окна при расстоянии между
переплетами 200 мм принимаем по графику
(рис. 7,е). При толщине стены, равной
3 кирпичам, и отношении периметра окна
Р к его площади F
Р_ = 2(1,2+0,7) = 4 g
F 1,2-0,7
k = 3,5 ккал/м* ч °С.
Площадь окон /г2=1,2х
Х0,7Х4=3,36 м\
Добавки к основным
теплопотерям: на страны света
10%, на угловое помещение
5%, на ветер 5%, всего
20%.
Теплопотери через стены
и окна составляют
Qx = [0,75 -23,8 + (3,5 -
-0,75) 3,361 Vx- (-26)] X
X 1,2 = 31.98^ +
б)
По 1-1
А
77^7!wy.v.v^-^^
f\
I зона °& >
I П ' Ш i П
\Эона I зона i зоне
В) к
3
?ft
Р6
?ч
окна ь
1
31
Р\
pnL
Liva
и
>
4
nlf
Рис. 7. Неотапливаемый подвал
а — план: 6 — разрез: в — график для определения
коэффициента теплопередачи окна (Р — периметр
окна ъ м, F — площадь окна в мЗ)
-; 26) ккал/ч.
Б. Подземная часть подвала. Всю подземную часть стены и пол
подвала от уровня тротуара до осей внутренних стен делим на 2-метровые
зоны.
Коэффициент теплопроводности бетона с каменным щебнем равен
А,= 1.1>1. Поэтому стеновые блоки и пол рассматриваем как
неутепленные конструкции.
27

Площадь 1 зоны
F, = 14-1,6 + 6-1,6 + 6-0,4 + 14-0,4 + 2-2 = 44 *■,
где 2-2—площадь угловых участков, которые берутся дважды.
Площадь II зоны
Fu = (6 - 2,4) 2 + (14 - 0,4) 2 = 34,4 я2.
Площадь III зоны
Fm = (6 - 4,4)2 + (14 - 2,4)2 = 26,4 jw2.
Остальная площадь
Fu = (6 - 4,4) (14-4,4) = 15,4 л».
Теплопотери через подземную часть стены и пол подвала
Qn = (k Л + kn Fu + km Fm + klvFlv)(tx - f,) = (0,4-44 + 0,2-34,4 +
+ 0,1-26,4 + 0,06-15.4) [tx--(- 26)] = 28,04 (^ + 26) ккал/ч.
Общие теплопотери подвала
Q6 = 31,98 (tx + 26) + 28,04 {tx + 26) = 60,02 {tx + 26).
По балансу тепла должно быть Qu = Q6, откуда 54,2(18—tx) =
=60,02(^+26).
После решения уравнения получаем tx =—5,1°С.
Пример 15. В цех для обработки ежечасно поступает с заводского
двора 5 т стали. Определить, сколько расходуется тепла на ее нагрев,
если расчетные температуры воздуха tB = + 16 С, ta =—36°С. Удельная
теплоемкость стали с = 0,115.
Решение. Согласно указаниям, приведенным в § 4, температуру
металла принимаем равной температуре наружного воздуха, т. е. tu =
=—36°С. Количество тепла, поглощаемого металлом, определяем по
формуле (15).
Значения коэффициента интенсивности поглощения тепла металлом В
приведены в табл. 3. Так как металл нагревается до tB = + 16СС за 3 ч,
очевидно, что наибольший расход тепла на нагрев металла будет в
третий и последующие часы работы цеха, когда первые 5 т стали будут
поглощать 20%, вторые 5 т — 30% и третьи 5 т — 50% от всего
требующегося тепла. На основании этих рассуждений можно определить общее
количество тепла.
Количество тепла, расходуемого на нагрев стали,
Q = 5000 - 0,115 [ 16 - ( - 36)] (0,5 + 0,3 + 0,2) = 29 900 ккал/ч.
Пример 16. Кузнечно-терммческий цех имеет следующее
оборудование: камерную печь с неподвижным подом, для которой расход угля
составляет 30 кг/ч; методическую печь с расходом угля 20 кг/ч; две
электропечи с общей установочной мощностью NVCT =51 квт; две
электрованны с общей установочной мощностью Л/уст =16 кет; два кузнечных
двухогневых горна с расходом угля 32 кг/ч; поворотный одноогневой
горн с расходом угля 10 кг/ч. Электропечи, электрические ванны и
горны снабжены вытяжными зонтами. Рабочая теплотворная способность
угля составляет Q'i =6400 ккал/кг. Коэффициент одновременности
работы оборудования т) = 1. Объем здания по наружному обмеру 4000 мл;
высота цеха 7 м; удельная тепловая характеристика здания q0~
= 0,36 ккал/м3ч°С. Подсчитать ориентировочный тепловой баланс цеха
при *„=—32°С.
Решение. Так ка.к цех относится к числу помещений с большими
тепловыделениями и тяжелой работой, то согласно СНиП П-Г.7-62 оп-
28

тимальная температура воздуха в зимний период в рабочей зоне
составляет *р.з = + 18-г-21°С.
Принимаем ^р.-, = 20°С, а приращение температуры воздуха по
высоте на каждый метр выше рабочей зоны равным 2°С.
Тогда температура воздуха в верхней зоне помещения составляет
*в.3 = 20 + 2 (7 - 2) = 30 С.
Средняя температура воздуха
_20+30_25С
Определяем по удельной тепловой характеристике теплопотери цеха
Q = <7о Сер - L) V = 0,35 [25 - ( - 32)] 4000 = 82 000 ккал/ч.
Тепловыделения от оборудования в цех, включая остывающий
металл, составляют: по камерной печи 50% от Q], меточической печи
50% от ^н , электропечи 70% от N ст, электрованне 30% от NyCT.
По графику (рис. 6) доля тепла, поступающего в цех для двухогне-
вых горнов, ф = 0,25 от Q1 , для одноогневого поворотного горна ф=0,2
(решение на графике показано пунктиром).
Тепловыделения в цех, подсчитанные по формулам (16), (17) и (18),
от печей, работающих на угле, составляют
Qt = (30 + 20)6400-0,5-1 = 160000 ккал/ч.
Тепловыделения от электропечей и электрованн
Q2 = 860-51 -0,7-1-0,3 + 860-16-1-0,3 0,3-10450 ккал/ч,
где 0,3—коэффициент, учитывающий наличие вытяжных зонтов.
Тепловыделения от кузнечных горнов
<23= 32-6400-0,25-1 + 10-6400-0,20-1 =64 000 ккал/ч.
Общая сумма всех тепловыделений
LQ = 160 000 + 10 450 + 64 000 = 234 450 ккал/ч.
Избыток тепла, который необходимо удалить из цеха:
Q 13б = 234 450 - 82 000 = 152 450 ккал/ч.
Следовательно, в цехе необходимо устраивать только дежурное
отопление с температурой /=+5°С, рассчитанное на период перерывов в
работе цеха.
Пример 17. Определить теплопотери двухэтажного 12-квартирного
жилого дома, план и разрез которого изображены на рис. 8. Наружные
стены здания крупноблочные из глиняного обожженного кирпича на
тяжелом растворе. Перегородки между комнатами гипсобетонные, а
остальные-— шлакобетонные. Толщина перегородок между ванными и
жилыми комнатами 16 см, остальных — 8 см. Стены и перегородки
оштукатурены с обеих сторон. Конструкции перекрытий показаны на рис. 8
(детали А, Б, В). Полы во всех помещениях, кроме санузлов, дощатые, в
санузлах — из метлахских плиток. Наружные входные двери в
лестничных клетках двойные без тамбуров.
Угловые помещения и помещения, расположенные против лестничных
клеток, на II этаже имеют балконы. Под всем зданием имеется
неотапливаемый подвал с окнами. Кровля асбестоцементная. Здание
предназначено к строительству в районе с расчетной наружной температурой
—30°С и скоростью ветра меньше 5 я.
29

|« О-г'Ь -Ц~- £'£ *J«- £'; *fs— 0*4
£
«-Э
"шз:
ИГГ
П
"В
щ
!^iC
o^s
s- ore
:ш:
I
I
-4
C4J
-t
3
CO
4>
^—.
1
r
см
4
co-<_
30

'mz&Ms.
1 jvi
U ^——»L*'tJ
Деталь А
Шлакоизвестковая корка b~=30,Л -CM
Войлок минералоВатный $'65, Л =о,с55
Асфальт 5=15, Л =0,65
Многопустотный ж/6 настип S*M0,R-Q,l7f
Цементная затирка S-5 А*0,80
Леталь Б
Метлахская плитка 5^2; Л-0,7
Цементная стяжка 8"=20i*=0,d
Шлак &*№. Л=0,19
Ж/о"плита 6"= 35. Л =1,4
Цементная затирка ff= 5 Л =0,8
Д е та /I б В
Чистый поп сГ=40/ A=0,1S
Минера поба тный войлок 6"= 70- Л -0,055 и
Многопустотный. ж/Jнастил S=l40iRs0j7l
Шменпчая затирка S=5i ^-0,8
Гис. 8. Лвенздцатиквартирный жилой дом

Решение. Коэффициенты теплопередачи ограждений,
определенные в соответствии с правилами, .изложенными в главе I:
а) наружная стена толщиной 27з кирпича — &=0,87;
б) чердачное перекрытие (рис. 8,а)—ft = 0,67;
в) перекрытия жилых комнат, кухонь и коридоров над подвалом
(рис. 8, деталь В)— ft = 0,57;
г) перекрытие между подвалом и входной площадкой лестничной
клетки (рис. 8,6)—ft = 0,78;
д) лестничный марш над подвалом (средняя толщина марша 15 см,
ступени железобетонные, толщина затирки 5 мм) — & = 2,8;
е) шлакобетонная (с двух сторон оштукатуренная) перегородка
толщиной 8 см, находящаяся между входом в подвал и лестничной
клеткой,— k = 2,5;
ж) шлакобетонные с обеих сторон оштукатуренные перегородки
между ванной и жилой комнатой — fe= 1,73; то же, между ванной и
остальными помещениями — & = 2,25.
Для двойных наружных дверей fc = 2, для одинарных внутренних
дверей /г = 2,5.
В соответствии оо СНиП II-B.6-62 для двойных окон и остекленных
балконных дверей с расстояниями между стеклами 75—150 мм ft=2,3.
По СНиП П-Г.7-62 принимаем добавки к основным теплопотерям: на
страны света — запад 5%, север и восток 10%, юг 0%; на ветер — 5% в
предположении, что здание защищенное; на стены и окна угловых
помещений— 5%; на открывание наружных дверей — 200%.
По этому же СНиП поправочные коэффициенты к расчетной разности
температур составляют: для чердачного перекрытия—0,9; для
перекрытия над подвалом при высоте наружных стен, выступающих над уровнем
земли на 0,7 м,— 0,6. Пронумеровав помещения, приступаем к
заполнению расчетного бланка (табл. 4).
Так как здание симметрично, все помещения его левой и правой
частей, одинаково расположенные относительно оси симметрии,
соответственно равны. Например, размеры помещения № 102 такие же, как
помещения № 121. Поэтому на рис. 8 показаны внутренние размеры
помещений только правой части здания.
За расчетную высоту I этажа принимаем 3,3 м, считая от потолка
подвала до уровня пола II этажа. Расчетная высота II этажа равна 3 м,
т. е. расстоянию по вертикали от уровня пола этого этажа до верха
утеплителя чердачного перекрытия. С учетом всего сказанного заполняем
графы 1 — 13 бланка и, перемножая данные граф 7, 8, 9 и 13, находим
теплопотери через ограждения.
Необходимо дать следующие пояснения к табл. 4.
1. Вместо того чтобы из площадей стен вычитать площади окон, мы при
заполнении графы 7 из ft0кон вычитаем ft^-ген . т. е. получаем 2.3—0,87=1,43 ккал/м2 ч°С
2. Температура ванной комнаты принята 25СС в предположении, что горячая вода
приготавливается в домовой котельной При устанозке водогрейной колонки,
работающей на твердом и газовом топливе, температура ванной комнаты принимаекя равной
18СС, так как нагрев помещения будет производиться за счет тгплоотдачи колонки.
Разность температур воздуха ванной комнаты и окружающих ее помещений
превышает 5°С, поэтому учитывается теплоотдача ограждений ванной комнаты в смежные
помещения.
3. План II этажа на рис. 8 не показан, а наименование и размеры помещений
взяты с плана I этажа.
4. Охлаждающими поверхностями лестничной клетки являются наружная стена,
входные двери, входная площадка, ограждения, отделяющие лестничную клетку от
входа в подвал, окна и чердачное перекрытие. При подсчете теплопотерь через
ограждения, отделяющие лестничную клетку от подвала, к расчетной разности температур
введен коэффициент не 0,6, а 0,4, так как отсек подвала под лестничной клеткой не
имеет окон.
32

■5. Для ванных комнат в графе 15 даны три цифры, верхняя обозначает
величину теплопотерь вертикальных ограждений в соседние помещения; числитель нижней
дробной цифры — общие теплопотери, а знаменатель — теплопотери через пол или
потолок.
Общие теплопотери ванных комнат должны компенсироваться теплоотдачей
приборов системы отопления или полотенцесушителей, нагреваемых от системы горячего
водоснабжения при наличии в ней циркуляционного трубопровода.
Но так как в нашем примере из-за малого радиуса действия системы горячего
водоснабжения циркуляционный трубопровод не устраивается, ванные комнаты должны
отапливаться от общей системы отопления.
Тепловыделения от ванных комнат через вертикальные ограждения распределяются
между соседними помещениями.
В табл. 4 приняты сокращенные обозначения: Н. С. — наружная стена; В. С. —
внутренняя стена; Д. О. — двойное окно; Пр. — перегородка; Б. Д —балконная дверь;
Д. Н. Д. — двойная наружная дверь; О. В. Д. — одинарная внутренняя дверь; Пг.—
потолок; Пл. — пол.
Пример 18. Определить теплопотери столярного цеха. План и разрез
цеха приведены на рис. 9. Стены цеха шлакобетонные, с двух сторон
оштукатуренные; толщина наружных стен 40 см; внутренних 20 см.
Перегородки деревянные толщиной 10 см, с двух сторон оштукатуренные. Полы
во всех помещениях, кроме конторы и уборных, асфальтовые (6 = 3 см)
по бетонной подготовке толщиной 12 см. Пол в конторе дощатый по
лагам, в уборных—бетонный. Здание имеет чердачное перекрытие из
деревянного наката с утеплителем из котельного шлака толщиной 12 см.
Кровля асбошиферная по разреженной обрешетке. Окна двойные со опа-
ренньши деревянными переплетами, размер окон 1,4X1,9 м. Ворота
деревянные размером 2x2,4 м с калитками размером 0,85X2 м.
Продолжительность открывания, ворот 10—12 мин за смену.
Цех расположен во влажной климатической зоне. Расчетные
параметры воздуха: внутренние температуры в зависимости от нашачения
помещений,/н =—24°С, средняя скорость ветра за три самых холодных
месяца о = 4,2 м/сек, преобладающее направление южное. Здание цеха
защищено от действия ветра.
Проветривание производственных помещений осуществляется путем
открывания фрамуг в верхней части окон, чтобы не было сильного
взмучивания пыли. Длина щелей притворов открывающихся створок
каждого окна 3,75 м. В заготовительное отделение цеха ежедневно (2 раза
в смену) завозится по 1,5 м3 пиломатериалов. Завоз материалов в цех
и вывоз изделий производятся по узкоколейке. Мощность станочного
оборудования заготовительного отделения jV=4,5 кет, станочного
отделения jV = 42 кет.
Решение. Ввиду того что на одного работающего в цехе
приходится больше 50 м3 внутреннего объема, тепловыделения от людей не
учитываем. Определяем сопротивление теплопередаче ограждений.
Коэффициенты теплопроводности принимаем следующие:
для асфальта А=0,65; для котельного шлака Х=0,19; для бетона
А,= 0,75.
Расчетная относительная влажность в деревообрабатывающих цехах
меньше 50%. поэтому для наружных стен Д/н = 10 С; п=1, 6=1.
По формуле (6)
Rlp = [Ш~(~24)] Ь1 0,133 = 0,532 м* ч С/ккал.
Фактическое сопротивление теплопередаче
/?о = 0,895 м2ч°С1ккал, k= —— =1,12 ккал/м2чсС.
Стены, ограждающие тамбур, отличаются от наружных стен только
тем, что толщина шлакоблочной кладки не 40, а 20 см, поэтому R0 =
33

w
-м-
-*p- у —j— 3,6—*i
Разрез па l-t
(1-200}
W
Деталь А
Шлак $*120гм, Л'0,19
Спина-песчаная смазка $*!5мм, &~0>6
накат &=60пм, Jl-0,15
Штукатурка 8= 20т, Л =0,45
Деталь В
Асфальт $*50пп,Л=0,В5
f-трн fr* 120мм, А =0,75
101 — курительная, t
отделение:, t =
4- Н°С; 102 -уборные.
4- 16°С; 106 — сборочное отделение,
Рнс. 9. План и разрез цеха
'в =
Н°С;
tB = 4- 16°С; 107 — кладовая.
ЛИ - пилотемка. *в= + 1W:/»-контора. /„ «, + 18°С; 105 - станочное
HO — заготовительное отделение, t = + I6°C
'B = 4- IB'*:; /05 -тамбур;
109 — клееварка,
tB= 4- I6°C;

= 0,611, /г = 1,64. Пол производственных помещений считается
утепленным, так как К бетона и асфальта меньше 1.
Термическое сопротивление пола
-fvy.n == Ан.п + i^y.c f
где RH.a—термическое сопротивление неутепленного пола;
^у.с—то же, утепляющих слоев.
Термическое сопротивление утепляющих слоев Ry.c'
1) бетона «,= —= 0,16,
' 0,75
2) асфальта У?2= -^- = 0,046, LRy.c = 0,206.
0,G5
I зона: Rvn =2,5 + 0.206=2.706; kt =0,37;
II зона: /?уп =5 + 0.206 = 5.206: kn =0,19;
III зона: Ry.» =10+0,206=10,206; km =0,1.
Определяем R и k пола конторы. Термические сопротивления:
1) бетонной подготовки /?i = 0,16;
2) воздушной прослойки /?2 = 0,28;
3) досок пола при толщине 40 мм Rz— —-— = 0,267.
1 F 0,15
Термическое сопротивление пола на лагах:
/?л= 1.18/?у.„ ;
I зона:
[I зона:
1Яу.с =0,16 + 0,267 + 0,28 = 0,707.
Я„= 1,18(2,5+ 0,707) = 3,78; h = 0,27;
/?л= 1,18 (5+ 0.707) =6,73; £„ = 0,15.
Коэффициент теплопередачи пола в уборных (утеплитель — бетон)
R. = °ii*J = 0,2 ккал/м* чгС.
° 0,75
I зона: tfy.n.i = (2.5 + 0,2; =2,7; fei =0,37;
II зона: ku = 0.19.
Сопротивление теплопередаче и коэффициент теплопередачи
чердачного перекрытия R0 = 1,36; 6 = 0,74.
Коэффициент теплопередачи для окон с двумя спаренными
деревянными переплетами в соответствии со СНиП П-В.2-62 равен 2,5. Для
наружных одинарных ворот (11.В.) заготовительного отделения ft = 5; для
внутренних ворот (В.В.) и дверей сборочного отделения (О.В.Д.),
имеющего тамбур, /г = 2,5. Добавку на открывание дверей принимаем в
размере 50%.
На расчетную разность температур вводим поправочные
коэффициенты: для чердачного перекрытия а = 0,9; для внутренних о: рождений
тамбура а=0,7. Добавки к основным теплопотерям помещений
принимаются: на страны света, на ветер, на стены и окна вспомогательных
помещений, имеющих наружные углы (курительная и кладовая), на открывание
ворот и дверей, на инфильтрацию воз чуха в производственных
помещениях, на обогрев материала в заготовительном отделении; кроме того, в
тепловом балансе учитываются тепловыделения от оборудования.
Учитывая, что скорость ветра меньше 5 м/сек, а здание защищенное,
добавку на ветер принимаем в размере 5% к основным теплопотерям
помещений.
35

Ведомость подсчета теплопотерь
Таблица 4

помещений
1
Наименование помещений
1
'в
в °С
3
П верхносги схтяждения

обозначения
4
приенп -
ровка в

отношении
стран
света
5
размеры
в л и
количество
6
F в м-
1
k
8
Л t в «С
9
Д'^эрки в ч*
на
страны света
10
на ветер
11
прочие
12

Коэффициент для
учета
добавок
13
Теплопотери в ккпл)ч

ограждений
14

помещений
15
I этаж
101
102
103
104
105
106
107
Кухня
Жилая комната
То же
Ванная комната
Уборная
Вход
Коридор
+ 15
г-18
+ 18
+25
+ 15
+ 18
+ 18
Н. С.
Д. О.
Пл.
Н. С.
Д. О.
н. с.
Пл.
н. с.
д. о.
Пл.
В. С.
в. с.
гн.
Пл.
Пл.
Пл.
3
3
3
3
с
с
с
—
—
—
—
3,3X3,3
1.4X1.6
3,3X2,4
4,4X3,3
1,7X1,6
3,7X3,3
3 Х3,7
4,3X3,3
2,8x1,6
4,3>4,2
4 Х2,7
1,8X2,7
2,2X1.8
0,9x1,8
1,5X2,8
1X3,1
10,89
2,26
7,92
14,52
2,72
12,21
11,1
14,19
4,48
18,0G
10,8
4,86
3,96
1,62
4,2
3,1
0,87
1,43
0,57
0,87
1,43
0,87
0,57
0,87
1,43
0,57
2,25
2,25
0,57
0,57
0.57
0,57
45
45
45X0,6
48
48
48
48X0,6
48
48
48X0,6
7
10
55X0,6
45x0,6
4SxO,6
48x0,6
5
5
5
5
10
10
10
—
—
—
5
5
5
5
5
5
5
—
—
—
—
—
5
5
5
—
—
—
—
1,1
1.1
1,15
1,15
1,2
1,15
1,15
—
—
—
- 1 "
468
160
121
697
210
612
182
680
356
296
172 \
109/
75
25
69
749
1701
1332
281
356/75
25
69
51 51

108
Житая комната
109 1 Кухня
ПО
111
112
113
114
115
116
117
118
119
120
Кладовая и тамбур
Уборная
Ванная комната
Вход
Кухня
Жилая комната
Кладовая и тамбур
Уборная
Ванная комната
Вход
Жилая комната
+ 18
+ 15
+ 16
Н. С.
Д. 0,
Пл.
н. с.
Д. 0.
Пл.
Пл.
С
с
с
с
—
2,7x3,3
1,7x1,6
3,2X3,6
2,7x3,3
1,4X1,6
2,7x3
0,9x2,8
8,91
2,72
11,52
8,91
2,26
8,1
2,52
0,87
1,43
0,57
0,87
1,43
0,57
0,57
48
48
48.V0.6
45
45
45x0,6
46x0,6
10
10
10
10
5
5
5
5
- 1 -
—
—
1,15
1,15
1,15
1,15
~ 1 ~
428
210
189
401
167
125
40 .
827
693
40
То же, что № 105 25 25
+ 25
+ 18
В. С.
в. с.
в. с.
Пл.
Пл.
—
—
1,8x2,7
2,2x2,7
1,8X2,7
2,2x1,8
4,1x2,9
4,86
5,94
4,86
3,96
11,89
1,73
2,25
2,25
0,57
0,57
7
7
10
55x0,6
48x0,6
—
—
—
—
—
59\
96
109)
75
195
То же, что № Ю9
+ 18
н. с.
д. о.
Пл.
с
с
2,8x3,3
1,7.1,6
3,3x3,6
9,24
2,72
11,52
0,87
1,43
0,57
48
48
48x0,6
10
10
5
5
1,15
1,15
444
210
189
То же, что № ПО
, № 105
, № 112
, № 113
»
, №
03
264
339/75■
195
693
843
40
25
339/75
195
1332

со Продолжение табл. 4

помещений
1
121
122
123
124
125
126
127
128
129
130
131
Наименование помещений
2
Жилая комната
Кухня
Ванная
Уборная
Вход
Коридор
Кухня
Ванная
Уборная
Вход
Коридор
'в
в*С
3
+ 18
+ 15
1
Ппверхнпст1

обозначения
4
Н. С.
Н. С.
Д. О.
Пл.
н. с.
д. о.
Пл.

ориентировка в

отношении
стран
света
5
С
в
в
в
в
1
1
1 охтаждения
размеры
в л и ко.
личество
6
3,7X3,3
4,4x3,3
1,7X1,6
3X3,7
3,3X3,3
1,4X1,6
3,3X2,4
-
1
F в л'
7
12.21
14.52
2,72
11,1
10.89
2,26
7,92
1
к
8
0,87
0,87
1,43
0,57
0,87
1,43
0,^7
Д * В «С
9
48
48
48
48X0,6
45
45
45x0.6
Д
на
страны свега
10
10
10
10
10
10
То же, что № 104
в
»
0
V
и
»
*
*
1
, № 105
, № 106
. № 107
, № 122
, № 104
, № 105
, № 106
. № 107
1
1
травки в %
на ветер
11
5
5
5
5
5
1
прочие
12
5
5
5
—
1

Коэффициент ДЛЯ
учета до-
бавок
13
1,2
1,2
1,2
1,15
1,15
1
Теплчпотери в ккал

ограждений
14
612
728
220
182
480
167
122
1

помещений
15
1742
769
356/75
25
69
51
769
356/75
25
69
51

1 1 1 О
1 1 1 о
coo — см
CM cN СО CO
I—CNiC —
CNcN—' 1
- - - 1
lomic 1
1С 1С iO 1
OO I I
. 1 1
со
с
У
сспс^^
Tf -Л- "Л- tJ-
r^ СО К к
OO Tj- ОС Ю
С —ОС
CN CN —
iO 1-- CN ~~
•sj- CNCS —
~~ ~- ~-
сссоггк
CO — CO CO
ХХХ.ч
■*}■ l-~ l-~ Г0
Tf — ГО
CQCQg
udu
. . ■ 4
ГЧ^С
CO
+
<0
H
ra
г
S
о
ii
«
C3
p"
S
К
(M
CO
4 1
_
1 1 °
1 1 о
QCNO
CC^O
CO —CN
1С Ю
CO 1
- - 1
1 1 1
UbtO 1
1 1 1
1 1 1
CO
о
X
00 CO CO
-# ■**■ ■*
KCON.
CO Ti-uO
o~— о
acstf
Э0 t^ CO
COCNK
— —<
CO CD CM
CO— -^
XXX
CM t~- CN
-Ф — тг
QQ 1
ud
Г"
IcJC
<u
£
h-
co
CO
1 1 —
1 1 CN
o=
OOCN —
-+ C5CO
■* — CM
LOLO
CO 1
- - 1
1 1 1
ЮЮ 1
1 1 1
1 1 1
to
о
X
со со со
Tf Tf -^r
K. COI^
00 ■* Ю
о —о
COCNlO
CNKO
O CN 1^
■ < i i
CO ID iO
ГО —Ю
XXX
^- |>^ ,—i
CO—■ ГО
QQ
и о
- . e;
ЩС
OO
•—'
+
я
■<*
ГО
»—1
"*
1 1 CM
ю
юю ■^,
CNCNI*~
ooccco
ю ic
СО I
- - 1
1 1 1
НОЮ [
1 1 1
1 1 1
to
о
X
сооо so
TJ- тГ ■*
I^CO 1^-
О0 ■* iO
о —с
— со
со ^со
СО ■* CN
— CN
COCO
CO — -S"
XXX
I^. GO I —
Ю CN iO
QQ \
ud
^
rc;c
OO
•—'
+
■
iO
CO
1 1 "*
1 1 -#
Ю
ОЮО
COCNOO
со го со
1С Ю
о о 1
- - 1
1 1 1
ЮЮ I
1 1 1
1 1 1
CD
О*
X
со coco
-*М- tj-
l-COK
CO Tj- irj
о — о
rfOO
— ■* CN
О М- CO
— CN
CO CO
CO— ^J-
X < <
СССО30
1С CN IO
QQ 1
и о
■ . "^
iqc
oo
■—i
+
я
CD
CO
■—i
CM
CI
134
%
о
d)
£
о
i—
1^
CO
f—«
ел
о
133
2
к
» R
оо
CO
1 oi
111^-
CD
ОКОМ
CD Ol — СО
Ю IDCN —
1С iO
—■ — T-^ 1
- - - 1
■OiOm 1
iOiOiC 1
1 „ 1
1 ют 1
CD
O
X
ей coco со
*3- TT M- rf
t^r>.c?i^
COCO tj- uO
О о — со
—- CNCN
CN lO 1 '
CN t!" CN —
■— — —
CO CO CO f—
COCO —CO
XXXX
i~- ■* r-^ ro
n*-
дПП t
uud
■ r"
IltlC
я
CI
CO
»—t
Ci
-*
1--
101
?
О
CU
К
О
K
ii
>>
bd
о
"fl-
lC
i^
Ю
со
104
z
B
CO
!-
a
^ц
г
о
u:
к
га
га
СО
■*
■—1
1С
CN
■ О
^
*
га
д
о.
о
о
>)
CN
■*
39

л.
с

помещении
1
143
144
Наименование помещений
2
Вход
Коридор
'в
в °С
3
Поверхности охлаждения

обозначения
4

ориентировка в

отношении
стран
света
5
размеры
в л и
количество
б
F в м-
7
k
8
Д t в *С
9
Добавки в %
на
страны снега
W
на ветер
1!
прочуе
12
Продолжение та5л, 4
Коэфф 1-
циент для
учета
добавок
13
Тепл потерн в ккал/ч

ограждений
14
То же, что № 106
. № 107

помещений
15
69
51
Итого по I этажу
II этаж
24 181
201
202
203
204
205
Кухня
Жилая комната
То же
Ванная комната
Уборная
+ 15
.-18
+ 18
+25
+ 15
Н. С.
Д. О.
Пт.
Н. С.
Б. Д.
н. с.
Пт.
н. с.
д. о.
Пт.
В. С.
в. с.
Пт.
Пт.
3
3
3
3
с
с
с
—
—
3,3x3
1,4X1,6
3,3X2,4
•4,4X3
1,5X2,4
3,7X3
3X3,7
4,3x3
2,8x1,6
4,3X4,2
4X2,7
1,8x2,7
2,2x1,8
0,9x1,8
9,9
2,26
7,92
13,2
3,6
11,1
11,1
12,9
4,48
18,06
10,8
4,86
3,96
1,62
0,87
1,43
0,67
0,87
1,43
0,87
0,67
0,87
1,43
0,67
2,25
2,25
0,67
0,67
45
45
45x0,9
48
48
48
48x0,9
48
48
48X0,9
7
10
55X0,9
45x0,9
5
5
5
5
10
10
10
—
—
о
5
5
5
5
5
5
—
—
—
5
5
5
—
=
—
1
1,1
1,1
1,15
1,15
1,2
1,15
1,15
—
—
426
160
215
634
316
556
322
619
356
523
172 1
109/
132
44
1
801
1828
1498
281
413/132
44

CN
CN
CN
CN
|
j
1
1
1
i
C75
С
У
со
-*
l^-
to
о
О)
-*
со
ем
X
iC
^
l
i
ъ~
С
со
•—,
+
ч
о
X
03
СО
см
о
С75
О
о
1
1
I
1
1
1
о
о"
X
СО
■<*•
г—
со
CD
»—«
со
,
СО
•<■
.—
1
»-"
С
О.
О
ч
К
а.
о
ъс
t>-
о
см
[ 1 —
1 1 со
о
СООСО
СО —СО
COCN СО
ю ю
1-1 — 1
1 1 1
1 1 1
юю \
ОО |
~"
Сз
о"
X
СО СО СО
■t'l'*
г^- со г^-
со ■* со
о —о
см см
—1 t^~ Ю
со см—«
too
со —со
XXX
1^ Г^СМ
СМ-СО
OCJ |
do
. ь-
Хг[С
ОО
»—«
+
га
ь-
га
а;
5
о
СЧ
со
о
см
1 I —•
1 1 ю
г~.
■* Г- О
со to см
СО —СМ
йю
— « 1
1 1 1
1 [ 1
Щ Щ 1
ОО Г
CV
о"
V
ЮЮ10
"*h "^ "^
г^сог^.
СО тЗ" СО
о —о
СО
COCNOO
СО
СО —СО
XX"
r-'S" 1—
CN — CM
OCJ [
Ud
. t"
1ЧС
ю
f-^
+
o;
s
X
>-,
ьс;
C5
о
CM
о
r-
о
(-~
1
1
1
1
1
1
о
о"
X
CO
ТГ
l^
со
о
см
ю
см
со
<м
X
о
о
1
^
с
СО
■—4
+
о.
>Ч
«о
а
те
га
а
о
ч
га
t—'
Ы
со
см
■*
■*
Й
CN
О
Э"
о
Е-
«
га
^
о.
о
\с
>»
см
см
СО
1 1 1 ~-
1 1 ^г
СП
со
ел ■* ел см
10С72 ОСО
1 1 1 1
1111
1 1 1 1
1111
1 1 1 1
1 1 1 1
С2
о"
*■ '
N 1-. О LO
— in
MiO«N
Г^ CNCN CO
— CMCNO
CO ■* CO CO
CO СП CO Сз
-sj" in -^CO
^ ^ l^- CO
CM CM CM —
X X X *
CO CM CO CN
— CM —CM
I II 1
UtJeJ
. *-
cq came
Ю
CM
+
s
о
\£
к
cd
^
£3
ro
CO
CM
CN
-*
M"
со
-3"
-Г}"
со
1
1
1
1
C7>
о
x
ОС
■*
t->.
to
о
СЛ
CO
*~*
C3
CN
X
—-
■^
I
С
CO
^■4
+
ч
О
X
CQ
со
CM
1—1
Ю
Г--
o
(M
с
zr
cj
О
E-
я
3=
X
>i
^
->3-
CM
1 1 «°
1 1 -#
en
CO О CO
CO—CO
~+ см со
ч~ЭЮ
—' *" 1
1 1 1
1 1 1
1Л 1С 1
OO I
C3
о
X
OO COCO
-г}" -г}" -3-
ь. со t^.
OO -#CO
о —о
CM CM
■*t NlO
OOCN —
со со
CO—• CO
XXX
CO h~ CO
CN —CO
UU |
vd^
XctC
CO
+
ro
E
■ -
cd
t~
CN
о
1^
о
CN
о
X
E-
Q.
>i
О
*s
ra
i-
s
cc
ro
CO
о
4
«
e^
ьс:
CD
CM
■Ч"
■*
Ю
CM
£
к
ro
s
o.
о
vo
>>
t--
CM
CM
CO
Г—*
^—
C5
CO
'
CN
CN
g
JT
«a
H
C3
5
s
о
и
tK
re
s
Я
га
CQ
CO
CM
41

№

помещений
Наименование помещений
'в
в "С
Поверхности гхтаждения
обчзна-
чения

ориентировка в

отношении
стран
света
размеры
в м и
количеств»
Гвл'
Л t в °С
Д )бавки в %
на стра
ны света на ВРТСР
10
11
прочие
12
Продол^рние таб.}. 4
Кпэффн-
ц ент д.1я
учета
добавок
13
Теплопотери в ккал/ч

ограждений
14

помещений
Теплопотери остатьных помещений II этажа подсчитываются так же, как и помещений № 201—218.
Общие тетопотери помещений II этажа 28 055 ккал/ч.
Лестничная клетка А. ^В= + 16°С
н. с.
н. с.
д. н.д.
Д. 0.
Пл.
Марш*
Пр.**
0. В. Д.
Пт.
С
в
с
с
—
—
—
—
3,3X7,1
3,3X7,1
1,4^2,2
1,7,-1,6
2,6x1,4 +
-\ 2,9X1,4 +
4 4,2x2,8
3,6x1,4
2,9х2,2х
X0.5-L-
+2,2X1,4
2,7,:8,Ь
23,4 J
23,43
3,08
2,72
19,46
5,04
6,27
22,95
0,87
0,87
1,13
1.43
0,78
2,8
2,5
0,57
46
46
46
46
46x0,4
46X0,4
46X0,4
46X0,9
10
10
10
10
—
—
—
—
5
о
5
5
5
5
205
5
—
—
— Со ——
to to to to
—
—
1 128
1 128
513
211
279
2G0
2S8
542
—
4349
.4303
60 8S8
49= [is—(—30)] 3 024
Лестничная клетка Б
(разница в теплопотерях за счет различной ориентации степ)
Общие теплопотери здания (? = 60 888 хкал/ч.
V= (33,5-15,4 — 10,9.3,3)6,3 = 3024 ms.
=0,42 ккал/м* ч °С, что находится в пределах нормы („Справочник по проектированию ототения и вентиляции",
Госстройиздат, 1953, стр. 83).
* Имеется в виду марш лестницы над входом н подват.
** Перегородка, отделяющая вход в подвал от общего входа (имеет форму треугольника).
Примечания: 1. Для упрощения расчета теплозыделеннй взнных комнат не учитываются двери в стенных перегородках, так как их влияние почти не
скалывается на результатах расчета.
2. Прн подсчете суммарных теплопотерь по этажам здания тепловыделения вертикальных огражденнй ванных комнат не учитываются, потому что при работе
системы отопления за счет нх снижаются теплопотери смежных помещений.

К основным теплопогерям ворот вводим поправочный коэффициент
3*, так как продолжительность открывания ворот меньше 15 мин в
смену. Добавку на открывание калитки отдельно не учитываем. Что
касается ворот сборочного отделения, то для них, как имеющих тамбур,
учитываем количество врывающегося воздуха в объеме, равном 75% от
объема тамбура1. Так как объем тамбура 1^=2,6- 2,9-4 = 30,1 .и3, то
объем учитываемого воздуха 1/=0,75 ■ 30,1 =23 м3.
Расход тепла на нагрев воздуха по формуле (13)
Q = 0,24-23-1,418 [16 -(-24)] = 315 ккал/ч,
где 1,418 — определенный по формуле -г——-^ объемный вес
наружного воздуха при /„ = — 24°С, Т = 273°С.
Подсчитываем расход тепла на нагрев инфильтрующегося воздуха.
В зоне инфильтрации (65% от половины периметра здания)
находятся окна, двери и ворота заготовительного отделения, оконные
проемы станочного отделения, ориентированные на юго-запад и юго-восток.
По табл. 2 путем интерполяции находим количество
инфильтрующегося воздуха на 1 пог. м щели; для окон с двойными деревянными
переплетами С?! = 13,6 • 0,5 = 6,8 кг/ч; для ворог и дверей Gi = 13,6-2=
= 27,2 кг/ч.
1. 3 а гото в ите л ь н ое отделение.
Три окна 2/t = 3,75 -3=11,25 пог. м.
Ворота 2/2 = 2,4 ■ 3 + 2 ■ 2=11,2 »
Калитка 2/3= (0,85+2)2 = 5,7 »
1/а + £/8 = 11,2 +- 5,7 =- 16,9 пог. м;
G = 11,25-6,8+16,9-27,2 = 535 кг/ч.
Расход тепла Q = 535 • 0,24[16— (—24)]= 5136 ккал/ч.
2. Станочное отделение.
Девять окон 2/=3,75 ■ 9 = 33,5 пог. м;
С = 33,75-6,8 = 229 кг/ч;
Q = 229-0,24 [16 - ( - 24)1 = 220 ккал/ч.
Общий расход тепла на нагрев инф.ильтрующегося воздуха
IQ = 7 336 ккал/ч.
Определяем расход тепла на нагрев пиломатериала, поступающего в
заготовительный цех.
Вес материала
G = V-j = 1,5-0,5 = 0,75 т = 750 кг.
Теплоемкость дерева с = 0,6 ккал/кг°С, tB = + 16°С.
Принимая температуру материала-выше t„ на 10°С, получаем
*„= -24 + 10 =- 14СС.
За первый час нагревания материал .поглощает 50% всего теплэ,
идущего на его нагрев, В = 0,5
Q = 750-0,6 [16 - ( - 14)] 0,5 = 6750 ккал/ч.
В соответствии с техническими условиями на проектирование
отопления и вентиляции промышленных зданий в тепловом балансе цеха
необходимо учесть тепловыделения от оборудования.
1 Главстрой проект. Руководящие указания по проектированию отопления
и вентиляции механосборочных цехов. Л—102, 1948.
43

Таблица 5
Ведомость подсчета теплопотерь
яЯ
3
э
1
101
102
103
Наименование
помещений
2

Курительная
Уборные
Пилоточка
о
о
о
в
3
+ 14
+ 14
+ 16
Поверхность охлаждения
s
X
и
5)
Й
э
о
о
4
Н. С.
Д. О.
н. с.
Пл.
Пт.
Пл.
Пт
Н. С.
Д. О.
Пл.
Пл.
я
9 s
- я
О. Е
Е га
Й ft
су о н
К CJ
со в
оси
5
Ю—3
ю -з
с-з
с-з
с-з
размеры в м
6
4X4,3
1,4X1,9
3,8x4,3
13,36x0,37x38
3,4x2+1,6x1,6
(I,6x0,4x0,37+1,GX
xl,4x0,19) 38
1,8x1,6
4,2x4,3
1,4X1,9X2
(4,2X2X0,37+4,2х
XI ,6x0,19) 40
4,2X3,6
в
7
17,2
2,66
16,34
9,36
2,88
18,06
5,32
15,12
k
8
1,12
1,38
1,12
0,74
0,74
1,12
1,38
0,74
At
в "С
9
38
38
3S
38X0,9
38 <0,9
40
40
40X0,9
Добавки в %
3
X
га
а
1- Я
и ^
ей
rt CD
S U
10
10
10
10
о.
а>
И
В)
л
Я
и
5
5
5
5
5
су
s
т
о
с
с
12
5
5
5
—
Коэффициент
добавок
13
1,10
1,10
1,2
1,15
1,15
Теплопотери
с включением
добавок
14
805
153
835
188
237
2218
25
72
97
930
338
175
402
1845
Расхол тепла
в ккал/ч
на нагрев
а
X
ч
m
о
в
15
я
л
S
а
я
Е
16
—
Тепловыделения
в цех
17
—
о
н
и J0
I &
я и
=^ (-
rt о
И в
18
2 218
97
1845

X
СО
о
о
ю
СО
X
177
123
362
1500
1 I
о о ,
CM СМ
О
X
О)
!М СО
— СО
СО
о
о
со
о
о
о
о
см
СО.
СМ
■Г
518
*-
СО
СМ
1ГГ
см
о
-г
—'
227
см
1^.
•о
СО
ГО
см
см
I I I
lO 1С Ю
о
о
о
о
о
X
ЭО СО
*# СО
о см
см
X
со-*
+£Г со
см"~ те"
-^ X
?х 5
Хсо
см__
со X
со"
СО
СО СО
I I
О О
и о
ч
г
со
+
а,
о
Я
о
оа со см
—. со ~
со
СО
СО
«3>
со
см
СО
СО
см
т
о"
~см "
см
X
СО
со"
см
ел
X
X
X
СО
со"
см
X
05
о х°
^смХ
см х1^
Уем-"
УХХ
Хсосо
со * "
.coco
со см см
CM _L X
СП
X
со
со"
см
со см со
ю — о
-f О СО
СО
со
ел
L.O СМ
^- о
ю
о
LO
«2 lO
I I
о
о
_ о <=
§ X >'
о о
см
—
со
со
со
со
СО
—■
о
о
ю
см
—■
СО
о
<£>
оо
СО
—
со
ю
со
—'
см
~^
СО
оо
о
1^
~^
со
Tj>
X
СО
4J
СО
X
С1
I—'
X
■*
со
-*
X
СО
ю
СО
X
СХ>
1—1
X
■^"
■*
X
оо
см
1Г)
со
О
X
см
со
и
U
X
СО
1—1
+
<1)
о
X
сг
о
1
Я
о
ю
о
*~
со
1
1
о
К[
<v
S
а:
<и
tr-
<U
•=f
о
СО
I
1
Я
и
X
сд
i
Q
6
<=i
-
\
■ч
с
(-*
с
СО СО
1 1
о и
и о
I 1=3
СО
1—<
4-
О (D
о ж
X X
a1 D
О г;
— о
О d
U о
СО
О
CQ
1
1
О
и
I
03
1
Q
о
ч
1
и
CQ
1
r-j
6
45

Продолжение табл. В
3
г
о
с
%
1
106
107
109
Нлименование
помещение
2
Сборочное
отделение
К тадовая
Клееварка
о
о
Л
а
3
, 16
■16
+16
Поверхность охпаждения
к
S
I
а
т
п
£
г
о
4
В. В.
Пл.
Пт.
н. с.
ориентировка
по странам
света
5
_
—
С- 3
н. с.1 с-в
д. о.
в. с.
Пл.
Пт.
н. с.
Д. 0.
н. с.
в. с.
с-в
—
—
С-В
с-в
■О-В
—
размеры в ж
6
2x2,4-1,7
(15,6x2x2 <0,37-l
Г15,6 ,2 ,2x0,194-
г1,2х0,19 14,6"
Х1,2Х0,1)40
15,6x9,2
3,4: 4,3
2X4,3
Ь 0,7
3x4
0,6 ;3 и ,6. -2)
0,37.,40
1,6/3
5,2^4,3
1,4X1,9
3,4X4,3
з :4
ш
3,1
143,52
k
8
в "С
9
0,86 140 0,7
0.74
14,62
8,6
0,7
12
—
4,8
22,36
2,66
14,62
12
1,12
1,12
1,38
1,64
—
40,ч0,9
40
40
40
40: 0,7
0,74 |40х0,9
1,12
1,38
1,12
1,64
40
40
40
40X0,7
Д<
3
X
ft
О.
{- М
га п
10
—
10
10
10
—
—
10
10
5
—
;6ЭВКН D
1
с.
Щ
о
я
X
11
—
5
5
5
—
—
5
5
5
—
%
I
1Э
—
5
5
—
—
—
—
—
—
t-
X
S
11
■к*
13
—
1,2
1,2
1,2
—
—
1,15
1,15
1,1
—
- * в
и ='2
14
75
1477
3S13
14 684
784
462
47
552
118
12S
'1 0У1
1 150
169
720
552
Расх и тепла
в ккал/ч .
на нагрев
>•
«
О
в
15
315
315
1
I
is
—
л
5
EU
ш
ч
3
m
£ х
17
—
—
о
Я Си
Ч 1-
2 =
(Л С
18
14 999
2 091

по

Заготовительное
отделение
-1G
Пт.
Пт.
н. с.
Л. 0.
н. с.
н. в.
Hi.
Пт.
—
~щт
ю-в
ю -в
ю-з
Ю 3
[(4,8х2+Г"2Г'
Х0.37 2,8\1/
-0,19]40
3X4,8
п,б: 1,3
1,4'1,9*3
6/4,3
2/2,4
[(11,2X2 5.G
;2)0,.37 '-(9.2 ■
Х2 hl.l>. :2+
+7,2X0,4)0,19+
^7,2 ч1,2.,0,1]х
^ 4U
11,2) 5,6
14,4
49,88
7,98
25,8
4,8
62,72
0,74
1,12
1,38
1.12
3,88
0 74
40X0,9
—
—
—
ДП , Г) 0
■—
5
П
—
—
^~
5
5
5
5
-~
—
200
1,1
1,1
1,03
3,05
Итого
252
333
3 1/43
2 460
4S4
1214
2 310
707
1671
«840
55 690
Примечание. В. С- внутренняя стс В. В. внутренние ворота, О. В. Д.- одинарная вютрештяя днерь
7 <м1
Расход тепла на нагрев инфильтрующегося воздуха —=,,7г'00 -13,8
Тепловая характеристика здания Qo 0.65 ккал/м* « СС

1. Заготовительное отделение,
мощность оборудования N = 4,5 кет.
тепловыделения по формуле (19)
Q = 0,25 ■ 860 ЛГ = 215-4,5 = 970 ккал/ч.
2. Станочное отделение,
мощность оборудования Af=42 кет.
тепловыделения
Q = 215-42 -= 9030 ккал/ч.
Все данные подсчета теплопотерь сведены в табл. 5. Графа 14
табл. 5 заполняется в результате перемножения данных, занесенных
в графы 7, 8, 9 и 13, графа 18 — в результате сложения значений,
записанных в графы 14, 15 и 16, за вычетом цифр графы 17. При
подсчете теплопотерь поверхностей охлаждения из коэффициентов
теплопередачи окон, дверей и ворот вычитается коэффициент теплопередачи
стены. В остальном таблица не нуждается в пояснениях.
Из примера видно, какое большое значение в теплотехническом
отношении имеет устройство тамбура у ворот. Если бы в
заготовительном отделении был устроен тамбур, то теплопотери через ворота,
включая расход тепла на нагрев врывающегося воздуха, составляли бы
всего лишь 650 ккал/ч, т. е. почти в 5 раз были бы меньше, чем без
тамбура.

Глава III
СИСТЕМЫ ВОДЯНОГО ОТОПЛЕНИЯ
С ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ
§ 6. ФОРМУЛЫ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПОВЕРХНОСТИ
ТЕПЛООТДАЧИ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ ПРИБОРОВ
Поверхность теплоотдачи нагревательных приборов водяных систем
отопления в экм
_ Qap m W* (20)
* экм и д/ В
"экм "'т Ро
где Qnp— тепловая нагрузка на прибор в ккал]ч\
Ккы — коэффициент теплопередачи прибора типа Н-150,
принятого за эталон, в ккал/м2 ч °С.
При подаче воды в прибор по схеме:
сзерху вниз k3KM = 1,79 Д^0-32;
снизу вниз /гэки = 3,25 Д^0-15;
снизу вверх k3KM = 2,8 AfT0^5.
Температурный напор
Mm = tcv — tB,
где tcv—средняя температура воды в приборе.
, _ tr + t0 _ f _ Д'пр
гСр - 2 - h -g- ,
где tr — температура воды, входящей в прибор;
t0 — температура воды, выходящей из прибора;
Д^пр — температурный перепад в приборе;
tB — температура воздуха в помещении.
Теплоотдача в 1 экм прибора
Чэкм == "экм "'-г-
Значения &ЭЮ1 и q3KM даны в приложениях IV и V.
Рь Pz, Ро —.коэффициенты учитывающие поправки на поверхность
нагрева прибора, в том числе:
Pi — на охлаждение воды в трубах, если при расчете системы не
определяется фактическая температура воды, входящей в прибор;
р2 — на способ установки прибора (в нише, в ограждении к т. д.)
Если .прибор установлен открыто на стене или в нише глубиной до
130 мм, р2 принимается равным единице;
4 Зак. 223
49

po— на расход волы в приборе.
Р„ зависит от относительного расхода воды в приборе G0
/экм
(21)
* ЭКМ "Н *" ' *—»Пр
где СЛ—расход воды в приборе в кг/ч:
где Сф— расход воды в приборе в кг/ч;
——- и он — фактический и так называемый нормальный расход
вонзим
ды через 1 экм прибора в кг/ч. Gu для всех приборов
равен 17,4 кг/м2 ч.
В двухтрубных системах отопления с температурным перепадом
20—25°С р0 принимается равным единице.
Значения р, и р0 даны в приложении.
Температурный перепад в приборе
дг =3*L- (22)
где а—коэффициент затекания воды в приборы. Для двухтрубных и
проточных однотрубных систем а=1, для однотрубных с
перемычками определяется по таблицам и графикам, имеющимся в
справочной литературе по отоплению;
GCT — расход воды в стояке в кг/ч.
Количество секций радиаторов
п = ^ , (23)
/экмР
где /экм- поверхность нагрева одной секции радиатора в экм;
р — поправочный коэффициент на количество секций в приборе:
при и <" 5 р = 0,95;
» п от 6 до 8 р = 1;
» п от 9 до 12 р = 1.02;
» /г>15 р=1,05.
Приведенными формулами пользуются при подборе не только
радиаторов, но и ребристых труб и регистров, при этом р принимается
равным 1.
Если стояки и подводки в помещении проложены открыто, при
определении тепловой нагрузки на приборы необходимо учитывать их
полезную теплоотдачу, так как это дает значительную экономию
поверхности нагрева приборов.
Полная теплоотдача неизолированных труб
Qx = ^н Ik [tT — tD) ккал/ч. (24)
Полезная теплоотдача
<Эп = <2тД> (25)
где da — наружный диаметр трубы в м\
I—длина трубы в м;
k — коэффициент теплопередачи трубы;
tT—температура теплоносителя;
tB—температура помещения;
а—поправочный коэффициент, учитывающий уменьшение
полезной теплоотдачи неизолированной трубы в зависимости от ее
положения в помещении.
Значение коэффициента а принимается
50

вертикальные трубы (стояки) — 0,5;
горизонтальные трубы, прокладываемые у потолка —0,25;
горячая подводка к приборам— 1;
обратная подводка к приборам и горизонтальные трубопроводы, проложенные у
пола, —0,75.
При подборе отопительных приборов допускается уменьшение их
поверхности нагрева против расчетной: для радиаторов на 0,1 м2, для
ребристых труб до 10%.
§ 7. ПОЯСНЕНИЯ К ПРИМЕРАМ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА
СИСТЕМ ВОДЯНОГО ОТОПЛЕНИЯ
Формулы для гидравлического расчета систем отопления,
имеющиеся в учебниках, нами не приводятся.
Коэффициенты местных сопротивлений тройников и крестовин t
в системах с естественной циркуляцией определяем по таблицам б.
ЦНИПС1.
Таблицами б. ЦНИПС мы пользуемся и при расчете малых
циркуляционных колец однотрубных систем отопления с искусственным
побуждением, а также во всех случаях расчета при определении
коэффициентов местных сопротивлений противоточных тройников.
В остальных случаях принимаем
упрощенные значения £ для тройников
и крестовин.
Для тройников:
на проходе 1
„ повороте 1,5
„ противотоке .... 3
Для крестовин:
на проходе 2
„ повороте 3
Расчетные номограммы, значения ^
коэффициентов местных сопротивле- $[0J6
ний, а также объемных весов воды \ и |
Динамических давлений hv имеются р g
учебниках (в частности, в учебнике ^ __,
М. И. Киссина «Отопление и
вентиляция») и в справочниках по отоплению.
Для определения коэффициентов
затекания воды в приборы при
расчете однотрубных систем на рис. 10
приведен график.
Предельно допустимые невязки в
потерях давления циркуляционных
колец приняты для двухтрубных систем 25%, для однотрубных 15%.
§ 8. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ
Пример 19. Запроектировать двухтрубную систему водяного
отопления с верхней разводкой и естественной циркуляцией для
двухэтажного 12-квартирного жилого дома, планы которого приведены на
рис. II, а разрез — на рис. 8. Котельная устроена в подвале. Нагрева-
0.10 Q20 0,30 Q/tO 0,50 0,60 OJO
Спорость воды 6 стояке v "/се*
Рис. 10
1 Центральный научно-исследовательский институт промышленных сооружений.
4*
Ы

тельные приборы типа НМ-150 установлены в нишах, прокладка
стояков открытая. Теплопотери, взятые из табл. 4, нанесены на планы
помещений.
Решение. В ванных комнатах не предусмотрены регистры-поло-
тенцесушители и циркуляционный трубопровод вследствие малого ра-
Ь^^^^З
JL'C 1/1 =kд. 1 >:
ГГХГЛ
©
®
И—Г©
/'/2
о1—J ®
ф
1.2 - котлы для системы отопления
J - котел для горячего Водоснабжения
диуса действия системы горячего водоснабжения, поэтому ванные
комнаты обогреваются от системы отопления.
Теплопотери помещений, не имеющих наружных ограждений
(уборные, входы в квартиры, кпадовые), суммируем с теплопотерями
смежных отапливаемых помещений.
Теплопотери котельной при £= + 15°С составляют около 2400 ккал\ч.
Расход тепла на нагрев приточного воздуха в котельную для
возмещения расхода воздуха, идущего на сжигание топлива, составляет
2500 ккал/ч.
Теплоотдача в окружающую среду котла ВНИИСТО-Мч, по
данным проф. М. М Щеголева, составляет 1500 ккал/ч, в котельной же
установлены два котла для отопления. Кроме того, имеются
тепловыделения от бойлера, ежедневно работающего котла на горячее водо-
52

снабжение, конденсационного бака, трубопроводов и дымовой трубы.
Эти тепловыделения с избытком покроют теплопотери котельной и
расход тепла на нагрев воздуха.
Па планах этажей в скобках показаны окончательно принятые к
расчету теплопотери помещений.
Рис. 11. Двочадцатиквартирный жилой дом
Общий расход тепла на систему отопления с учетом попутных
потерь
Q = 1,2-60859 = 73030 ктл/ч.
Принимаем к установке чва котла ВНИИСТО-Мч поверхностью
нагрева 3,42 м2 и теплопроизводительностью 38 000 ккал/ч каждый. На
планах этажей показываем положение стояков, нагревательных
приборов и вычерчиваем в масштабе по правилам начертательной
геометрии аксонометрическую схему системы отопления.
Чтобы не перегружать чертежа, схема на рис. 12 (см. вклейку
между стр. 64—65) разделена на две часги. Схема стояков 3, 10 и 19, а
также обвязка котлов и главный стояк показаны отдельно. На
обратных стояках везде показаны отступы, вызванные утолщением стен
подвала.
53

В лестничных клетках ставятся однотрубные стояки с подводкой к
нагревательным приборам по проточной схеме. В соответствии с
указаниями СНиП П-Г.7-62 все приборы в лестничных клетках
устанавливаем только на I этаже. Эти указания относятся к зданиям
высотой до четырех этажей. Средняя высота расположения горячей
магистрали над уровнем засыпки составляет 0,6 м, обратная магистраль
проложена под окнами подвала. По тепловым нагрузкам, отмеченным на
нагревательных приборах, подсчитываем тепловые нагрузки на все
участки схемы.
Расчет начинаем с 1-й ветви, как наиболее протяженной и
нагруженной.
Определяем величину естественного давления в кольцах,
проходящих через нагревательные приборы I этажа стояков 9, 10, 11, 12, 13,
14, по формуле
Яе = h (т-0 - та5) + ДЯ кГ/м\
где h — превышение оси нагревательных приборов I этажа над
центром нагрева воды в котле;
Т7о и Тм — объемные веса охлажденной и горячей воды (уэ5 = 977,81;
Y70 = 961,92; Y7o—Y95 = 15.89 кг/ж3).
Высота котельной составляет 3 м. Высота расположения
колосниковых решеток котлов над уровнем пола 245 мм. Центр нагрева воды
в котлах ВНИИСТО-Мч принимается на 150 мм выше уровня
колосниковой решетки. Толщина перекрытия котельной равна 0,3 м.
Расстояния от центра приборов до уровня пола I этажа
°^-)-0,1 =0,35 м;
5
h = (3 + 0,3 + 0,35) - (0,15 + 0,245) = 3,25 щ
h (Тто - Твз) = 3,25-15,89 = 51,64 кГ/м*.
Если h(y70—уэб) является общей величиной для всех
циркуляционных колец ветви, дополнительное естественное давление АН,
возникающее за счет охлаждения воды в магистрали и стояках, в каждом
кольце будет разное.
Кольцо стояка Р.
Расход воды в стояке
G = — =128 кг/ч.
25
Чтобы определить величину дополнительного естественного
давления Л01 за счет охлаждения воды в магистрали, необходимо знать
радиус действия кольца, под которым понимается расстояние от
главного до рассчитываемого стояка. В нашем случае это расстояние равно
/ = 6 -f 1,8 + 5,4 + 3,6 + 5,4 +5.4-Г- 1 = 28,6 м > 25 м.
По номограмме 2 приложения II /zG=3,4 кГ/м2 на 1 пог. м
превышения магистрали над центром нагрева воды в котле, которое в
данном случае равно 9,6 м.
hol = 3,4-9,6 = 32,64 кГ/м*.
Дополнительное естественное давление за счет охлаждения воды в
стояке 9 по номограмме 3 приложения II /z02=16 кГ/м2.
Полное естественное давление в кольце стояка 9
Не = 51,64 + 32,64 -f 16 = 100,28 кГ/м*.
54

Таким же путем находим значение Яе для остальных колец.
Резервируя заранее для всех колеи системы отопления 10% от Яе, как
запас на неучтенные сопротивления, получаем располагаемые
естественные давления Яр.
Так, для кольца стояка 9
Яр = 100,28-0,9 = 90,25 кГ/м2.
.№ стояков
яр
9
90,25
10
99,04
и
76,53
12
78,3
13
65,22
14
77,44
Гидравлический расчет можно вести двояко:
сначала рассчитать четыре больших циркуляционных кольца, а затем
стояки каждой ветви или произвести полностью расчет всех стояков одной
ветви, затем другой и т. д. Примем второй способ.
Гидравлический расчет 1-й ветви начнем с кольца, проходящего
через стояк 9. В этом случае при расчете нужно следить за тем, чтобы
лотери давления на участках, ближайших к котлу, не были слишком
большими, так как стояк /3, кольцо которого имеет наименьший
располагаемый напор, может остаться без резерва давления. Длина
рассчитываемого кольца /=89,8 м.
Отбросив 50% располагаемого давления на местные
сопротивления, получим среднее удельное давление
#ср уд = °'5'90'25 = 0,5 кГ/м*.
Имея готовый расчетный бланк (табл. 6), заполняем в нем графы
1, 2, 4. Деля тепловые нагрузки на температурный перепад в системе,
равный 25°С, получим расходы воды для каждого участка и заносим
их в графу 3. Затем по расходу и среднему удельному давлению находим
для каждого участка из таблицы или номограммы расчета
трубопроводов d, v, R и заносим их в табл. 6. Чтобы показать разницу в
результатах подсчета потерь давления на местные сопротивления,
коэффициенты местных сопротивлений тройников и крестовин будем брать в
двух вариантах: по данным § 7 и таблицам б. ЦНИПС.
Первый вариант назовем упрощенным, второй — уточненным.
Коэффициент местного сопротивления тройников для спуска воздуха и
СПр
воды по обоим вариантам принят 0,7, так как -—— =1. Ход гидрав-
Оотв
лическо'ГО расчета виден из табл. 6. Поэтому мы ограничиваемся
подсчетом коэффициентов местных сопротивлений и располагаемых
давлений.
Магистральные участки. Участок 1 (d=2ll2").
На выходе из котла £=1,25; отвод £=0,5 -2=1; тройник проходной
£=1; задвижка £=0,5; 2£=3,75.
По данным б. ЦНИПС, для тройника на проходе при слиянии по-
<?пР 1217
гоков с отношением = - ■ = 0,5, £=2,2. Уточненное значение
Сотв 2434
v-_4 g5
~Ъ Участок 2 (d=89/3,25).
Отвод £=0,5; полуотвод £=0,5-0,5=0,25; 2£=0,75.
Участок.? (rf=21/2")-
55

CO CO — CN N. CI'-< N. —« CO •—< ""M N CO "* lO CJ
О CO CJ >* с CN CN CO CO — -* СЗ СО О CN CO N. N- CO N-
CO CO -f о -* CMCC*!»-" CN — CO CO CM COX1*'
CO CO CO CN — CM 10 — CM CM СП 1С О
^CCO(N(M CNCOCOCi^h C3 1С CO CM —«CCCOCC^J
CN CO CO N- iO (МО-*К-ч CN — CO CO CN -* CO CO — CN
I
I
I
CO
CO ТГ — COlC
Ч'СОЧ'М-.
CO СЗ 1Г
ic n-сз cz
OO Ol Q ■* Ю
N-*KCOCl
(MOCOCOO О О О -# О — —' CM О О ONMOP)
1
1
со
»-ч
1
CN
»-*
*^
»4
«S
(N
5=
-,
H
^
„
О
II
CO "# CO
со со сосоо
— О — 1С О
Ю 1С СО СО СО
СЗ N. СО ОО t^
— 0 01
СО Г^ СО СО 1С
ооосоо
СО СЗ 1С СЗ
СЗ rf — — Ю
см п см n-
со см со-* to
— — CMO О
-* сз ic сэ to
CO* COC3C3
CO 1С OO
C3 to 00 00 00
О Ю 1— О —'
CO N. CO 1С
N.CO 1С C3
"* о ю n- о о —емсосо oojcocc ос*-1*
Ю 1С
„ ГООГОШ--
1С iO CN lON
—— ■—' —■ I-— —*" CN CN 1С ■
N.
— 1С CO — CO
Сз
■ С CNOO N. CO CO— CK 09 CM 1С
1С CO CO — СЗ СО ■* Tt" 1С —' -nt^O C3 —1 СО OO 1С
Oz 000 — 0 ooooo ooooo 0 — 000
00
CI
IV. 4
1С
so *
CM СОСЧ CM C3 CM CN CO 00 1С C3 1С CM CN C3 —
COCiOOOl CO 1С CO CO tO COCOCO — О — CN C"
OCOrJ^^ — CNCO'tf'O COO CO— CO—i CN — О
^g
°э.
CM
CN N. 1Г3 CN CO 1С GO N. CO —1 — CO N. CO 1С CO CN 1С -— CN
(MOIMOh. Tf rfCOCCT WOCO-*Tf N- C3 CN CN CM
О О О CD О О СЗ О — О О —ООО ООООО
5= «
о
сз
а*
о.
О)
а*
о
sr
л
о
N. tO СО
СО —" 1С -'t4 r-iCJO 1С ~Y
СО N.
СЗ СЗ — -# iO — CO
■ ОО— — — — ——
ООООО ООООО ООООО ООООО
1
СМ ~. СМ — —1 — —
СО
ОО
N.
N.
СЗ
со
СО
н п -н
«1С
--CN ■
„_ — — СМ,
сз
ОО
N-CM СО -*
CM —tO —1С
O^^fO
СО 1С Ю "* СО
СМ СО СО СО СО
СОО СО СО СО
Сз
ОО
О -* N. -3-
■tf — OS СО —
00
СЗ
00
со
SR
N.
со
II
о
о
■~'
СО
(Г)
N.
■г
1
1С
гм
с—.
i'i
CN
О
Г73
**•
Е
сз
К
СС
а
;>*
о
~
О
О.
С
к~»
О
(1)
н
я-
п
О
с
■
Ё?
СЗ
СМ
II
о
о
-*
СО
N.
on
1
1С
см
о
■ с
см
о'
СЗ
СЗ
1-
ет
s
с
СЗ
с
>.
v±
О
си
В*
О
о
е»
ч
t-.
■f
to
0
'I
и:
еч
ц
t-
Vc
см
~-
1-
II,
л
га
о
а
ы
СЧ
сз
а
NCOOOOO ггООЗОСМ
— COCNO-* CM СО СО CN О
СМ тг СО N. СО -* СО — ■—■
—| СМ —
СзО ОС * N.
-*■ {—. fM СО —
— СО СЗ О "* ,_,._, -^ %j 1
СО С4-! ОС' СО СМ ^Г О СМ СО •—
— — СО-* ON-C0*CM
— СМ —
О СЗ О N- —■ СО Ю СМ -* 0О СЗ -* СМ 1С СО — N. О СЗ О
ОО 1С — СЗ СЗ СЗ ■* СО СЗ СО СО О СО -* СЗ СЗ СЗ — 1С СО
* 0О СМ * СЗ LCCNN- — 1С I'- — N-CNiC СЗ tJ- CN CO -*
OOCON.1C О00-*СО— СО-гУСОО i-Ctv-COCDQ
COCOCO —— — — — — COCOCO
-^СмСО\Ъ1Г} 4ON.00CJlCb «ч<^Сг,Х].10 Ю К * С) Cj

— no ■*со-* — со -*coco
— C9CO*COlOCS"-i OO CO CO CM
en n со со юга n oo см
—■ COO —' CDCDCNCO —i -* CN »f
— 05 (M ■* цз lo (M — 00 со со —
— CO COOCD СЛ — ■*
CO CO 05 (M CC ■* 20 IDTfcot
ЮСООП--О (NOON
CO CN Ю lO —CM
— NCDcOCN COCO
иооогаи-о
СМСПСЧ CSNCN
-^•COCNOOiO——
СП —■ —>CNS**N
ЮСО CM CD
Tf -* NOO
CM OOCD
CO CO CM
СМСЛ —i CD
tOO'-N
CO LO ID OO ПО N
OO — — —< N ID LO CN Ю — — N
Ю •
OOCNCOCO —' O —
CJj N. ^t" ^^* -* ^J" •—' -*
00000000
ООП- -=f —
— LO -* Ю "* CD CO LO
CO CO CM CO
■* -* N05
0000
CM N CO CD
N en 10 10
COCNCNCOCOCOOO ЩСМСМ-Ф
CO ^ lO lO О iO LO iO ~- CD
NN-*cOoOCNCNOO CD -4" N N
о"о"-о"о"сГ— 00" о о о* о"
CO CO —1 LO —1 CO CO
-tlNClClCiCD'fl-Cl CDQCSJtf
——OOOOOO 00 — —
o~o000000" о с о o~
4 ei ei 4
< « гн ■* m
CNCD-*"* CNCD COCOCO
■* CO LO lO -* CO CO О OCCOCOCO
N
-*
CO
СП
00
CO
CO
en
о
en
-*
CM
OO
CN
Ю
CD
Ю
CO
Ю
3?
Ю
CM
V
N
n
CD
CO ■* NCD
n — —-* cm
СПСПОО — -* —
CN ОДСОК
CO — CM О COO
COOiODOf-'
О -* OiOOl CO
CO CO (МО —О
CM CN CN CM CO N
CO LO — -4- — —
CD CO CN О — О
CD — ■* СП-# CN
NOOCN — CO CM
CN N — CD
СП O —CNOcD
CM -* CN CD N N
CD OO СП CO — OO
COCO— CO N CO
CON NCO
CM CM COCO "* —
CM — O — Ю CD
CO COO OO
CO — LO N ^ CN
CN — О — LO Ю
NCN — СМСП
NCD CN —СОЮ
•—*
о
Ю
o"
II
cocommN con
COOOCN —Ю — 00 LO CN CN N id
CtT
Ю OO lO OO lO
Ю 00 lO 00 СП со CO en 00 ю со о
О N 00 CM — — —1 — CN OO N О
—«ooooo 00000—
CO ет
2 Д
OS COCO N LO CO -* — CD
CO CD О LO CN СП CD N -* CD CD Ю
— См"СО О CO CD* О CN~— -* —~—
CD
CD
O. CM — CM ТГ CM — CM
Ц; CO CO OO CO CO CO CNCOCOoOcDcD
. о о"о'о'о"о" oo"o"o"o"o
л
ffl
f-l
CU Ю Ю Ю СО N CO LO ПЮ
m xCNnNtDiO Ю CO N CO CN -tf
к
CO
000000 000000
ei ** t*
CNrt и м гн,
СЧ 4 41 O)
■4 — rt iH »H CM '
со
CO
CO
CD
CO
СП
LO
CO
CO
CO
CO CN CD 00 OOCDCOOOCDCD
(M"*N-■ О CO CN CO -* LO CM CN
CO
CD
N
CM
CD
LO
c£
Ю
CN
V
OO
О
О
CD
CD
CO
CD
CO
CD
CD
CD
со
к
га
си
CHNCOCD-FOO-* CD CO N СП
CM — CM OO CM CO CO CM COCN — CM
CD-* CO — — —1 — CO -* CD
союосоюо iDioooooa
О CO CO lO ^t N CO -* lO CO CD О
-J LO -1" CN •-1 ■—' СЧ -* LO ■—1
reococcococio cogocdco
--tomoo-to со со — —
NTt-O'-D —^S-N— ОС'*!--
OOCO-*»-' CO -* CO О lO
О N iO M CM CO — C4) CN LO N СП
—f — -"# -tt —1 Tj- 1^. —i Tf -* ^- -cf
co^^r^^rco^. oocO-*i^^^co
N-*OOC0— COOOrfN
C-J ^^ — -^ — CN
*~i CN Crj ^ lO CO (V. Oo 0>Cb'-«iCN.
см cn cn cn см см cN см смсгьсосо
co^^OVoNOo Cr^ Ci ■»-*! Co ^ ^
соЧ)Чсо«зоэ со "Ч< 'Ч- Xh м* Xh
Я 3av. 2?Л
57

•о
ts
а
ж
си
Ii
о
о
«5
N

уточненный

упрощенный

уточненный

упрощенный

уточненный

упрощенный
^1
сч
И'
-
2
о
О; к
С5
о§
вмхэвьЛ sjif „
d
s
>-,
u;
со
о
II
СУ
е->
ч
С
ь?
CD
сч
in
II
«а
м
С!
о
— (M^J-iO
со -# — oo со
■* о —о ■*
Tj- CD CO t^.
lO Tf CO t^. CM
wo-ora
Ю О COCO
CM 1 tOCO
. 1 . . .
CO OOW
со со t-~ oo
CI I 1^ ^f t^-
-1 ...
—< oo —
Щ CM
О CD CM
- 1 - .
Ю 1 -Ф CO CM
CM — CN
см i^.
lO 1 lO in CO
*-^ r—1 ^*
men
CO OCT CO
— -*—.O —i
OOO OO
cd со —«о
l-T ■"*" CD CO ■*
— ooo —
__l , 1 . t , 1
CM CM CM-- CM
о о о oo
о со
шел ■*см in
ООООО
о оо о о
П ri и н П
Tf СО —
t--CM CO CM С^
см
in
—'
1П
СО
о
СО
^^
г~-
СО
ел
т)-
1
1
1
1
1
о
СО
—
Tf
1
1
1
1
со
см
см
СМ СМ СТ) in СМ
CD CD CM — CD
CO CO CN CD CO
coco-—i in со
1ПЮ l^-CO in
о
E
<L>
f
l-
22
Си
к
ea
u
В
ез
a?
L,
li
■<rf
t^
CO
-—■
If
CM
llj
3
>-,
к
CO
CO
о
II
и
Vl
Он
:_>
^
СЧ
4
^
«
.
CD
CN
lO
CN
II
Я5
o;
OJ
t^
и
я
et
О
н
3
ID
rt
a:
.
^
■»*-l
\<
О
H
и
CO CDO t--
o-*cnco
lO—'COCO
— COCN
юемкк
Tf — CN CD
■* in CM t-~
оГсГо-Гсо"
CM (--.in
CN -ФО —
см o~— ^f
rt" CO
■^f CM CC CM
CD* ОЮ
CN Г-,
in coin in
oo Ю
СМ 1П CO CM
ooo'o
СП —i Г->.
CN OOt^.CD
CNOOCM
rf CM CM CO
о o~o —"
—. lO
>-- m in см
OOO —
о о о"с*
^ fl И ^
П Н П
CD CM
1П CO CO CM
16,15
15,21
9,68
8,74
1
1
1
6,47
1
1
1
13,8
*^co^^
Ttf- CD CO ■*
со — coco
— o* —
in CD CO in
со— со
1^ I^OQOl <=>
^-^ •>-41 lO
58

56
57
58
59
60'
61
58,59
60
61
45
46
1091
2 348
5 398
2411
921
5 398
1490
828
1656
44
94
216
97
37
216
60
5,8
2
11,8
Vi
.—
0,064
0,076
—
0,45
0,6
—
2,G1
1,2
10,41
0,204
0,288
-
10
13,7
—
11,38
2,5
—
2,04
3,94
9,92
2,32
3,6
10,5
4, Co
5,14
20,33
4,93
4,8
20,91
3,8
3/4
Невязка
23,86—20,91
23,86
100=12,5% <25<
Стояк /5. Яр=15,18 кГ/мъ, ^ср.уд=0,38 кГ/м*.
Кольцо через правый прибор
4
3
2,4
2
11,4
1
1
V»
1
—
0,11
•0,05
0,051
о.п
-
0,85
0,2
0,26
0,85
-
3,4
0,6
0,62
1,7
6,32
0,6
0,13
0,13
0,6
-
5,2
4
15
5,2
6,7
4,3
16,46
4,07
—
3,12
0,52
1,95
3,12
8,71
4,02
0,56
2,01
2,44
9,03
6,52
1,12
2,57
4,82
15,03
7,42
1,16
2,63
4,14
15,35
Невязк
15,18—15,35
<а 15,18 100 196.
Кольцо через левый прибор
0,05
0,2
4
0,76
1,7
6,46
0,13
-
0,1
-
11,6
-
3,64
1,3
3,12
8,06
4.58
1.51
2.44
8,53
7,64
2,06
4,82
14,52
8,58
2,27
4,14
14,99
Невязка
15,18—14,99
15,18
100=1,2% <25%.
2 бз 2 27
Невязка в потерях давления в подводках к правому и левому приборам — 0 кч' 100=13,7% <25%.
2.63
33
66
3,2
3
6,2
Стояк 9.
V.
Va
-
Кольцо
0,048
0,097
-
через
0,22
1,4
- 1
п р и б о
0,71
4,2
4,91
ры II з
0,21
0,47
-
т а ж a. /fp=51,26
12 18,44
5- 6,51
-
-
КГ/М*.
1,44
2,35
3,79
2,21
3,06
5,27
2,15
6,55
8,7
2,92
7,26
10,18
Избыток давления 51,26—10,15=41,08 кГ(м\ погасить кранами двойной регулировки у приборов.

Тройник на противотоке £=3. По данным б. ЦНИПС, .при отноше-
Сотв 1328
нии — = -—-— =0,54 значение коэффициента местного сопротив-
оств 2434 т г
ления тройника на противотоке при делении потоков £=5,68.
Участок^ (d^lW).
Кран проходной £=2; тройники на противотоке £=3; 2£=5.
По данным б. ЦНИПС, для тройника на противотоке при делении
Сотв 700
потоков, у которого —— = —=0,53, значение £=5,83. Уточненное зна-
чение 2£=7,83.
Участок 5 (rf=iy2").
Тройник проходной £='1.
Спр С40
По данным б. ЦНИПС, при -— = =0,91, для тройника £=0,76.
Сств 700
Участок б (d=V/2").
Тройник проходной £='1.
С 424
По данным б. ЦНИПС, при ~~ =—= 0,73 для тройника £=0,96.
Сств 640
Участок 7 (tf=iy4").
Тройник проходной £=1; полуотвод £=1-0,5=0,5; 2£=1,5.
По данным б. ЦНИПС, для тройника на проходе при делении пото-
<?лр 330
ков с — = =0,71, £=0,99. Уточненное значение 2£=1,49.
Сств 424
УчастокЯ (cf=l").
То же, что для участка 7, £=1,5.
По данным б. ЦНИПС, для тройника на проходе при делении пото-
Спр 189
ков с = =0,57, £=1,65. Уточненное значение 2£=2,15.
Сств 330 *
Участки стояка 9.
Участок9 (d=3U").
Тройник на противотоке £=3; отвод £=1,5; кра« проходной' £=2,
спускной тройник £=0,7; ££=7,2.
По данным б. ЦНИПС, для тройника на противотоке при делении
Сотв 128
потоков с = = 0,69, £=3,9. Уточненное значение 2£=8,1.
О'ств 189 ъ
Участок 10 (d=3I^).
Крестовина проходная £=2; скоба £=2; 2£=4.
По данным б. ЦНИПС, для крестовины на проходе при делении по-
G„p C2
токов с = =0,5 £='1,59. Уточненное значение 2£=3,59.
G1QQ * -1 * Э »
ств 1 *о
Участок// (d=V2").
Тройник на противотоке £=3; кран двойной регулировки £=4;
нагревательный прибор £=2; крестовина на противотоке £=3: 2£=12.
По данным б. ЦНИПС, для тройника на противотоке при делении
G0TB 31
= 0,5, £ = 6,3; для крестовины II груп-
= 0,25,
пи
пы
ь=
lUt^UJ
на
4,04.
И, у iUJlUJJ
повороте
Ul U
при
"ств
слиянии
62
потоков,
*-*»
У
L, — U,U, Д.
которой
Ci Gt
1 По СНиП И-Г.7-62 установка арматуры на стояках обязательна для зданий
свыше трех §такей; в лестничных же клетках арматура ставится независимо от
этажности зчапий.
i'-()

В этом случае 2£= 16,34. Крестовина относится к II группе потому, что
eed„B =г/4", d0TB = '/2".
Участок 12 (d=3/4").
Утка (отступ) £=1,5; тройник проходной £=1; 2£=2,5.
Спр 128
По данным б. ЦНИПС, для тройника на проходе при —— =-г— =0,69
Сств 189
£=0,99. В этом случае 2£=2,49.
Магистральные участки. Участок 13 (d=\").
Два отвода £=1*2 = 2; кран проходной £=2; тройник проходной
£= 1; спускной тройник £=0,7; Е£ = 5,7.
Значение £ тройника, по дамным б. ЦНИПС, то же, что для участка
8, т. е. £= 1,65. Уто-шенное значение 2£=6,35.
Участок/4 (d=\n).
Тройник проходной £= 1.
Gnp 330
По данным б. ЦНИПС, при ■=■ =0,71 для тройника £=0,99.
Сств 424
Участки 15, 16 (d=\lj2").
Значения £ те же, что на участках 6, 5.
Участок/7 (d=P/2").
Кран проходной £=2; тройник на противотоке £=3; 2£=5.
Сотв 700
По данным б. ЦНИПС, при = =0,53 для тройника на
GCTB 1328
противотоке при слиянии потоков £=4,67. Уточненное значение Е£=6,67.
Участок 18 (rf=272").
Тройник на противотоке при слиянии потоков £=3.
Оотв 1328
По данным б. ЦНИПС, при —-— = =0,54 для этого же
Оств 2434
тройника £=4,56.
Участок 19 (d=89/3,25).
Два отвода £= 0,5 ■ 2 = 1.
Участок 20 (d=89/3,25).
Местные сопротивления и ££ те же, что на участке /.
Переходим к расчету остальных стояков 1-й ветви.
Кольцо стояка 10
Яр = 99,04 кГ/лА
Потери давления на участках, общих с кольцом стояка 9—
73,78 кГ/м2. Эти потери давления могут быть определены как разность
между потерями давления в кольце стояка 9 и на участках 9, 10, 11,
12 этого же кольца, не являющихся общими с кольцом стояка 10.
Располагаемое давление для стояка 10.
Яр = 99,04 - 73,78 = 25,26 кГ/м*.
Имея в виду, что в стояках большая доля потерь давления
приходится на местные сопротивления, принимаем коэффициент,
учитывающий линейные потери, равным 0,3:
Яср.уд = ~j^ = 0,33 кГ/м*.
Диаметры участков 47 и 50, проходящих через неотапливаемые
помещения, приняты 3Д", так как прокладку Цъ" трубопроводов в этих
местах при естественной циркуляции нельзя рекомендовать из-за
опасности замерзания воды в трубах. Несмотря на то что на стояке 10
вместо пробочных кранов поставлены вентили, все же не удалось пол-
61

тсостыо израсходовать напор. Избыток давления нужно погашать
вентилями.
Стояк //
Яр = 76,53 кГ/м2.
Потери давления на участках кольца стояка 9, не являющихся
общими с кольцом стояка //, 2(A7+Z)8_i3 =27,28 кГ/м2.
Располагаемое давление для стояка 11
Яр = 76,53 - (87,64 - 27,28) = 16,17 кГ/м2.
Местные сопротивления
Уча сток 51 {d=\").
Тройник поворотный £=1,5; пробочный кран £=2; отвод £=1;
спускной тройник £=0,7; 2£=5,2.
Для определения £, тройника, .по данным б. ЦНИПС, нужно знать
группу тройника и отношение расходов воды в стволе и ответвлении.
Диаметр магистрального трубопровода на участке 7—l1//'. расход воды
330 кг/ч. Сечение тройника 1У4ХГ'; следовательно, тройник относится
Gotb 141
ко II группе: = —- —0,43. Для тройника на повороте при делении
GC1B 330
потоков £=2,7; Е£=6,4. Так же определяются Е£ и для остальных
участков стояка. Мы произвели гидравлический расчет колец 1-й ветви
через приборы нижнего этажа. Что касается циркуляционных колец,
проходящих через отопительные приборы верхнего этажа, то
естественное давление в них увеличивается за счет высоты расположения
приборов на величину h2(\7o—Y95) кГ/м2.
Дополнительное естественное давление для циркуляционных колец,
проходящих через приборы II этажа, равно
Яд.е = 3-15,89 = 47,67 кГ/м2,
где 3—расстояние в метрах между центрами приборов I и II этажей.
Для примера рассчитываем участки 45 и 46 кольца стояка 9,
проходящего через приборы II этажа. Прежде чем определить
располагаемое давление для участков 45 и 46, нужно из потерь давления в
циркуляционном кольце / вычесть потери давления на общих участках, но
эта разница, очевидно, будет равна сумме потерь давления на
участках 10 и 11, которые не являются общими. В нашем случае
2{RI+Z)ю,п= 1.11+2,48 = 3,59 кГ/м2. Эта величина и определила бы
располагаемый напор для участков 45 и 46, исходя из равенства
потерь давления в 10—11-й и 45—46-й ветвях. Но так как кольцо,
проходящее через верхние нагревательные приборы, располагает
дополнительным естественным давлением, равным 46,67 кГ/м2, то, чтобы
получить располагаемое давление для участков 45 и 46, нужно сложить
2(#i+Z),0,n и Яд.е . В нашем случае Яр =3,59 + 47,67=51,26 кГ/м?.
Коэффициенты местных сопротивлений
Участок 45 (с1=У2").
Крестовина на повороте £=3; кран двойной регулировки £=4;
нагревательный прибор £=2; тройник на противотоке £=3, ££=12.
По данным б. ЦНИПС, определяем уточненное значение £ для
крестовины на повороте при делении потоков. Так как диаметр
вышерасположенного участка 9—г/4", а ответвления '/г", то крестовина
относится ко II группе. Скорости в подводках к правому и левому приборам
п>

одинаковы, т. е. t>i = t>2. Расход воды на участке 9 составляет 128 кг/ч,
G2 33
на участке 45 — 33 кг\ч;— = =0,25. По интерполяции £=7,44.
G\ 128
По данным б. ЦНИПС, для тройника на противотоке при слиянии
потоков с = =0,5 £=5. Уточненное значение 25=18,44.
Оств 66
Уча сто к 46 (rf=1/2,/)-
Скоба £=3; крестовина на проходе £=2; 25=5.
По данным б. ЦНИПС, для крестовины на проходе при слиянии по-
Gnp 66
токов, у которой = =0,51, £=3,51. Уточненное значение
Сств 128
25=3 + 3,51=6,51.
Как видно из табл. 6, мы получили очень большой запас давления,
который необходимо погасить регулировкой кранов у приборов II
этажа. В противном случае через эти приборы пойдет горячей воды
значительно больше, а через приборы I этажа меньше, чем требуется, и
помещения II этажа будут перегреваться, а I — недогреваться.
Расчеты показывают, что за счет избыточного напора через
приборы II этажа пойдет около 70% всей воды, циркулирующей в стояке.
В этом заключается серьёзный недостаток двухтрубной системы.
Очевидно, нет необходимости рассчитывать кольца остальных стояков
через приборы II этажа, так как даже при минимальном диаметре —
Чг" — мы нигде не сможем полностью израсходовать располагаемого
давления. Переходим к расчету 2-й ветви.
Кольцо стояка 18.
Радиус действия больше 25 мм, GCT = ■—— =124 кГ/м2. По но-
г
мограмме 2 приложения III Л„=3,4, /г01 = 3,4 • 9,6=32,64 кГ/м2.
Дополнительное естественное давление за счет охлаждения воды в стояке по
номограмме 3 приложения III Л02=17 кГ/м2. Полное естественное чав-
ление Не = 51,64 + 32,64 +17= 101,28 кГ/м2, а с учетом 10% запаса Нр =
= 91.15 кГ/м2.
Потери давления на участках /, 2, 3, 18, 19, 20, общих с кольцами 1-й
ветви, составляют 21,03 кГ/м2.
Располагаемое давление во 2-й ветви
Яр = 91,15 — 21,03 = 70,12 кГ/м2.
Точно так же определяется Нр и для остальных ветвей. В графе
10 при расчете 2-й и 3-й ветвей коэффициенты местных сопротивлений
тройников на противотоке приняты по данным б. ЦНИПС: при делении
потоков — 6,3, при слиянии — 5. Для спускных тройников на стояках
принята £=0,7. Сравнивая результаты подсчета Z в 1-й ветви кольца
по упрощенному и уточненному варианту, можно убедиться в том, что
разница не выходит за пределы 10—15%, а в кольцах 2-й и 3-й ветвей
снижается до 5%. Следовательно, разница вызвана главным образом
различием между значениями 5 тройников на противотоке. Мы
рекомендуем при расчете двухтрубных систем отопления для тройников
на противотоке при слиянии потоков принимать 5=5, при делении
потоков £=6,3, для опускных тройников 5=0,7.
В заключение 'подбираем расширительный сосуд для системы.
Емкость сосуда
Ур.с=0,045Усл,
где Vc —объем воды в системе.
На 1000 кксм'ч тсплолтошности отопительной системы ппи течпера-
<;.s

турах теплоносителя 95—70°С принимается следующий объем воды:
для радиаторов типа НМ-150 10 л, для чугунных котлов 3 л, для
трубопроводов систем с естественной циркуляцией 16 л, а всего 29 л;
тогда
Vpc = 0,045-29 ^^ =90 л.
р 1000
Подбираем типовой расширительный сосуд № 2 емкостью 100 л,
диаметром 465 мм, высотой 710 мм.
Пример 20. По данным примера 19 определить фактическое
естественное давление в циркуляционных кольцах системы отопления.
Коэффициент полезного действия изоляции главного стояка и
трубопроводов, проходящих через неотапливаемые помещения, r\=0J.
Решение. Пользуясь поправочными коэффициентами к расчетной
разности температур для чердачного перекрытия и перекрытия над
подвалом, определяем ориентировочную температуру воздуха:
на чердаке *ч=0,9[—30— (+18)]+ 18=— 25°С;
в подвале/,=0,6[— 30— ( + 18)]+18«—10°С.
Все подсчеты сведены в табл. 8.
Теплоотдачу 1 м неизолированных труб дт (графа 8) находим по
приложению I. Исходные данные граф 1, 2, 3, 4, 13 табл. 8 берутся
из табл. 6. Величина полной теплоотдачи труб определяется на
основании формулы (24) и сведена в графу 10.
Падение температуры воды М на участках (графа 14) находим,
деля величину теплопотерь труб (графа 10) на расход воды на этих
участках (графа 13). В графе 18 показаны длины вертикальных
частей участков, учитываемые при подсчете естественного давления.
Полезная теплоотдача труб Qn (графа 12) определяется по формуле (25).
При подсчете величины Qn учитывается теплоотдача только
открыто расположенных в помещении участков стояков и подводок, так
как теплоотдача участков, проложенных в перекрытиях и стенах, очень
незначительна и не поддается учету.
Окончательная тепловая нагрузка приборов получается в
результате вычитания величины Q„ из нагрузки, обозначенной на расчетной
схеме (см. рис. 12).
Так как полезная теплоотдача обратных подводок заранее
неизвестна, при определении теплоотдачи Qn можно с достаточной для
практики точностью принимать ее в размере 50% от теплоотдачи горячих
подводок. Как показывают поверочные расчеты, разница между
ориентировочной и точной величиной теплоотдачи обратных подводок не
превышает 1—3 ккал/ч. В табл. 8 приведен такой подсчет для
обратных подводок в помещениях № 222 и 227.
Начальная температура в начале обратного стояка принимается
как средняя конечных температур обратных подводок, т. е. t=
^66,96+63,85=6MQOC (для стояка щ
Начальная температура воды t„ на последних участках обратных
стояков определяется как температура смеси воды в нижней
крестовине. С достаточной для целей практики точностью можно принимать
вместо нее в качестве /„ конечную температуру воды в
вышерасположенных участках обратного стояка.
Теплоотдачу участков обратных магистралей не учитываем, так как
охлаждение воды в этих участках компенсируется поступлением в них
воды с более высокой температурой из стояков, ближе расположенных
к котлу.
64

Давление столба охлажденной воды в кольце стояка 9
Н± = 964,9-0,6 + 965,44-2,4 + 966.01 0,6 + 966,84-2,4 +
+ 974,43-0,5 + 980,78-3,1 = 9 321,66 кГ/м*.
Давление столба горячей воды
#2 = 962,12-9,6 = 9236,35 кГ/м*.
Црлное естественное давление в кольце
НС = Н!-Н2 =- 85,31 кГ/м*.
Так же подсчитывается естественное давление и в других кольцах. Не
приводя самого подсчета, мы приводим его результаты в табл. 7.
Таблица 7
Показатели
)риентировочная величина Не . .
начеиия Не по точному подсчету .
азница в %
Ветвь 1-я
9
100,28
85,31
— 14,8
стояки
//
83,92
91,89
-8,7
12
87
86,35
-0,7
13
70,24
74,61
Н6.2
Ветвь 2-я
стояк 18
101,28
96,21
—5
Из сравнения найденных точным подсчетом значений #е с
.потерями давления в кольцах устанавливаем, что необходимо пересчитать в
сторону увеличения диаметры кольца стояка 9и в сторону
уменьшения— стояка //. Чтобы не изменять располагаемого давления в
остальных циркуляционных кольцах, меняем диаметры не на
магистральных участках, а на стояках.
Если диаметры участков 9 я 12 принять равными 1", в кольце
стояка 9 потери давления снизятся на 6, 11 кГ/м2 и запас давления
составит 5%- Диаметр участка 51 стояка // уменьшаем с 1 до 3/4".
Диаметры остальных колец и стояков можно оставить без изменения, так
как невязки в потерях давления нигде не превышают 25%.
Как видно из табл. 8, температурный перепад в нагревательных
приборах снизился в связи с уменьшением их тепловой нагрузки за счет
полезной теплоотдачи труб. Чтобы восстановить принятый в примере
19 температурный перепад 25°С, нужно уменьшить расход воды в
кольцах, вследствие чего получится дополнительный запас давления
около 9— 10%.
Если произвести перерасчет системы, то это даст незначительную
экономию в весе труб и потребует нового уточнения величины
естественного давления в кольцах. В нашем же случае мы получаем
экономию в поверхности нагрева приборов около 5% за счет повышения в
них средней температуры воды. Эта экономия перекрывает перерасход
в трубах. Поэтому нецелесообразно производить новый расчет системы.
Трудоемкий подсчет величины Не с учетом охлаждения воды дает
весьма незначительную экономию в диаметрах труб для малоэтажных
зданий. Кроме того, принимаемый к. п. д. изоляции является в
известной мере условным, если он не подтвержден тепловым расчетом
изоляции. Поэтому на -практике обычно не производят кропотливого
подсчета естественного давления, а принимают его ориентировочно, как
это и сделано в примере 19. Такие подсчеты обязательны только при
расчете систем квартирного отопления, в которых циркуляционный
напор создается за счет охлаждения воды в трубопроводах.
65

Sr°

мещений
1
участков
2
d
в дюймах
3
/ в м
4
в °С
5
№
6
'н — 'окр
в °С
7
<7т
в ккал/ч
8
1-Т]
9
<?т=<7т/(1-т])
в ккал]ч
10
а
П
12
G
в кг/ч
13
Д*
и
'к
15
'ср = 'к+
Д?
16
Тпблица S
Тер
17
Нем
18
i2/
7
5
4
5
6
7
8
9
9'
10
Г. п.
Пр.
О, п.
2V2
893,25лш
2V.
IV.
IVa
IV»
1V4
1
3/4
2,7
11,2
6
1,8
5,4
3,6
5,4
5,4
1,6
95
94,87
94,55
94,14
93,98
93,45
92,96
92,06
90,87
' 15
HIS
-25
—25
—25
-25
—25
—25
-25
80
76,87
119,55
119,14
118,98
118,45
117,96
117,06
115,87
Кольцо стояка 9
163
776
541
ИЗ
340
226
296
225
54
201
228
301
210
210
209
183
139
112
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
0,3
Ча
2,1
0,6
1
1
90,45
89,27
89,27
87,54
67,9
1 15
15
^ 15
-J 15
' 15
75,45
74,27
74,27
72,54
52,9
74
57
57
—
41
1
1
1
—
1
151
34
57
648
41
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
1217
2 434
1328
700
640
424
330
189
128
0,5
0,5
1
0,75
/Jo
17
57
31
180
0,13
0,32
0,41
0,16
0,53
0,49
0,9
1,19
0,42
94,87
94,55
94,14
93,98
93,45
92,96
92,06
90,87
90,45
94,71
90,66
962,12
964,9
128
62
33
33
33
1,18
0,55
1,73
19,64
0,94
89,27
88,72
87,54
67,9
66,96
89,86
89
77,72
965,44
966,01
9,6
0,6
2,4
0,6

222
Г. п.
Пр.
0. п.
V
1/
1,1
1,1
89,27
87,36
65,15
+ 15
—
+ 15
74,27
—
50,15
Qnp-82S—180
57
—
39
1
—
1
=648 ккал}ч
G3
733
43
1
—
0,75
63
—
32
95
33
33
33
1,91
22,21
1,3
-
87,36
65,15
63,85
76,25
-
127
10
0. ст.
Г. п.
0. п-
Пр.
V.
Va
V»
V»
—
2,1
2,7
1
1
—
88,72
65,4
86,78
84,98
415
+ 15
4 15
—
73,72
50,4
71,78
—
Qnp=828—95
57
39
56
—
1
1
—
—
—733 ккал/ч
120
105
56
56
—
0,5
0,5
1
0,5
—
60
53
56
28
197
—
62
66
31
31
1,94
1,6
1,8
18,42
86,78
64,8
84,98
66,56
87,75
—
—
75,77
966,84
—
—
974,43
2,4
—
—
0,5
Qnp=768—197—571 ккал/ч
122
Г. п.
О. п.
Пр.
1/2
1/2
1.1
1,1
86,78
84,76
4-15
71,78
56
62
62
—
1
0,5
—
02
31
93
—
31
—
31
2
21,4
—
84,76
63,36
—
—
—
74,06
—
—
—
—
—
—
Qnp=768—93=675 ккал/ч
12—13"
1 | 2 | 64,8 I -10 | 74,8
92
0,3
55
1
— 189
0,3
64,5
64,65
980,781 3,1
Примечание. Если участок стояка проводит через два помещения, то его делим на две части, одну из которых обозначаем
основным номером, другую—тем же номером со штрихом;
Г. п. и О. п.—горячая и обратная подводки;
Пр.—нагревательный прибор;
О. ст.—обратный стояк;
h—дтина вертикальных участков, учитываемых при определении величины На.

Пример 21. Определить поверхность нагрева приборов стояка 9
системы отопления с учетом теплоотдачи труб (рис. 12). Исходные
данные взять из примера 20. Нагревательные приборы типа НМ-150
устанавливаются в нишах глубиной 130 мм. Поверхность нагрева
одной секции составляет 0,31 ж2.
Решение. Расчетные тепловые нагрузки приборов и средние
температуры воды в приборах принимаем по табл. 8 (графы 10 и 16).
Величина AfT подсчитывается по формулам § 6.
Так как поверхность нагрева -приборов определяется по фактической
температуре воды, то добавку вводим только на число секций. Все
данные расчета сведены в табл. 9.
Таблица 9'
№
помещения
1
222
227
122
127

Количество
2
1
1
1
1
QnP
в
ккал/ч
3
733
64»
675
571
'ср.пр.
в С
4
70,25
77,72
74,06
75,77
в °С
5
+ 15
4 15
4 15
+ 15
Д'т
в °С
6
61
63
59
G1
9экм
в
ккал/мгч
7
405
423
385
405
в м"
8
1,81
1,53
1,76
1,41
*экм
в мг
9
0,31
0,31
0,31
0,31
р
10
1
0,95
1
0,95
К^тичест-
ви секций
11
6
5
6
5
Примечание. Д^т округлены до целых величин.
Значения <7ЭКЧ определены из приложения путем интерполяции.
Поверхность нагрева приборов в экм найдена путем деления данных
графы 3 на дэкы (графа 7). Количество секций подсчитано по формуле (23).
Пример 22. Произвести гидравлический расчет изображенной на
рис. 13 ветви вертикально-однотрубной системы отопления в
административном здании с параметрами теплоносителя tr = 95, t0 =70, tB = 18"С.
Высота этажей в чистоте 3 м, толщина перекрытий 0,3 м. Котельная,
расположена в подвале высотой 3,63 м. Котлы типа «Универсал-5».
Нагревательные пр.иборы М-140. Подводки к приборам сделаны напрямую
без уток.
Решение. Порядок расчета следующий:
1) определяется ориентировочное значение Яе в больших
циркуляционных кольцах;
2) производится гидравлический расчет больших циркуляционных
колец;
3) определяются потери тепла трубами и фактическая величина Не;
4) производится гидравлический расчет малых циркуляционных
колец.
А. Ориентировочное определение величины Яе в больших
циркуляционных кольцах.
Кольцо стояка 8.
Количество циркулирующей воды в стояке
GCT = С?8
Температура смеси
где tH— температура воды, входящей в нагревательные приборы;:
Qnp — теплоотдача приборов этажестоя'ка в ккал/ч;
QCT 9200 OCQ
с = = 368 кгч.
tr — t0 25
/ — t — Ч"Р
1см 1н —у, ,
68

IV этаж *£М8 = 95 - ~^- = 87,93 С, Тсмв = 966,73 кг/*>;
СОЙ
III этаж /„„ = 87,93 - -^- = 82.39Х, fcvil0 = 970,33 ю/ж»;
II этаж *см11 - 82,39 - -1^ - 76,85 С, Тсми = 973,77 кг/ж3;
I этаж fCMli = 70 С, Тсм14 = 977,81 кг/м\ tt = 95Х, Тг =
= 961,92 кг/м3.
Средняя температура воды в котле fcp = 82,5СС, тср =970,25 кг/м3.
При определении величины Яе исключаем вертикальную часть участка
©
1
Т=^Г
3G& ©
206
W6
^ш
*05 П?\
305 (5)
205
Ю5
Ф ®
©TSS ® Ж) IS®
го?
юг
ад/ тг
101
,/Вгн "
•"
£_*. 'Д
srn*,cn Т /Со бгпоооми /В подпольном канале
58Ш_,
:2S
6, участок 7 и равную им по высоте часть главного стояка, как имеющих
одинаковые температуры, а следовательно, и давления. Длина каждого
этажестояка, включая замыкающие участки, составляет о,3 м. Высота
69

расположения оси нижних ниппельных отверстий котла над полом
котельной 0,63 м. Расстояние от оси обратных подводок к приборам
нижнего этажа до пола примем равным 0,1 ж. Тогда расстояние от оси
обратных подводок к приборам нижнего этажа до центра нижних
ниппельных отверстий котла составит 3,63 + 0,3 + 0,1—0,63 = 3,4 м.
Расстояние между центрами верхних и нижних ниппельных
отверстий котла 1.06=» 1,1 м.
Высота учитываемой части столба горячей воды составляет 3,3 - 3 +
+ 3,4—1,1 = 12,2 м, а полная высота столба 3,3 ■ 3 + 3,4=13,3 м.
Давление столба воды, проходящего через стояк 8 • Нх =3,3(966,73 +
+ 970,33 + 973,77) +3,4 ■ 977,81 = 12 930,19 кГ/м2.
Давление соответствующей высоты столба воды, проходящего через
главный стояк:
Я2= 12,2-961,92+ 1,1-970,25 = 12802,70 кГ/м*;
He=Ht--Ht= 127,49 кГ/м*.
Для определения АН воспользуемся номограммами приложения II.
Расстояние от подающего стояка до стояка 8 составляет 27 м. Высота
расположения разводящей магистрали от центра нагрева котла h —
= 16,1 м. Из номограммы 2 приложения II дополнительный напор на
1 м высоты стояка составляет 1,6 кГ/м2, на всю- высоту—1,6' 16,1 =
= 25,76 кГ/м2. Охлаждение стояка при его нагрузке 368 кг/ч по
номограмме 3 приложения II составит 18 кГ/м2.
АН = 25,76 + 18 = 43,76 кГ/м2.
Полное естественное давление в кольце стояка
Яе8 = 127,49 + 43,76 = 171,25 кГ/м\
Произведя аналогичные расчеты для стояков 7, 6 и 5, находим:
Яе7 = 164,31 кГ/м*, Яе6 = 162,19 кГ/м\
Н& = 159,78 кГ/м*.
Б. Гидравлический расчет больших циркуляционных колец (табл. 10).
Кольцо стояка 8. Длина кольца 99,6 м. Отбрасываем на
местные потери давления 50% от величины Не. Тогда средняя потеря
давления на трение на 1 not. м трубопроводов
Яср.уд = Щ^ = 0,85 кГ/м*.
УУ,Ь
Коэффициенты местных сопротивлений тройников и крестовин
принимаем по данным б. ЦНИПС. Подсчет коэффициентов местных
сопротивлений магистральных участков подробно изложен в примере 19,
поэтому мы его опускаем и приводим подсчет 2С лишь для замыкающих
участков и котла.
Так как Z, котла Универсал-5 в таблицах не приводится, его
определяем как сумму коэффициентов местных сопротивлений на участках
1а и 19а.
Участок la (rf„ = 96 мм).
Выход из котла С=1,25; отвод С =0,5; тройник на противотоке при
слиянии потоков с —— = 0,5, С = 5; 5Х = 6,75.
tfCTB
На участке 19а в тройнике происходит деление потока, поэтому для
тройника С =6,3, а 2С =8,05. Диаметр стояка 8 равен РД", скорость
движения воды в нем и = 0,11 м/сек. Принимаем диаметр замыкающего
участка 1", подводок к приборам — 3//7. По графику (см. рис. 10)
находим коэффициент затекания а = 0,24.
70

Расход воды в замыкающих участках
G3 = 368(1 - 0,24-2) = 192 кг/ч.
Если при поверочном подсчете потерь давления в малых
циркуляционных кольцах придется изменить коэффициент затекания, это
обстоятельство очень незначительно скажется на сумме потерь давления в
большом циркуляционном кольце и не потребует его пересчета.
Так как диаметры поэтажных участков стояка и замыкающих
участков по всей высоте стояка 8 одни и те же, будем считать
одинаковыми для всех этажей коэффициенты затекания и коэффициенты местных
сопротивлений замыкающих участков. Влияние различных тепловых
нагрузок приборов на коэффициент затекания учитывается только при
расчете малых циркуляционных колец.
У ч а с т к и 7, 9, 11, 13.
Спр 192
«з = = —■ =0,52; крестовина на проходе при делении потоков по
Gt-TB 3G8
интерполяции С=1,5; крестовина на проходе при слиянии потоков по
интерполяции С = 3,41; 2^ = 4,91.
Потери давления в кольце составляют 157,15 кГ/м2.
Запас давления 8,3%. Примем этот запас давления общим для всех
циркуляционных колец; тогда в остальных кольцах располагаемое
естественное давление равно Нр =0,917 Не.
Кольцо стояка 7.
Яр7 = 164,31 -0,917 = 150,67 кГ/м*.
Располагаемое давление Нр для стояка 7 должно равняться
естественному давлению в этом кольце за вычетом потерь давления на
участках, являющихся общими с кольцом стояка 8.
Потери давления в кольце стояка 8 составляют 157,15 кГ/м?.
E(tf/ + Z)6_14 =33,5 кГ/м\
Нр = 150,67 - (157,15 - 33,5) = 27,02 кГ/м*.
Общая длина стояка 7— 15,3 м
RcP.yb----27'f'0-5 = 0,83 кГ/мК
Местные сопротивления стояка
Участок 20 (d=3U").
Тройник 1 'ДХтУ' на повороте при делении потоков
122
Gm 490
= 0,25 (группа тройника IV) по интерполяции С.= 3,8; вентиль С,= 10;
отвод С =1,5; спускной тройник С= 0,7; Ж= 16.
Вместо крана на участке поставлен вентиль для того, чтобы
увеличить сопротивление стояка. Примем диаметр стояка по всей высоте
равным ъ№', диаметр замыкающих участков и ответвлений к приборам
тоже ъи". Коэффициент затекания по графику рис. 10 а = 0.45. Так как
присоединение приборов одностороннее, величину а умножаем на 1,1 и-
получаем 0,5.
Участки 21,23,25, 27 {d= */*").
G3= 122 -0,5 = 61 кг/ч.
Для тройника на проходе при делении и слиянии потоков
С = 2,2 при -£*- = 0,5 К = 2,2-2 = 4,4.
"ств
7Р

^моеч смсосм^ -+
о о со en со t^. со оо со
СОСМ^С СМ СО
СО Ь. СО -* Г^. CS О
Ю0Э«С1ОЮС1О
СЧ—, —, —,
СОЮОСОООЮ
ОСОГ^СМСМООСО'*
оо — ototococo^
TfCSOlN—"СОСП
COOOCNCD —
о со со— см со оо
СО — — СО 1^ CD lO
1С
t^ CM COCO
X
—.СО —
-ФСОС5
CO-
CD M-
СМ О
СО СО COCO-' —' Ю -*
ю
СО —< —| 1С lO СМ 00
СЧ (^ Tf CN CM OO CO
t^oo-* — со ел со ^t-
СО CN CM -* |-~ СМ
СО CD СО —I M" ОО t~-
С"
1П
ОО
о,
о
о;
ю
см
■* со
X X
«tM^OlLO 00
OlMiOCON-tOO
CM
см
CM -* CN rj- -* Ol 00
1С
OCN —— — ©OO
CONfiCO -4«
— CO (^- CM ТГ СП ^t"
OOOCMCMCTiT}<in —■
(NiOiOKlO
CM СО Щ CO CN СОК
0000-.-00
oo
CN-^fr^-inoo-* —en
— CM — — — — — О
ooocoooo
5-
3j 5= 3!
^ю ч « ч «*
Sg. .со см ^-^~^~—
cocoS"- '
00
5,04
0,6
о
OO — — — (NO
см оо смел oo
со tj« см ю m ■—•
-*f м* сп см со -*f со
CO CM CO Ю OO CM
o——oooo
— т* OO in t^- ^f CM
oooooo о
4
-* -*< « «Ю ^
^""^S~CN S^^CO
cs^
сп"ел
OO
78,15
1
1
1
о
— со
CM CM
о
CN
CO CM
-r
^x
— 4f
^
CO
lO —
о о
со
Tf —
COCO
cc
1 n
CM
1 "^
1 -
-*
1 °
1
a
2f?
CO
OO
II
CO
о
*i
■^
CO
O0
о
1!
— ■*
■* о
CM
— о
-*oo
OOO
— —
in
1
ГМ
—'
' ,
,25
b.
«
Ui
a
ш
X.
Si
О
CM
II
a.
a:
h.
US
к
о
н
и
lO
ОО
«if ч<
■*
--Х
■># in
— —
оо
.* .*
n rt
CO
X*.
OO О
СП
en
CO CM OCN CO OOO CM
w nс x и воoi
CO CD CO — 00 -*CO —i
CM'* CM—i
00 со О CD CN О СМ О
со со о со oo 10 к со
CO CO ■* CO — CO CO CO
— CM'Cf CN
CM — CM CM
CMCO CMCM
о о о о о о о
OOlOiOClOO
-*СО l^iOOCNCN
00 СО ОО СП О СМ СП
m — in см см —
о о о о о о о о
О OiOCl^oCC
см см см С5 m i-^ оо -*
СП СП СМ О СП ОО СО СО
— счемю —m
о
ё 1
СО
оо
щ ю
оо
coco
е-зСэ
в СП
»■*, »-*, CN C^J ^ IT} CO
CMlCtilrSCOt-^OoOlOi
со
CN
C^CV, [^ M<O0
CN CN CN CN CN
CN
CN
CN

29
30, 32,
36
31, 33,
37
34,
35
S65J
—
8 650
8 650
39,
40,
38
41,
45
42,
46
43,
44
8G50
8 G50
8 G50
Л пр.
П. пр.
1 12b
1 126
34G
194
346
346
346
194
346
346
166
94
108
Невязка 2,4% ■
Стояк 6. Яр -3S.66 кГ/м4-, /?Lp.., -1,21 кГ/м*
4,1
0,5 '4
2,8 3
0,3
IV*
15,3
0,1
0,098
0,17
0,17
-
о,.
0.7
to to
2,05
1,4
16,8
1,6
21,85
0,5
0,48
1,44
-
6,7
4,33, ;4
4,7
—
3,35
8,32
6,76
18,43
5,4
9,72
16,8
8,36
40,28
4.1
О," 4
2.8;'3
0,8
Невязка 4,2Г .
Стояк 5. Яр- "5,67 кГ/м-, Дср.уд=1,85 кГ/мъ
0,17
0,098
0,17
0,17
15,3
2
0,7
2
2
-
8,2
1,4
16,8
1,6
23
1,44
0,48
1,44
-
5,58
4,33X4
0,47
-
8,03
8,32
6,76
23,11
16,23
9,72
16,8
8,36
51,11
Невязка 8,2% 15°<
Маше циркуляционные кольца.
Стояк 8. IV этаж
0,5
1,8
1,2
1
0,082
0,52
Почвод''и к приборам
3/4
0,077
0,6
0,26
1,08
0,36
0,296
0,93
12,9
2,34
3,81
Яотв 2,6- 2,2 1,85 кГ1м":
Нечязка 0,8%
0/1S7
0,77
0,92
0,376
!,3 3,12
Я JTn 2,6 1,5 =4,1 кГ/м2
Невпчка 1,5%
Так же тапочпяется таблица для остатьных малых циркучяпионных котец.
2,6
4,89
4,04
* Эти значения Я. получены в результате пересчета / и j в приборах и .амыкающсм участке при новых расходах воды.

Участок 28 (d=3U").
Кран проходной С =2; утка С =1.5; тройник l'/Z'X3//' на повороте
при слиянии потоков —— = — =0.25 (группа тройника IV) по интерпо-
"ств 4JU
ляции С=0,55; спускной тройник С =0,7; ТГ„= 4,75.
Точно так же рассчитываем стояки 6 и 5.
В. Определение потерь тепла трубами и фактической величины
естественного давления Нк.
Определяем температуру воздуха на чердаке. Для шиферной кровли
поправочный коэффициент к расчетной разности температур (/„—/,)
равен 0,9; tB= + 18. tH = - 25, *ч = 0,91-25- (-f 18)1+18 « - 20°С.
Подсчет теплопотерь сведен в табл. 11.
Графа 2 табл. II заполняется на основании схемы (см. рис. 13), данные для граф
3, 4, 5 берутся из табл. 10;
А — длина вертикальных участков труб в м, учитываемая при определении Не;
'н — температура воды в начале участка;
'окр— температура окружающего воздуха;
Дг—охлаждение воды на участке, получаемое путем деления цифр графы 11 на
расход воды (графа 5);
tK— температура в конце участка.
Значение величины qT выбираем из приложения I.
Значения Q7 и Q, определены по формулам (24) и (25).
К- п. д. изоляции т]=0,7.
В графе 11 дана полная теплоотдача труб, в графе 15 — полезная.
В графе 2 приняты сокращенные обозначения:
Г. л. п. и Г. п. п. — горячие левые и правые подводки;
О. л. п. и О. п. п. — обратные левые и правые подводки;
Л. пр. и П. пр. — левые и правые приборы.
Теплопотери главного стояка очень малы и могут легко
компенсироваться незначительным повышением температуры воды в котле. Поэтому
эти теплопотери не учитываем.
Теплоотдача труб, проходящих в толще междуэтажных перекрытий,
также не учитывается. Поэтому длина участков (графа 4) 6. 8, 10, 12
взята за вычетом толщины перекрытия (0,3 м). Прежде чем определить
теплоотдачу обратных подводок, мы находим расчетную теплоотдачу
<2„р и Atnp , для чего теплоотдачу обратных подводок предварительно
принимаем в размере 60% от теплоотдачи горячих подводок. Найдя
величины Qip и Д/пр , уточняем теплоотдачу обратных подводок. Так как
приборы стояка 8 на каждом этаже обслуживают одно помещение,
чтобы получить расчетную тепловую нагрузку одного прибора, нужно из
нагрузки, взятой со схемы рис. 13, вычесть половину сум.мы полезной
теплоотдачи труб, приведенной в графе 15.
Например, помещение № 401:
348
2
<Э„р = 1300 - ~ = 1126 шал/ч.
Падение температуры в этажестояке определится как частное от
деления суммы теплоотдачи труб и прибора в помещение на расход воды
в стояке. Остальное не нуждается в пояснениях.
Определяем разность давлений столбов воды в стояке 8 (//i) и в
главном стояке (Я2). Верхний участок стояка 8 принят равным 0,9 м,
считая от уровня горячей магистрали на чердаке до потолка IV этажа.
Длина участка 6" равна высоте помещения за вычетом длины
замыкающего участка. Длины остальных этажестояков (без перемычек) взяты
за вычетом толщины перекрытия. Теплоотдачу обратной магистрали не
учитываем.
Средняя температура воды в котле
74

*cP = 95 + 65'7 = 80,4еС; 7=971,58 кг/м3.
Давление столба охлажденной воды
Я, - 0,9-963.65 + 2,4-963,92 + 2,8(968,91 + 972,7 + 976,36) +
4- 0,5 (964,26 + 969,24 + 972,96 + 976,54) + 3,4-980,21 = 17 208,64 кГ/м\
Давление столба горячей воды
Я2 = (0,9+ 2,4 + 2,8-3 +0,5 ■ 4 + 3,4 - 1,1) 961,92 +
+ 1,1-971,58=17036,61 кГ/м\
Не = Н1~Н2 = 172,03 кГ/мК
Фактический запас давления в кольце
= 172,03-157,15 1(Ю = 6
172,03
Пересчетов диаметров труб не требуется. Точно так же
определяются потери тепла трубами и фактическое //е в кольцах, проходящих через
остальные стояки ветви отопления.
Г. Гидравлический расчет малых циркуляционных колец.
Стояк 8.
При расчете мы приняли коэффициент затекания одинаковым для
левого и правого приборов всех этажей, хотя сопротивления подводок к
этим приборам различны. Поэтому сделаем проверку правильности
выбора коэффициентов затекания. Температуру воды в замыкающих
участках и приборах и расход воды в малых кольцах берем из табл. 11.
IV этаж. Ответвление к левому прибору (с?=3/4".
а = 0,24).
Расход воды в приборе
Gnp = 368-0,24 = 88 кг/ч, tcpMp = 90,8 - ^ = 84,4°С;
средняя температура воды в замыкающем участке 7
t3 = 91'7 + 91-5 = 91,6°С;
Т84.4 = 969,05 кг/м3, тм,6 = 964.26 кг/м*.
Величина естественного давления в малом циркуляционном кольце
определяется по формуле
//е = (Тср-пр-ТЯ)Лпр КГ1М\
Не = 0,5 (969,05 - 964,26) = 2,39 кГ/м\ 0,5 м - высота прибора.
Потери давления в замыкающем участке находим из расчетной
габл. 10.
{Rl + Z)3 = 10,84 : 4 = 2,71 кГ/м*.
Располагаемое давление в малом циркуляционном кольце
Яотв = (Я/ + Z)3 + Яе = 2,71 + 2,39 = 5,1 кГ/лА
Определяем потери давления в подводках к прибору; d=d/4", R=
= 0,54 кг/м2, о = 0,072 м/сек, А„ =0,256 кГ/м2, -^l_=0,24, /110дв = 0,9 jw,
"ств
Местные сопротивления.
Для двух крестовин l'AX3//' на повороте при делении потоков и
слиянии (группа IV, Vi = v2);
по интерполяции £ = 4,6+1,85 = 6,45; два отвода 0=1,5-2 — 3; кран
двойной регулировки £=2; нагревательный прибор С =2; 2£= 13,45.
Rl + Z = 0,54-0,9-2 + 13,45-0,256 = 4,42 < 5,1 кГ/м\
75

s
4
Si
<У 3
О" в
ю
to
СО
to
ел
ел
СО to — tO 1С>
ел ел с: сто ел
i: с-
О '
СМ СМ Ю Ю ^
ООСЭи
tD LO CM CM tO
CO -f CO CO CD
■+ CM 4f <MCO
CO CO CO CO CO
o'oooo
~ eootoco
<Л Т О Гч Г-~
CM C>i CM « —
CO to >—* to
=1
I «51
. c a
1 = 3
oo ooo
см см „m ем см
1 I 1 I I
CO tO i—i tO
ГЛ СЛСЛ СЛ СЛ
CCMOC »
ПОО ГОСЛ tO
CO i—i OO T}i CO
ifOrf*
Ю CO N Tj- f>
со см.
to"
e^eoMiioto
CM tO
ел см
- - 1
CO'* 1
to to
СЛСЛ
1-Ю
(NO 1
CO CM CO
-# CM tO
1 1 1
1 1 I
1 I 1
I ел ем
1 CO'*
1 1
1 1
1 1
1 ^
1 C.)
1
1
1
CO
-*
CO
iO
o--.
--.OOOK-CON
SO 74 l^ CO to lQ oO tO
OOOCMOOCMO
lO vO CO tO CM CM tO CM
CO -^t- tO CM LO "^ CM iC
СЧ — _
■I
CO J"
tooSmonr,3
■-ОК flON l Ю
CO
о
_CO .
о
о
со
О [^ О
^ СО СО сО СО
Cyto f-. СУ13
и
со
•-I tO
ел со
СМ
. ел
U
со со со
-1
lO N LQ Й
СЧ .-« —* О СО ^. --« СО
со с4! -у "о эт 0d 30 со
cocjj^occcocooqco
— **
СЛ СМ
* - 1
оосл 1
too
ел ел
сою
- - 1
емо 1
езосо
*М CM lO
LO LO
О О 1—j
1 1 1
1 1 1
1 ! 1
1 1 1
1 r^-co
1 coco
ю
1 '"-
о —
1 1
1 1
1 1
l •о
1 CM
,-,
1 r^-
1
о
1
1
1
t^.
о
CO
»r to to со ~r
-+1"C-;cOc0COc0C
oo oo oo i~- r-^ oo <-~ i--
c^ см toco
OO ОСЛ
tS
CO
TTOOit
ОСЛО
COOCeNCitOh-n
LO tMO CO tJ- CO tO CD
CM CO CO
CO—-i-O-f-fOLo
о cc to со lo to - _o
g 3 —
СЛСМ
OO
II tO - _
- » С - u«
tO О tO ;iC to ClO
to to to (y\n to c>
со oo oo
СЛ CM ~1" tO
-t-^r-TOCO-'i'COCO
CO CO OD CO N aO CO 1^
ССМСОСОСОЭТЗОСО
СОСЛСОСОООСОСОСО
CO —i
LO LOC3
CM О О
ел со со
о"сь I о"
ю lo ел
см со со
СЛСО
оо
СО
о
^ т— «
п ей
tol4 ЧС Ч с - С
с ci1^ со.1-:
СОО) г С tt ti С; С
С
о со
■—1 to
см со
см ..
см
см
о
СО
6

со
l-СЛ
См"сМ I
CIO
QO LO
CMO
о
со
Mill
r- 00 cn i con
— — Ю I COCO
I ^
I CM
lO О
го—no ю а о
хсок r^ I »- i^- I
Г— l^- l>- CO Г~- CO
со см со
ooo о
о о
i^OCN CM ^t Ю СМСЛ
<ГО~ОЮ CO-=J-CO CO CM
CM CO OO
Ю
©-
Ю '
©\
-4" CO CO D~C72CO t^. СЛ
ONiO
I
о
CM -
о
о
CM
с
0>cOco
О О О аР* О c$Zi
со со Ю ЕМ- со сЧ*
о о*
СО СО СО
+++ ++ +
СЛСОСО Ю Ю СО СЛ СЛ
оооооо t~, г~, со t~-1-~
«--с-. i-~ t~,cOf-~ t^ со
СОСМОО ОООООО COCO
ООВД OOCOOO OOOC
со —
CM
u
О
CO
CO
CO
CO
CM
СЛ
CO
o-#
CO Ю
" - 1
CO CO 1
1^. r~-
сл ел
CClO
CMO
со со со
О — -*
Ю lO
О О CM
CO —CO
CM CM—"
t-— i— r—
CO CM Ю
О О О
см го со
•—сО-^-
СМ
—« — ^-
i^o^
ОС СО 1С
СЛ СО СО
"* "+ -ср
ЙЮЩ
1
1
1
1
1
1
1-^
СУ1
•о
о
О)
—
1 1
1 1
1 1
1- СМ
см со
о
1^.
о —
о
1 —
1--
■*
со со см
ГО
р—t
~-
.1
0,5
_
1260—247
II
COCO
— —
COCO
•*г ю
f- СО
o^f
о.т}-1Я
с
о
1 1
1 1
1 °°
1 —
ю
1 ^
о
1 ел
ю
о
см 1
' '
СО ■*
СО СМ
,-м
—
1 ~"
.1
11J
о
- со
см
1
о
см ел
1 ^
ll -*
а.
СУ
1
]
1
ь~
■*
см
и
1-*-.
^ II
ю со
СО СО
см ™
ю
СО
см
II
<]
оооооо
+++ ++ +
елсосо cot-~co ел
CM CN CM — СО CN
— сл
со см со со со ел сосо
со ел ос оососо сосо
со —<
о
СО
о
I
1^-
Ю
со
СМ
см
1^.
а
о.
а
S
»Я
о
о.
о
С
О
о
ю ю ел ел со
СМ О О I СО Со"
СО
I©
f-i '—' П I
юпо
c-tco
ел со
I о*о
со
1о"
I м
а.
О)
г
Е
о
Е-
ч
I
1=
С Ч С ЕС
U ROL СО
о. ■-; с о. ""■
~ 1^ С ЕЕ
4ol со
о
см
77

Невязка 5'10 4'42 100= 13,3% < 15%.
5,1
Ответвление к правому прибору (G,,p =88 кг/ч, d=
=3U)"-
Так как коэффициент затекания и тепловая нагрузка для левого и-
правого приборов приняты одинаковыми, в обоих случаях и = 0,072 м/сек,
# = 0,54 кГ/м2.
Средняя температура воды в приборе
/ср.пр=91 -^ = 84,6°С;
Ta4i6 = 968,91 кг/м*.
По-прежнему t3 = 91,6°С и у3 = 964,26 кг/м3.
Нв = 0,5(968,91 - 964,26) = 2,32 кГ/м*.
//отв = 2,71 + 2,32 = 5,03 кГ/м*.
Суммарная длина обеих по ч во юн равна 1,2 м. Сумма коэффициентов
местных сопротивлений за вычетом С двух отводов составлязт 10,45.
Rl + Z = 3,33 кГ/м*.
Невязка 5,(Х'3~3'33 100=33,8% > 15%.
5,03
Необходимо сделать перерасчет.
Из формулы (36) находим новое значение расходов воды в приборах
и замыкающем участке
G.,„p = 88 ] ^ = 94 кг/ч, G„np = 88 | /|g =108 кг/ч;
GA = 368 - (108 + 94) = 166 кг/ч,
где индексы: л — левый, п — правый; з — замыкающий.
Подсчет потерь давления в малых циркуляционных кольцах при
новых величинах расходов воды приведен в табл. 10. Нужно ли
производить пересчет падения температур воды в малом циркуляционном
кольце при небольшом перераспределении в нем расходов воды? Нет, не
нужно, так как это не дает ощутимых результатов. Практически без
изменения остается и теплоотдача труб. По аналогии с приведенным
расчетом производится поверка потерь давления и в других малых
циркуляционных кольцах.
Потери давления в замыкающих участках при изменении расходов
воды в них остаются почти постоянными, поэтому исправления в расчете
больших циркуляционных колец вследствие изменения расхода воды в
замыкающих участках делать не требуется.

Глава IV
СИСТЕМЫ ВОДЯНОГО ОТОПЛЕНИЯ
С НАСОСНОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ
§ 9. ПОДБОР КОМПЕНСАТОРОВ
Широко применяются в практике П-образные компенсаторы
(рис. 14,а) как наиболее простые в изготовлении и надежные в
эксплуатации. Точный расчет П-об-
разных компенсаторов сложен.
Поэтому мы даем
упрощенную формулу для их
подбора.
[/?„] = У)А£*-
а)
I,
(26)
6)
где /С=
в)
г—*» —
п=ттз
L,
I
Рис. 14
[R„\ — допускаемое
напряжение стали на
изгиб, прини\ае-
мое в пределах
700—800 кГ/см2*;
Д—тепловое удлинение труб в см, определяемое по формуле
Д=0,0012(/т-/оч,)/, (27)
где /т — температура теплоносителя;
Ажр — температура окружающего воздуха, которая для систем
отопления принимается равной 5°С;
/ —длина трубопровода в м;
Е— модуль упругости стали, равный 2 ■ 106 кГ/см2;
dH — наружный диаметр трубы в см;
1\ —вылет (высота) компенсатора в см;
/2 — длина плеча компенсатора в см.
Формула приведена с учетом монтажной растяжки компенсатора на
—, которая вдвое повышает его
Самокомпенсирующая способность
(рис. 14,6) определяется по формуле
компенсирующую способность.
трубопроводов на поворотах
* В тексте книги всюду под давлением, выраженным
избыточное (манометрическое) давление.
в кГ/см2, подразумевается
7»

WJ_!^/*±l+5±a ct ЛкГ/см^ (28)
/2 ^ Б1ПЗ К+\ J
где Д —удлинение короткого плеча в см.
Длина плеча в см:
1У— длина короткого плеча;
/2 —длина длинного плеча К= ——.
Остальные обозначения те же, что в формуле (26).
Если а = 90°, то
т = lSAEdll(l+K) кПсм, (29)
При Z-образной конфигурации трубопровода (рис. 14,в)
[Ru] = _^ЕЛ кПсм*, (30)
/«(l + 12/f)
где Д — общее тепловое удлинение плеч 1\ и h в см;
К=-^—{1\—длина короткого параллельного плеча).
Предельное расстояние от мертвой опоры до компенсатора в
системах отопления определяется из условия, чтобы смещение стояков и
ответвлений в результате теплового удлинения магистрального
трубопровода не превосходило 40 мм для гражданских и 50 мм для
промышленных зданий.
§ 10. УЧЕТ ЕСТЕСТВЕННОГО ДАВЛЕНИЯ В НАСОСНЫХ
СИСТЕМАХ ОТОПЛЕНИЯ. КОЭФФИЦИЕНТЫ ЗАТЕКАНИЯ
Чтобы уменьшить переменное влияние естественного давления //е
на работу насосных двухтрубных систем отопления, нужно, во-.первых,
при гидравлическом расчете учитывать 50% Не, что соответствует
параметрам воды в системе, >при которых она работает большую часть
отопительного сезона, во-вторых, увеличивать гидравлическое
сопротивление стояков за счет повышения в н.их скорости движения воды.
Однотрубные системы обладают большей гидравлической
устойчивостью, чем двухтрубные. Поэтому при гидравлическом расчете
больших и малых циркуляционных колец однотрубных систем нередко
учитывается 100% Яе. Но с целью уменьшения гидравлической
разрегулировки рекомендуется и для однотрубных систем принимать 50% Не.
Как видно из графика рис. 10, коэффициенты затекания воды а в
приборы однотрубных систем с замыкающими участками понижаются с
увеличением скорости движения воды в стояке. При скоростях
у>0,3 м/сек а практически уже не зависит от естественного давления в
малых циркуляционных кольцах. Однако высокие скорости воды в
стояках нельзя рекомендовать, так как это приводит к уменьшению а и,
следовательно, к повышению поверхности нагрева приборов.
Для однотрубных систем отопления с параметрами воды 95 и 70°С,
смонтированных в зданиях с высотой этажей от 3 до 3,6 м (считая от
нижележащего пола до вышележащего пола), Яе больших
циркуляционных колец можно определить по формуле
Яе = a.h {tr - t0) + ЛЯ кГ/м\ (31)
где а—коэффициент, принимаемый в зависимости от числа этажей в
здании;
S0

АН — дополнительное естественное давление (в кг/м2), возникающее
от охлаждения воды в трубах. В насосных системах АН не
учитывается.
Количество этажей . .
Коэффициент а
2
0,47
3
0,423
4
0,4
5
0,387
6
0,38
h—вертикальное расстояние от горизонтальной оси верхнего
нагревательного прибора до центра нагрева котла или водопо-
догревателя, в м;
tr и t0— расчетные параметры воды в системе.
Если не учитывать охлаждение воды в подающей подводке, т3=т„ и
естественное давление в малых циркуляционных кольцах однотрубных
систем может быть определено по формуле
Не = 0,5 А„р (Тк - Тн) кГ/лР, (32)
где ^пр —строительная высота нагревательного прибора, в м\
Тн» Тк и Тз— объемные веса воды, входящей в прибор, выходящей из него
и в замыкающем участке, в кг/ж3.
В системах с расчетными параметрами воды 95 и 70°С на 1 м
превышения точки охлаждения над центром нагрева Не составляет
примерно 16 кГ/м2, а ,при разнице температур в 1°С — 0,64 кГ/м2. Тогда формулу
(32), для малых циркуляционных колец однотрубных систем можно
представить в следующем виде:
Яе = 0,32ЯпрА/, (33)
где At — температурный перепад в приборе.
Коэффициенты затекания а для однотрубных систем с замыкающими
участками можно определять из графика рис. 10.
При большом расхождении тепловых нагрузок приборов или
сопротивлений подводок к правому и левому приборам задачу определения
расходов воды в приборах приходится решать способом попыток, так
как каждый прибор будет иметь свой коэффициент затекания.
Сложность задачи заключается в том, что неизвестными являются не только
коэффициент затекания и потери давления в малом кольце, но и Яотв
С целью облегчения задачи определения расходов воды в приборах
можно воспользоваться некоторыми зависимостями, известными из
гидравлики
U ) 21
У- кГ/м*.
Выразив скорость v через расход воды G [кг/ч), получим
н = (т'-")
1CG*
3600V-d* 2g-T
(34)
Обозначим А-
1G
3W)02T2£^d* "
Если принять величину у = const, то для каждого диаметра труб ве
личина А будет постоянной. Тогда Н=А[ —/-'-£;)(?•.Приняв а(-1 Е-)=
=5, получим
И --= SG\
fi За к. 2-23
(35)
81

где S — гидравлическая постоянная сопротивления, представляющая
собой потери давления в данном участке кольца или сети при
расходе воды в 1 кг/ч.
Если принять с некоторой погрешностью, что коэффициент трения и
сумма коэффициентов местных сопротивлений при определенном
диаметре данного участка являются постоянными величинами и не зависят от
расхода воды, тогда S = const, и п оте р и давления на участке
будут прямо пропорциональны квадрату расхода
воды в нем.
Значения величин А и— приведены в приложении III. Считая S=
d
— const, мы получим следующую зависимость между расходом воды и
потерями давления
откуда
G2
= Gx |/^- кг/ч. (36)
1 — с
Обозначим —^т- = р, тогда G = р\ Н или р= ——i
Vs \'н
где р—проводимость, характеризующая расход воды при
сопротивлении в 1 кГ/м2.
При движении воды через параллельные участки
Собщ = Ci + G2 + . . . + G„ и Нх = Я2 = . =Н„ = Н,
тогда
Собщ = Pi 1 ГН\ + Рч. Л ^2+ ■ +Р,Л &* «=
= (Pi + P2+ . . • +Pn)VH,
откуда
Ci6ui
но
Поэтому
Pi
Следовательно,
Gx =
У
}Ц:
"общ
+ Р2 + • ■
i
"общ
Pt+Ps+ •
или в общем виде
Г,
Pi
■ + Рп
Pi
. .+
Pi + Рг +
= <?»- =
Pa
Pi
O»
■Pn
"обШ
.
Рг
Pr
■ + Pn '
Pn
■ = . .
"пищ
P1+P1 +
■
=
Рг
•
Gn_
Pn
• +Рл
Pi + Рг + • • • +pn
(37)
Применив формулу (37), можно решить задачу распределения воды в
параллельных участках, если известны их проводимости.
Для опредетения коэффициентов затекания в
горизонтально-однотрубных системах с замыкающими участками на рис. 15 приведена
82

номограмма. Эта номограмма составлена Е. А. Белинкимi без учета
величины Не. что может быть допущено в гори'зонталъно-однотрубных
системах, в которых скорости движения воды относительно большие.
В двухтрубных системах отопления с двусторонним
присоединением приборов к стоякам при расчете левых и правых подводок
одинаковых диаметров расходы воды независимо от тепловых нагрузок
следует принимать одинаковыми.
Рис. 15. В графике принято: 1-й диаметр — диаметр
магистрального трубопровода, 2-й—диаметр подводок к прибору
(диаметр замыкающего участка равен диаметру
магистрального трубопровода)
§ 11. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТОВ ЗАТЕКАНИЯ ДЛЯ
ОДНОТРУБНЫХ СИСТЕМ С ЗАМЫКАЮЩИМИ УЧАСТКАМИ
Чтобы избежать трудоемких расчетов, в практике .пользуются
графиками и таблицами для определения коэффициента затекания а.
На рис. 16 изображена серия графиков для определения а,
составленных Л. Ф. Офицеровым.
В основу построения графиков положено следующее.
1. Параметры воды в системе приняты tr =70°C, t0 =55CC, а
температурный перепад в стояках составляет 15°С, считая, что с такими
параметрами система работает большую часть отопительного сезона.
Если в системе другой температурный перепад, тогда найденный по
графикам коэффициент затекания пересчитывается по формуле
л f. 4/' , At' «15 /дол
где одг — коэффициент затекания для температурного перепада в
стояке;
ахол—коэффициент затекания при холодной воде, который
принимается по части кривой графика, параллельной оси
абсцисс;
1 Е. А. Б е л и н к и й. Расчет и эксплуатационный режим однотрубных систем
отопления. Изд-во МКХ РСФСР, 1952.
6*
83

W — температурный перепад воды в стояке, для которого
определяется аде;
а15 — коэффициент затекания для температурного перепада
Д/=15°С, принимаемый по графикам.
2. Естественное давление в малых циркуляционных кольцах
учитывается по формуле (33). При скоростях воды в стояке больше 0,2 м/сек
W
2 3 Ч5В18ЭЮПП 161820 25 3D
Нагрузка на стояк В тыс. тап/ч при A t ш25°С
Рис. 16. Графики Л. Ф. Офицерова для определения коэффициента
а — одностороннее присоединение приборов
tfe не учитывается, и кривые, изображенные па графиках, переходят
в прямые линии, параллельно оси абсцисс.
3. Длина каждой подводки к -прибору принята 1,25 м. Учтены сле-
тующие местные сопротивления в ответвлениях к приборам (кроме
крестовин и тройников): две утки, кран двойной регулировки, прибор.
Для случаев, когда длина подводок или сумма коэффициентов
местных сопротивлений окажутся другими, коэффициент затекания,
найденный по графику, пересчитывается по формуле
= 0,5
~^пр
+ 1
I а = ki,
(39)
Где а
пр-
- коэффициент затекания, определенный по графику;
-сумма .приведенных коэффициентов местных сопротивлений
84

подводок, если они отличаются от принятых для
построения графиков;
LC„p — сумма приведенных коэффициентов местных
сопротивлений для типового случая подводок, принятого в графиках;
vr' у _!_ у г' • У V _1_ Г
£j-=Yip — £■-. -Г " -экв> "-пр — "•• "Г чэКв»
суммы коэффициентов местных сопротивлений
подводок (без крестовин и тройников);
где ЕС' и £С
ч Q25
I А2»
§■ Ц22
&Ц21
ft Ц20
45
г J 4 S 6 7 6 9 Ю 12 IV 16 №20 25 30
Погрузка настоян В тыс. ннал/ч при ht = 25°C
затекания воды в приборы я в однотрубных системах водяного отопления
(Н = 500 мм); 6—то же, двустороннее
Чэ;в и-экв—величина местных сопротивлений, эквивалентная
потерям давления на трение в подводках;
^эки
= /
где /- - длина обеих подводок, в м;
-——величина, принятая Л. Ф. Офииеровым для труб d=ll2"—3,
й
d=3/4"—2.
Для типовых случаев, приведенных в графиках, при подводках
d=3L"
Е: = Свр4-;пр + 2. =2 + 2 + 2-1,5 = 7;
СЭЙВ = 1,25 ■ 2 • 2 - 5; Г,„, =- 12; для d - V2 ЕСпр = 16,5.
85

Если диаметры стояка по разные стороны от замыкающего участка
отличаются, на один размер, то значение а, найденное по графику,
умножается на. поправочный коэффициент Ки принимаемый по табл. 12.
Таблица 12
1 ' ■ .' '—■
Диаметр в дюймах
стояиа
по одну
сторону
от сжима
1
1V4
1
по другую
сторону от сжима
2
1
S/4
Чг
Чг
сжима
3
1
V.
Чг
подводок
4
3/4
S/4
3/4
V2
Типовой узел,
по которому
определено а
5
IV4X1X
уз/4"
'/«xVsX»/*"
ЧаХЧьХЧъ"
Значение Kt
при скорости
большого диаметра
0.1—0,2
6
0,9—0,85
0,9-0,85
0,95
0.85—0,8
>0.2
7
0,85
0,85
0,85
0,8
§ 12. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ВЕРТИКАЛЬНО-
ОДНОТРУБНЫХ ПРОТОЧНЫХ РЕГУЛИРУЕМЫХ
И НЕРЕГУЛИРУЕМЫХ СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ
Количество воды, затекающей в нагревательные приборы проточной
системы при одностороннем их присоединении, принимается равным
расходу воды в стояке, при двустороннем (в случае равенства
сопротивлений подводок) — половине расхода воды, циркулирующей в
стояке. Если сопротивления подводок различны, то расходы воды в
приборах определяются по формуле
где
GnPl. G
'npi
а.
G„
1 +
Wnp, — *JCT ^np, i
(40)
ECPl и s;nPi
- количество воды, проходящей через приборы и
стояк, в кг/ч;
-приведенное количество местных сопротивлений в
подводках к приборам.
ЕС1ф определяется из выражения Е Спр = — l-\- El,
где
— определяется по приложению III;
I — суммарная длина подводок в м;
ЕС —сумма коэффициентов местных сопротивлений.
При подсчете И£ сумму коэффициентов местных сопротивлений
тройников на повороте при делении и слиянии потоков следует принимать
равной 11,3.
При 1'
т
1 ti
•пр,
< 1,4 количество воды, затекающей в каждый при-
ПЕ,
бор, можно принимать равным 0,5 GCT. Влияние естественного
давления в малых полукольцах на распределение воды в приборах с
различными тепловыми нагрузками не учитывается.
8t>

§ 13. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ОДНОТРУБНЫХ СИСТЕМ
ПО МЕТОДУ ПЕРЕМЕННЫХ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПЕРЕПАДОВ
В общепринятом методе расчета систем отопления мы
устанавливаем для всех стояков один и тот же температурный перепад. По
перепаду определяем расходы воды в стояках, а по этим расходам —
диаметры труб. Но так как сортамент труб ограничен, то при расчетр :го-
яков часто не удается полностью израсходовать располагаемый чапор,
особенно при длинных ветвях или резких колебаниях тепловых
нагрузок по стоякам.
Чтобы погасить избыточное давление в стояке (ветви), нужно
вводить искусственное сопротивление — вроде дроссель-шайбы — или
производить кропотливую регулировку при пуске системы в действие. Канд.
техн. наук А. И. Орлов еще в 30-х годах предложил вести расчет по
фактическому расходу воды в стояках с учетом того, что
температурные перепады в них будут различны. Сущность предложенного
А. И. Орловым метода заключается в том. что при известном
располагаемом давлении в стояке определяется Яср.уд и по заданному
диаметру находится расход воды. Можно так подобрать диаметр и расход
воды, что давление в стояке будет полностью израсходовано.
Недостаток этого способа расчета заключается, в том, что сама
величина ^?ср.уд является в известной мере условной, так как мы
заранее точно не знаем, какой процент давления будет израсходован
фактически на местные сопротивления. И поэтому после поверочного
расчета потерь давления в стояке часто приходится уточнять величину
расхода воды. Е. А. Белинкий, основываясь на зависимости H=SG2 и
полагая, что 5 = const для каждого участка, если известен его диаметр,
видоизменил методику расчета, предложенную А. И. Орловым.
Сущность разработанного Е. А. Белинким метода расчета сводится
к следующему. Задаваясь диаметром участка, мы находим его
гидравлическую постоянную S. Зная величину располагаемого давления Нр,
ло формуле 0=1/ р определяем расход воды на участке.
* S
Пользуясь методом Е. А. Белинкого, можно принять диаметры всех
стояков одинаковыми. Но так как величина Нр по мере удаления
рассчитываемых стояков от главного стояка уменьшается, то вследствие
этого уменьшаются и расходы воды и увеличиваются температурные
перепады в стояках. Чтобы получить общий температурный перепад в
ветви тупиковой системы отопления, близкий к 25°С, необходимо
задаваться в самом дальнем стояке температурным перепадом в 30°С, если
расчет начинается с дальнего стояка, или 20°С в ближнем стояке, если
расчет начинается с ближнего стояка.
§ 14. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ОДНОТРУБНЫХ СИСТЕМ
С НИЖНЕЙ РАЗВОДКОЙ
В последнее время большое распространение получили
однотрубные системы с нижней разводкой (рис. 32), позволяющие осуществлять
в широких пределах стандартизацию заготовок и индустриализацию
монтажных работ. Согласно СН 228—62 эти системы должны
проектироваться проточными с трехходовыми радиаторными кранами, а в
случае отсутствия их — со смещенными замыкающими участками и
кранами двойной регулировки. Стояки состоят из подъемного и опускного
участков, кроме того, они могут иметь горизонтальные участки. Схема
87

разводки трубопроводов горячей и обратной воды применяется, каи
правило, тупиковая.
Расчет этих систем ничем не отличается от расчета однотрубных
систем с верхней разводкой. В целях упрощения расчета в СН 228—62
даются приведенные коэффициенты местного сопротивления
межрадиаторных узлов, а также прив'одятся таблицы и графики для определения
коэффициентов затекания, температурных перепадов в приборах и пр.
При расчете однотрубных систем отопления с нижней разводкой и
замыкающими участками необходимо проверять расход воды в
стояках во избежание опрокидывания циркуляции воды в приборах
подъемного участка. При этом расход воды в стояке Gmin при Л/=25°С
должен быть не менее приводимого в табл. 13.
Таблица 13
Диаметр труб в дюймах
стояк
Чг
э/«
1
замыкающий
участок
Чг
V»
Vi
подводка
Чг
3/4
3/4
3/4
Минимальный расход
воды
Gmin B кг/ч
200
200
28Г)
290
Тепловая нагрузка
стояка
QCT в ккал/ч
5000
5000
7150
7250
Примечание. При составлении таблицы принята высота приборов 0,5 м и температура
воды d стояке 95°С.
§ 15. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ
Пример 23. Определить предельное расстояние от мертвой опоры
до компенсатора разводящего трубопровода системы отопления
производственного здания. Температура теплоносителя 95СС.
Решение. Предельное
расстояние от мертвой опоры до
компенсатора определяется на основа-
НМ. нии максимально допустимого пере.
—» * мещения точки ответвления при
" ■ .-" * тепловом удлинении трубопровода,
которое согласно указаниям,
приведенным в § 9, составляет 50 мм.
Из формулы (27)
CL=W
Ж
Рис. 17
/^
50
0,0012(95 — 5)
= 4,6 см.
Пример 24. Проверить напряжение на изгиб при самокомпенсации
трубопровода системы отопления диаметром й = 2" в месте его
поворота (рис. 17), если температура теплоносителя 115°С.
Решение. По формуле (27) величина удлинения короткого плеча-
Д = 0,0012(115-5)5 = 0,66 см.
При условном диаметре трубопровода 2" его наружный диаметр
равен 60 мм.
Отношение длинного плеча к короткому составляет
5
88

Допускаемое напряжение на изгиб [R„] =700 кг/см2.
Модуль упругости £=2-106 кГ/см2, sin45°=0,707, ctg45°=l.
По формуле (28)
R _ 1,5-0.С6-2-ю«-б /6+1 G + 3 . \ _
"~ 500s [о,707 6+1 )~
= 533 кГ/см2 < 7000 кЦсм*.
Пример 25. Произвести гидравлический расчет малого
циркуляционного кольца прибора горизонтальной однотрубной системы водяного
отопления (рис. 18). Расход воды в магистрали
составляет 400 кг/ч. Диаметр магистрали 1". Об- , №
щая длина подводок к прибору 1,9 м. Температу- «--т Л* .?„0 &5 io,
pa воды при входе в прибор 94°С. Коэффициенты ^1 М , ' г"
местных сопротивлений £ тройников определить а?^
по данным б. ЦНИПС.
Решение. Задаемся диаметрами подводок
к прибору dx и в замыкающем участке d2.
Примем di = 3/4", di=\". Пусть будет а=0,3. Расход воды в приборе равен
120 кг/ч, в замыкающем участке — 280 кг/ч.
Ответвления к прибору.
R = \ кГ/м2, v = 0,l м/сек, hv = 0,5 кГ/м2,
Сотв_ = 03
Местные солротивления.
Два тройника на повороте при делении и слиянии потоков (группа
тройников-1) £=4,7; кран двойной регулировки 3//' £=2; два отвода
3/4" £=1,5-2 = 3; отопительный прибор £=2; 2£=11,7.
Rt+Z = 1-1,9+11,7-0,5 = 7,75 кГ/м*.
Замыкающий участок.
/?= 1,45 кГ/м2, v = 0,145 м/сек,
■ hv = 1,05 кГ/м2, j^- = 0,7.
Сумма коэффициентов местных сопротивлений двух тройников на
проходе при делении и слиянии потоков 2£=2. Общая длина
горизонтальных участков подводок к прибору 1 м.
Примем условно длину прибора также равной 1 м. Тогда длина
замыкающего участка составит 2 м.
{Rl + Z),= 1,45-2+ 2-1,05 = 5 кГ/м*.
Температурный перепад в приборе
д/ = 1М- = ю°С;
пр 120
/ор.пр = 94 — у = 89; tg = 84X;
Тм = 962,61;
т89 = 966,01; 784 = 969,3 кг/м5.
Величина естественного давления в малом циркуляционном кольце
определяется как разность давлений столбов охлажденной и горячей
воды
7 Зак. 223
89

#e = 0,5T89 + 0,2 Т84 - 0,7 у94 = 0,5-966,01 + 0,2-969,3 - 0,7-962,61 -=
-=3,03 кГ/м2.
Располагаемое давление в малом циркуляционном кольце
#отв = 5 + 3,03 = 8,03 кГ/м*.
Невязка 8'^~!'75 100=3,5%.
о, (К)
Если горячую подводку присоединить к нижнему ниппельному
отверстию прибора, как обычно делается в практике, то коэффициент
затекания уменьшится до 0,28.
Д/]1р _1*ю_ 10,7 С.
р 400-0,28
Температура воды, выходящей из прибора , tK =94— 10,7=83,3°С
Т8з з = ^69,75 кг/м3.
Не = 0,2 (969,75 - 962,61) = 1,43 кГ/м2.
Невязка составит 1%.
При той и Другой схеме
присоединения требуется для выпуска воздуха
установка воздушного крана у
прибора или присоединение к прибору
воздушной трубки.
Пример 26. Определить количество
1-1,4^ воды, затекающей в приборы при
проточной схеме присоединения, изобра-
Рис- 9 женной на рис. 19.
Решение. Согласно указаниям,
данным в § 12, расчет ведем без учета естественного давления в малых
циркуляционных кольцах. Из приложения III для трубопровода
cf=3/4" Л = 0,325 ■ Ю-4, -- = 1,9. С целью упрощения подсчетов будем
d
считать расходы воды в сотнях килограммов, тогда будет Л =0,325.
Определяем гидравлические постоянные сопротивления и
проводимости участков по формулам (35) — (37). Сумму коэффициентов
местных сопротивлений противоточных тройников принимаем согласно
указаниям § 12—11,3. Чтобы найти £ остальных тройников, поданным
б. ЦНИПС, примем G2= G3.
Участок 1.
С/=Ш*г/ч
1=^
В
V a(-~1 f ЕС ) = 0,325 (1,9-1 + 11,3) = 4,
Участок 2.
S2 = 0,325 (1,9■1,4 + 6,4) -- -- 2,94;
р„ = -^ = —Д = 0,582.
\ 52 ^2,94
^ часток 3.
Ss = 0,325 (1,9-1,4 + 9,4) - 3,92; Ps = 0,505.
Участок 4.
S4 = 0,325 (1,9-1,4 + 13,3) = 5,19.
^ участков 2,3 и 4 включены £ тройников и приборов.
29.
so

Участок / является общим для участков 2 и 3.
Поэтому
Gj = G2 + G3.
По формуле (37)
G2 = -^2 - = ^58- Gt = 0.535G,;
Р2+Р3 ().Г.82 + ().Г)0Г)
G3 = d - Ga = Gi - - 0,535 G2 = 0,465 G2.
Потери давления на участке 4 должны быть равны сумме потерь
давления на участках 1 к 2 или, что то же самое, 1 и 3.
Следовательно,
На этом основании
54 Gi = SiGi + 52Gi.
Подставив в последнюю формулу значения Sb S2, 54 и G2, получим
5.1SG4 = 4.29G/ + 2,94(0,535G1)2'= 5,14G{.
Но так как G4= GCT — G] = 400—G,, то 5,19 (400—G,)2 = 5,14 G*.
откуда G,= G4=200, G2=0,535 ■ 200= 107, G3 = 200—107 = 93 кг/ч.
Производим проверку потерь давления.
При —!- = —-*-= 0,5 Z!; протизоточных тройников 11,3; при
t^CTB UCTB
-—= . =0,535, Е', тройников на проходе 3,84; при = = 0-165 EC
G,. 200 F С, 200 и,юо ^
тройников на повороте 7,73. Z. приборов = 2.
Участок 4.
v= 0,16 м/сек, R 2.35 кГ/м2,
hv - 1,28 кГ/м*. ЕС = 11,3 + 2 = 13,3.
(/?/ ~ Z)< -= 2,35-1,4+ 13,3-1,28 =20,31 кГ/м*.
V ч а с т о к /.
и, /?, hv те же, что на участке 4;
(Rl + Z), = 2,35 • 1 + 11,3 ■ 1,28 = 16,82 кГ/м2.
Участок 2.
v «= 0,088 jh/cc/c, /? =- 0,77 асГ/jh2, Лс = 0,384 кГ/м2,
ЕС = 3,84 + 2 = 5,84.
(Я/ + Z)2 = 0,77 -1,4 + 5,84 • 0,384 = 3,32 кГ/м*.
Участок 3.
v = 0,075 м/сек, # = 0,58 кГ/м2, hv = 0,28 кГ/м2.
Е; = 7,73 + 2 - 9,73.
(/?/ + Z)8= 0,58-1,4 + 9,73-0,28 = 3,53 лГ/л*.
(Я/ + Z), 2 = 16,82 + 3,32 = 20,14 кГ/Л2;
(Я/ + Z)j з = 16,82 + 3,53 = 20,35 кГ/м2.
Невязка в потерях давления на участках 1—2 и 4 — 0,8°/о, на
участках /—3 и 4—0%, на участках 2 и 3-—6%. Следовательно,
распределение воды по участкам сделано правильно. Подсчитаем, какая будет
невязка в потерях давления в полукольцах узла, если учесть естественное
давление. Примем тепловые нагрузки: прибора /—1000 ккал/ч,
приборов 2 и 3 — по 800 ккал/ч. Температурные перепады в приборах
looo _5cC Lt _800_
пр« ~ 200 ~ ' Щ> ~~ 107 - 7'5 С' *
7
91

© © © © ® © ©
/7у7ая этажр.й
12) ®)
:ш:
Г
s:
■тг=
ж
!Ш
1г=
0=
LU,
ГТ
^1 1=1 М Н
=0
Ж
rf'
=8
=3
ж
"P^i
ш^ш
@ , @ @> ©
т
т
=1
g Jsa^-Zgg:
' lf=
rrr
гш:
=ff
ЗЖ
Ш1
T
=ir
ш
==N'
"П
© © @ ©
© © @ © ©
© ® ® ® ©
/7/7Q« чердака
$ © © © @ © @@
© ® © ®
@ ® © © ®
Воздуц
ч.
gg/y
ggffi
-t-**
Га cm
..,«
.'&*
Л1П:
JM08
—r
- ^0.003
i
1
Воздухо-
cSophuku
© © © © © ® ® ® ® ® © ® ® ®

Схема трубопроводов
J3300
55
,83В50
\37030(7>>
Ф © <3> ©
Ф
7420,
*6<t95
\B03BuxonfinpmnS.
HS?
0 7 "43
_^£.Втеллосеть
Из теплосети Стояки 3-7 не показаны,
тк они аналогичны стояку В
%
*№
870
I . 871
то
7-@
6,3
Рис. 20. Двухтрубная система отопления с верхнеЛ разводкой трехэтажного жилого здания
(С

v уз
Высота приборов составляет 0,5 м. Согласно рекомендациям,
приведенным в § 10, учитываем 50% Яс. Так как перепад температур Д^1ф и
Д/пр больше Д/Пр . давление столбов воды в приборах 2 м 3
больше давления столба во'Ш в приборе /. Разность этих давлений
окажет тормозящее действие на поток воды, выходящей из прибора /.
Определим 50% разности давлений по формуле (33):
тля приборов 2 и 1 0,5 ДЯе =0,5 ■ 0,32 ■ 0,5(7,5--5) =0,2 кГ/м2
» 3 » I 0,5 А Я/=0,5-0,32-0,5(8,6-5) =0,28 »
» 2 » 3 0,5 Д//е* =0,5-0,32-0,5 (8,6--7.5) =0,09
С учетом тормозящего действия Я,, потери давления в полукольце
прибора /
(Rl + Z)4 f 0,5ДЯ, 20,59 кГ/м2.
!i полукольце прибора 2
{Rl + Z)2 + 0,5 ДЯ<3 =3,41 кГ/м*.
Невязки в потерях давления на участках 1—3 и 4 - 1,2°/о, на
участках 2 и 3 — 3,4%. Как видно из подсчетов, влияние Нс на невязку незна-
'.ительное.
Пример 27. Произвести гидравлический расчет ветви двухтрубной
системы отопления с верхней разводкой (рис. 20) для трехэтажного
жилого здания с высотой этажей 3,3 я от пола нижележащего этажа
Ю пола вышележащего. Система отопления подключается к наружной
тепловой сети с помощью элеватора. Нагревательные приборы
устанавливаются в нишах.
Разность давлений в горячей и 'Обратной магистрали на вводе
составляет 1,2 кг/см2. Параметры теплоносителя: в наружной сети 130
и 70°С, в домовой 95 и 70°С.
Решение. Начинаем с проверки необходимости установки
компенсатора на ветви отопления. Предельная длина ветви без установки
компенсатора определяется из условия допускаемого перемещения стояков
вследствие теплового удлинения труб на 40 мм. Тепловое удлинение
1 пог. м трубопровода определяем по формуле (27)
Д = 0,0012(95 5) - 0.108 см = 1,08 мм.
Фактическая длина горячей магистрали рассчитываемой правой
ветви составляет 50,4 м, левой — 34,4 м.
Допустимая длина магистрали без установки компенсатора
/ - -40- 37,2 50,4 ж.
1,08
Компенсатор ставим на правой ветви. Участок, обслуживаемый
компенсатором, принимаем от начала ветви io стояка 4. Длина этого
участка 33 м. На остальной части ветви тепловое удлинение будет
компенсироваться поворотами у стояка /. К установке принимаем П-образный
компенсатор. Расчет компенсатора приведен ниже.
Для обратной магистрали компенсатор не требуется, что видно из
следующего подсчета.
Тепловое удлинение 1 пог. м магистрали
Д--0,012 (70- 5) -0,78 мм.
91

Допустимая длина магистрали без установки компенсатора
/=-*! = 51,4 > 50,4.
0,78
/1. Гидравлический расчет
Учитывая, что разность давления в горячей и обратной магистралях
на вводе в здание значительная, при расчете мы будем исходить из
средней потери давления 10 кГ/м2*на 1 пог. м трубопровода.
Отбрасывая 50% на местные сопротивления, получим ^ср.Уд = 5кГ/м2.
Расчет начинаем с циркуляционного кольца, проходящего через
стояк /. Длина кольца 150,2 м. Предполагаемые потери давления
150,2' 10=1502 кГ/м2.
Так как схема разводки тупиковая, а количество стояков большое,
при расчете будем задаваться такими скоростями движения
теплоносителя на магистральных участках ветви, чтобы невязки в потерях
давления в ветвях и стояках не превосходили 25%.
Стояк 2 имеет малую тепловую нагрузку. Даже при минимальном
диаметре 1/2" потери его составляют всего 122,36 кг/м2. Поэтому
желательно, чтобы потери тавления в стояке / не превосходили 122,36Х
X 1,25= 154 кГ/м2. Исходя из этого, в стояке 1 приняты пониженные
скорости движения воды.
При выборе диаметров труб имеется в виду, чтобы скорости
движения воды более или менее плавно понижались от элеватора к
последнему стояку.
По данным б. ЦПИПС, приняты коэффициенты местных
сопротивлении противоточных тройников при слиянии потоков £=5, при деле
нии потоков £=6,3 и проходных тройников (воздушные и спускные
тройники на стояках) при =1 £=0,7. Остальные коэффициенты
Сств
взяты по справочнику.
Перед перемычкой (участок 24) поток разветвляется; часть воды
уходит в наружную тепловую сеть, а часть засасывается элеватором.
Количество сетевой воды, поступающей через элеватор в систему
отопления, составляет
Q J73550_ = 2892 кг/ц
КО —70
где 173 550 — расход тепла в системе отопления в ккал/н
Количество воды, циркулирующей в системе:
G2=—73—=6942 кг/ч.
2 95 _ 70
Количество воды, засасываемой элеватором из обратной
магистрали:
G3 = 6942 - 2892 = 4050 кг/ч.
Результаты гидравлического расчета кольца приведены в табл. 14.
Коэффициенты местных сопротивлений кольца.
Участок / {d = 2x/2").
Задвижка £=0,5; отвод £=0,5; 2£=1.
Уча сто к'2 (d=2").
Тройник на противотоке при делении потоков £=6,3.
Участок 3 (d=V/2").
Тройник на противотоке при делении потоков £ = 6,3; вентиль £=8;
vv= 14 3
~^ Участок 4 (d=iy2").
Проходной тройник £= 1.
95

Участок 5 (d=ll/2").
П-образный компенсатор £=2; проходной тройник £=1; 2£=3.
На участках 6, 7, 8, 9, 15, 16, 17, 18, 19, 20— проходные тройники
с 5=1.
Участок 10 (d=l").
Проходной тройник £=1; воздухосборник £=1,5; вентиль £=9; два
отвода £=1-2 = 2; спускной тройник па проходе £=0,7; 2£=14,2.
Участок // (£?=3/Л-
Крестовина проходная £=2; скоба £=2; 2£=4.
Участок 12 (d=y2").
Крестовина проходная £=2; скоба £=3; 2£=5.
Участок 13 (d = V2/#).
Тройник на противотоке при делении потоков £ = 6,3; два отвода
£=1,5-2 = 3; кран двойной регулировки £=4; нагревательный прибор
£=2; крестовина на повороте £=3; 2£=18,3.
Участок 14 (d=3/4").
Утка (отступ) £=1,5; отвод £=1,5; проходной тройник £=1;
вентиль £=10; спускной тройник на проходе £=0,7; 2£=14,7.
Участок 21 (d=iy2").
Тройник на повороте при слиянии потоков £=5; вентиль £=8;
2£=13.
Участок 22 (d = 2").
Тройник на повороте при слиянии потоков £ = 5.
Участок 23 (d=272")-
Отвод £=0,5; задвижка £=0,5; 2£=1.
Перемычка (d = 2").
Тройник на повороте £=1,5.
Общие потери давления в расчетном циркуляционном кольце
1117,44 кГ/м2. Добавив 10% на неучтенные сопротивления, получим
требуемое для системы отопления давление #=1229 кг/м2.
Естественное давление ввиду его малой величины не учитываем. Мы рассчитали
только одно кольцо, но в системе таких ветвей четыре, и
следовательно, четыре кольца.
Располагаемый напор Нр для каждой из этих ветвей будет равен
сумме потерь давления на участках рассчитанного циркуляционного
кольца, не являющихся общими с рассчитываемыми ветвями.
Например, для левой ветви
Нр = Е (Я/ + 2)гл.к - Е (Я/ + Z), дя
= 1117,44 - 338,68 = 778,76 кГ/м\
Расчета этих ветвей не приводим, так как он ничем не отличается
от расчета главного циркуляционного кольца.
Расчет стояков. Для примера определим все участки стояка 8
Что касается стояка 2, то расчет его ограничим только участками 25,
26, 27 и 28 с целью увязки потерь давления в .нем со стояком /.
Располагаемый напор для стояка 2
Нрг = Е(Я/ -f Z)10_14 - 150,26 кГ/м\
Фактические потери давления в стояке составляют 122,36 кГ/м2.
Располагаемый напор для стояка 8 равен сумме потерь давления па
участках 4—20, не являющихся общими с кольцом стояка 8.
Расходы воды в левом и правом приборах каждого этажа, несмотря
на различие тепловых нагрузок, приняты одинаковыми ^согласно
указаниям, приведенным в § 10. При определении Нр для кольца,
проходящего через прибор I этажа, естественное давление не учитывается.
96

Что касается дополнительного давления, возникающего за счет
превышения приборов II и III этажей над приборами I этажа, то мы
обязаны его учитывать, так как это давление действует па участках
обратного стояка, а также в подводках к приборам верхних этажей.
Величина его превосходит насосное давление в этих участках.
Дополнительное давление учитываем в размере 50%.
Остановимся на приемах определения располагаемого давления на
участках обратного стояка, для чего рассмотрим кольца приборов II и
III этажей стояка 8.
Малое кольцо прибора II этажа. В точках г и е
разделяются и соединяются два полукольца: правое г, 52, 53, е, если смот
реть на него из помещения, и левое г, 55', 56, е (см. рис. 20). В точке г
действует общее для обоих полуколец насосное давление .большого
циркуляционного кольца, израсходованная часть которого в
полукольцах численно равна потерям давления на ранее рассчитанных участках
52, 53.
Но в левом полукольце помимо насосного напора действует еще
дополнительное естественное давление, обусловленное разностью высот
осей нагревательных приборов II и I этажей:
#д.ег =" /?а (То — Тг) кГ1мг,
пе к?—расстояние между осями приборов I и II этажей.
Располагаемое давление в левом полукольце
Ярг = 0,5 Я ъе, + Е (/?/ +Z)5,53 кГ/м*.
Индекс 2 означает, что Нр относится ко II этажу.
Яд.Сг = 3,3(977,81 - 961,92) = 52,44 кГ/м*.
Из табл. 13 берем
£{Rt + Z)5253 = 13,48 + 5,7 = 19,18 кГ/м*,
тогда
//Р2 = 52,44-0,5 + 19,18 = 45,4 кГ/л».
Кольцо прибора III этажа. В точке в разделяются, а в
точке е соединяются два полукольца: правое, проходящее через
участки 51, 52, 53, и левое, проходящее через участки 57', 58, 56. В точке в
действует общий для обоих полуколец насосный напор,
израсходованная часть которого в данном отрезке стояка численно равна потере
давления в участках 51, 52, 53.
Но в левом полукольце дополнительно к этому напору действует
еще естественное давление, величина которого определяется по
формуле
#**. = (Л2 + Лв) (То - Тг).
где h2—расстояние между осями приборов I и II, a hs—II и III
этажей.
Индекс 3 обозначает, что давление Нд действует на два этажа.
Общее располагаемое давление , действующее в левом полукольце,
составляет
Яобщ = 0,5дСз + Е(Я/ + 2)51^и.
Если из Яо6щ вычесть потери давления на ранее рассчитанном
участке 56, то получим располагаемое давление для участков 57, 57',
58, подлежащих расчету.
97

со ю см
— (-, go CD CD
1^ CM CD CO CO
СП СП CD -^ L-*
CO О CO
C2CCOCMM
T CO — t^ iO
— CD CO —
COCO
— CD ■* — "3
O-l —
CD —i CM O-l —
со lo ^r
lO — CD t~- —
CM Tj< Tj- CO ■*
CM — — — CO
CO -O
CD CM iO C5
OMCMCMiO
CM
CO —CM
CD CM lO —
-Cf CO CD СП lO
[^ CO CO — t^.
— Ю C~- — CO
— —
COCO О CI CO
"Г CD LO — i~
~# О LO CM CM
CO Г~-
TtOCO'*-
— —i CO УЭ LO
CO —
CD —' L0 О CD
та- ^t-CM — CO
— — CM CO ■*
~0 —
CM CD —CM
CM CM CO lO 1-,
,
CO —
см со — см
CD
00 CO — "*}"
■* CM CN ■"*•
l-> со-*<м
UZ/ iO CD i.O
о o-*o
Ю
CO "O — —"
CM
CM — CD
-,44
*""'
r^
CO
■—г
1
CO CM M CN — — — CD CM CM
CM CM CO Ю t--
'2:^! I
о
f-
«
a
CL>
о ^
о
О p.
о
a;
iO
Ю —
СП СП CD CM CM
CM СП i О CD CO CO' — CM — ОС
Э0СМСОСО-* — —, — — —
CD CO CM CD СП СП СП "+
CiCMX CM » . . . -
- - - - CM — ОС lo CD
t^-O — СЛ — — — — CMCO
XJiOO) —
,—11^ '
!COCM
о со ечк
UO Ю (-~ lO CO
i~- t-- со го о см—'i- со
CM —~— со"— ИСОООИ
со t-~ t^ i-~ см
— — CM CO LO
7""> V~
tN Ю IQ К
' Ю CO CO CM
' -<+ ^ со ~o
IO CO П
r^ —> см i*^ lo lo f-- "t* оч
см :m <m cm — — — о см см
— Г-. CM CO
см см см г~ со
О О CO CD О CD О 0J О <
cocoo occc
lO 1 .
1лЙОК-
6 942
3 596
2 001
1711
14S1
О О О lO О
ю о см см со
lo сп о lo о
поопк
i~- со lo -* со
—, C-j Co \fi lO
и ei 4ft
.-< ^ rH
[^ l^. 1^. CO —
CM CM CM CM 00
смссотса
CM C3 t^ ■<*> CM
ЙОООО
со -г ■* iO см
Ю О lO О ^t-
О ■* Г-, — t-.
cv CM — —
'O ts OO Oi Q
^ e« p fl
COCO -f ОС ■*
COCO CM t^. CO
en см — oo см
cconciTt
— — CM ■<*>
CD О LO О О
CM LO 1^ CM IO
[^ LO CM ■* С
*-ч Cm CV^ "SJi lo
if s я и ei
iH ^ w-* i-| -H
t~~ r~- i-- r~- r^-
CM CM CM — —'
с cd см со -a"
t-. СП CM ■* t^
iO О LO С LO
■* ■* CO CO CM
LO О LO О "-О
—' CM COCO-*
CO t^ 0q Cn CO
w-* wH
— см ci см
iC CD LO О
-CDC4C
ОСГ5 ■* lO
ООСДО
CM CO CD-*
.50 020
89 000
173 550
Перемычка
--, См cvj m,
cn oi cm cm
1
150,2

Продолжение табл. 14
50
51
52
53
54
55
56
57
58
6 495
3 870
2 300
2 300X0,5
6495
260
155
92
4G
260
4,3
3,3
3,3
2,4
0,8
14,1
1570\0,5
4 195
2 625. '0,5
2 625
32
168
53
105
Стояк 8. //р=457,05 /сГ/ж2, R
V2 0,38
У, 0,23
V, 0,14
V, 0,009
i/г 0,38
2.4
3.3
2,4
3,3
Невязка
Яср. уд = 16 К/7**
18
6,8
2,6
0,53
18
77,4
22,42
в,*8
1,27
14,4
457,05 — 430,28
457,05
II этаж. Ир= 45,4 кГ/м1
Va
0,048
0,29
0,22
17,67—45,4
Не )язка г=—: 100=
40,4
Ш эта ж. Я,,-61,54 кГ/м-
Va
0,08
0,15
0,8
3.3
124,07
100 5,S
0,53
24,75
25,28
1,92
10,89
12,81
2,64
0,98
0,234
7,2
0,12
4,19
0,32
1,12
14
19,7
5
5
15,3
19,7
141,84
13,2
4,9
4,43
141,84
219,24
35,62
13,48
5,7
156,24
4,48
Mi
- J 306,21 | 430,1
12
1,41
20,95
22,39
1,97
45,7
47,67
0,4
22,89
K»,08 | 22,89
Избыток давльнии 61,54—22,89
38,65 кГ/м2 погасить кранами двойной регулировки у нагревательных, приборов III этажа,
Стояк 2. Нр— 150,26 кГ/.Ф
25
26
27
28
3 630
2 15U
1 280
3 630
145
86
51
145
4,3
3,3
6,3
0,8
Vs
Va
Vj
V-2
0,2
0,13
0,078
0,2
5,3
2,4
0,75
5,3
14,7
Невязка - -
130,2(5 — 122,36
22,79
7,92
4,72
_4J_24
9,67
2
0?85
0,304
2
19,7
1
10
19,7
39,4
0,85
3,04
39,4
62,19
8,77
7,76
43,64
82,69 | 122,36
150,26
100 18,3% '25*,

Следовательно,
ЯРз = 0,5Я,ез ' Е (/?/ ,- 2)51 52 53 - (Л/ + Z)56;
Ярз = 52,44-2-0,5 + (35,62 + 13,48 + 5,7)и_и_ы -
^ (45,7)„ = 61,54 кГ/м\
На основании приведенных рассуждений можно вывести правило
для определения располагаемого давления Нр рассчитываемых
участков в левых полукольцах приборов любого этажа, принимая за
крайние точки всего кольца: вверху — крестовину на горячем стояке
рассматриваемого этажа и внизу — нижнюю крестовину на обратном
стояке.
Располагаемое давление участков левого полукольца приборов
любого этажа равно потерям давления в правом полукольце плюс 50%
дополнительного естественного давления, обусловленного
превышением нагревательных приборов данного этажа над приборами I этажа,
минус потери давления на рассчитанных участках левого полукольца.
При этом нужно иметь в виду, что участки подающего стояка
относятся к правому полукольцу, а обратного—к левому.
Ту же величину располагаемого давления мы получим, если будем
рассматривать малые кольца приборов данного этажа. Например, для
III этажа малым будет кольцо в—57—51—г—д—58.
При расчете участков 57 и 58 мы получили большой избыток
давления. Если на участке 51 принять диаметр 3///, то избыток напора
уменьшится на 25,4 кГ/м2, но все же еще останется запас давления 54%;
зато невязка потерь давления в стояке возрастет до 23%. Так как в
этом случае от регулировки не избавиться, оставляем диаметр участ-
ка 72"
Подбор водоструйного элеватора. Расход воды в
системе (? = 6 942 /сг/ч = 6,94 т/ч. Потери напора Я=1,23 м. Диаметр
горловины элеватора
4-ор = 8,5]/^- = 8,5 у f^T = 21,3 мм.
Принимаем элеватор № 3 конструкции Госсантехстроя. Фактический
диаметр горловины (1гор —25,5 мм.
Коэффициент подмешивания
Диаметр сопла
Требуемый напор перед элеватором
Нэ= 1,4(1 +а)2Я= 1,4(1 + 1,4)» 1,23 = 9,8 м вод. ст.
Избыток давления #=12—9,8 = 2,2 м вод. ст. необходимо погасить
вентилем на вводе. Схема теплового ввода изображена на рис. 21.
Подбор компенсатора. Тепловое удлинение трубопровода,
воспринимаемое компенсатором, на участке длиной 33 м по
формуле (27):
Д = 0,0012 (95 - 5) 33 =3,56 см.
130 — 95 , ,
а = = 1,4.
95 — 70
£-о_р_ = —^А^ = ю.б мм.
1+а 1 + 1,4
100

Принимаем отношение длины плеча компенсатора к его вылету
К = — = 0,667.
Допускаемое напряжение на изгиб [RK] =700 кГ/см2.
Модуль упругости
Е=2- 10е кГ/см2.
Условный проход трубы на участке, где ставится компенсатор,
11/г", наружный ее диаметр 48 лш = 4,8 см.
Рис. 21. Схема теплового ввода
/ — подающая магистраль из тепловой сети; 2 — обратная
магистраль из тепловой сети; 3 — подающая магистраль в систему
отопления; 4 — обратная магистраль из системы отопления; 6 —
грязевик; 7 спускная из грязевика; 8 — манометры; 9 — термометры;
10 -ручной насос; 11—элеватор; '2—водопровод; IS — раковина;
14- водомер; 15 обратный клапан
По формуле (26) определяем вылет компенсатора
700_ 1,5-3,56-2-108-4,8
^(1+6-0,667)
откуда 1\= 135 см= 1,35 м.
Длина плеча /2= 1,35 ■ 0,667=0,9 м. Длина участка 5 / = 9-Н,35Х
Х2=11,7/1.
Пример 28. С учетом теплоотдачи трубами определить поверхность
нагрева приборов помещений, обслуживаемых стояком 8 двухтрубной
системы отопления (см. рис. 20), если /н=—30, /в = 18°С.
Расчетные параметры воды ^г=95, t0 =70°C. Высота помещений
в чистоте равна 3 м.
Нагревательные приборы типа Н-150А установлены в нишах.
Поверхность одной секции /экм = 0,28 ж2.
Решение. Участок разводящей магистрали между главным
стояком и стояком 8 короткий, поэтому скорости воды в нем большие и
охлаждение воды на участке будет незначительным. На этом
основании принимаем температуру воды, входящей в стояк 8, равной 95°С.
При длинных участках магистрали нужно обязательно определять
падение температуры воды по участку, потому что снижение
температуры может доходить до 2 —3°С и более. Так, в нашем случае
температура воды, входящей в стояк 7, с учетом попутного охлаждения
составит 91,8°С.
Температуру воды, входящей в приборы, подсчитываем с помощью
приложения I. Падение температуры воды учитываем только в горячих
стояках и подающих подводках с целью упрощения расчета.
Теплоотдачу обратных подводок принимаем равной 50% от теплоотдачи
горячих подводок, температуру воды в обратном стояке 70°С. Такое
упрощение не скажется на результатах расчета.
При подсчете учитывается, что в помещения № 314, 214, 114 тепло-
101

I I I I
CN CO CM
r-— l~-
"?" ^" C^
CD CM-*
o'o~-
3g£
о
COO
t^ 1^ 1^
CO CO CO
О О О
M-OCN
см о—■
so
I s
CM
о
о- ! I
I I
1^- -*
"# CM
- I I
CO
CM
[ CO"
о
со
CO
-4"
i— CO ОС
ooc*
со en — i^
CO CM I —' I —
о ^r I см
CO CM
о
iO 'N i""> CM
noon
Зс?см=Й
CM
CM
to
СП
CD
iC
o*
О
ic
I 3
I I
~ a.1
_ — о
IO «3 >— <-> с
с
ЙЙ5Й
CD Ю CM О
1^ t^ 1С 1^
CO CO CO CO
CN
I
CD
CO
II
c.
-+
О
ч-
o
О О l^ О
•* CD CM
cmoco —
el ci cl ci
_ о
. К 1
О &i
Q.
•nC\|00 . S
«5 «S «3 . ■ n С
5? S
- I I
X) CO
- I CN*
О l^.
I'M
о
I Й
IO 1С
CO
о
I I
>OCO ■*
-CD CD CO
I I
CD CO
iO 1С
- ! I
— I О
CO
Ю Ю OO
- I - I
— — I CM
CM
CM CO CD
О CD ->*■
3CCO
ГО CM CO
о
X
со
CD
иск
■ С ^Г О
kf CN CO
l^. 1С l~-
CM
CD
со
to
о
с*
CD
1С
СП
О
I»
+
СЛ
-co
о
CM
r> °«-
Ю _ *
О II о
_w И О
CD ^= О
CO
I --
CN
O'er; l>- Ci
SO CO
CD O
n.1
с с °
s
- О =■
с
-- I
о '
ел.
I I
I m
CN CO
o.
О 0?
Я С VD _
. s =
C-' i—i f*
102

отдача происходит за счет стояков и подводок, а в помещения № 313.
213 и 113 — только за счет подводок.
Данные подсчета сведены в табл. 15. Исходные данные,
помещенные в графах 2, 3, 4 и 10, взяты из расчетной табл. 14. При заполнении
графы 4 учитывается длина труб, находящихся в помещении, за
вычетом толщины перекрытий.
Величины М, Д£пр и tr определены по формулам:
Л t Qt . a t vnp .
At = -pr . Д'пр -= — >
G G„p
где t^—температура воды, входящей в прибор (графа 5).
Методика расчета теплоотдачи трубопроводов подробно изложена
в примере 20, и поэтому здесь не приводится. При определении полной
величины теплооттачи QT и полезной Q, руководствуемся указаниями
§ 6. Окончательные расчетные тепловые нагрузки приборов получаем
в результате вычитания величины Qn (графа 14) из нагрузок этих
приборов, взятых со схемы рис. 20.
Расчетные нагрузки и температурные перепады приборов
помещены в графах 9 и II. Расчет ведем по формуле (20) без поправочных
коэффициентов, так как Pi=l, (3>=1 и р0= 1 -
Число секций в приборах определяется по формуле (23). Ход
расчета виден из табл. 16.
Графы 1, 2, 3 табл. 16 заполняем данными из табл. 15; &,„„ берем
ш приложения V.
Таблица 16
№
помещения
1
314
313
214
213
114
113
Q
пр
в ккал/ч
ч
12S2
1074
622
С25
1048
951
D "С
3
62,9
65,3
63,4
64,1
60,5
62
К
экч
в ккал/м'-
ч С
4
6,7
6,8
6,7
6,7
0,7
6,7
F
экм
В М-
5
3,05
2,38
1.46
1,46
2.59
2,3
13,24
экм
в ж'
6
0,28
0,28
0.28
0.28
0,28
0,28
Коэффициент
тбапки на
число секций
7
1,02
1,02
0,95
0,95
1,02
1,02
Число
секций
8
11
9
5
5
10
9
При подсчете поверхности нагрева приборов без учета полезной
теплоотдачи труб мы получили бы перерасход приборов на 16,7%.
Пример 29. Произвести гидравлический расче1 ветви двухтрубной
системы отопления с нижней разводкой (рис. 22) для трехэтажного
здания при высоте каждого этажа 3,3 м (от пола нижележащего до
пола вышележащего).
Система отопления приключается к наружной тепловой сети с
помощью элеватора. Разность давлений в горячей и обратной
магистралях составляет 1,2 кГ1см2. Параметры теплоносителя наружной сети
130 и 70е, в системе отопления 70 и 95°С.
Решение. Схемы, изображенные на рис. 20 и 22, отличаются друг
от друга только разводкой магистральных трубопроводов. Поэтому
подбор элеватора и компенсатора, сделанный в примере 27, остается
в силе и для нашего примера.
103

-
4-
I
^g-^
-r V:
8 E
* s
I *
I *
Ъ*
Г/«if»)
о
X
О
К
5
о
I-
о
2
о
со
ш

А. Особенности расчета системы с нижней разводкой
1. Расчет больших циркуляционных колец производится через
приборы I этажа. При расчете этих колец надо стараться полностью
погасить давление, развиваемое насосом.
Естественное давление в кольцах приборов I этажа так же, как
при верхней разводке, не учитывается, так как оно идет в запас.
2. Естественное давление участков стояка, обслуживающих
приборы верхних этажей, в отличие от системы с верхней разводкой
расходуется не только в обратных, но и в подающих стояках.
Гидравлический 'расчет главного циркуляционного кольца,
проходящего через приборы I этажа стояка /, приведен в табл. 17.
Коэффициенты местных сопротивлений определены так же, как и в
примере 27.
Потери давления в главном циркуляционном кольце составляют
1032,12 кГ/м2. Добавив 10% на неучтенные сопротивления, получаем
требуемое давление в системе, которое должен создавать элеватор.
Эго давление равно 1135,3 кГ/м2, или 1,14 м вод. ст.
Требуемый напор перед элеватором
Яэ = 1,4(1 +afH= 1,4(1 + 1,4)2 1,14 = 9,2 м вод. ст.,
где а — коэффициент подмешивания, величина которого взята из
примера 27.
Избыточное давление ДЯ=12—9,2 = 2,8 м вод. ст. необходимо
погасить вентилем на вводе.
Переходим к расчету стояков. Возьмем для примера стояки /, 2
и 8.
Стояк /.II этаж. Располагаемое давление, развиваемое
насосом для участков 23, 24 и 25, обслуживающих приборы II этажа, равно
потерям давления в подводках у приборов I этажа (участок //), т. е.
6,36 кГ/м2. Кроме того, в участках 23, 24 и 25 действует
дополнительное естественное давление, обусловленное разностью высот h
приборов II и I этажей:
Я,.е, = Л (77о - Ъь) = 3,3-15,89 = 52,44 кГ/м2.
Располагаемое давление
#Рг = 0,5Яа.с, + {Rl + Z)u = 0,5-52,44 + 6,36 = 32,58 кГ/м*.
Потери давления на участках 23, 24 и 25 составляют 29,65 кГ/м2. Не-
.42,58—29,65
вязка 100=9%.
32,58 /0
III этаж. По аналогии с циркуляционным кольцом приборов II
этажа располагаемое насосное давление равно S(/?^+Z)11 = 6,36 кГ1м2.
Дополнительное естественное давление, обусловленное разностью
высот приборов III и I этажей:
Я;.е, = 2/г(т70 - Т95) = 6,6-15,89 = = 104,88 кГ/м*.
Располагаемое давление Яр для циркуляционного кольца приборов
III этажа
Яр = 0,5Яд.Сз + £(#/ + Z)u = 0,5-104,88 + 6,36 = 58,8 кГ/м*.
В кольцо а—б—в—г—д—е приборов III этажа входят участки 23,
26, 27, 28, 25. Но в участках 23 и 25 потери давления уже подсчитаны.
]().>

следовательно, их нужно вычесть, чтобы получить величину
располагаемого давления, тогда
ЯРз = 0,5 Яд.е,+ Е (/?/ + г)и - Е (/?/ + z)23.25 =
= 58,8 - 25,42 = 33,38 кГ/м2.
Этот же результат можно получить иначе, а именно: к 50%
дополнительного давления, обусловленного разностью расположения
приборов III и II этажей по высоте, нужно прибавить неиспользованную
часть напора в кольце приборов II этажа на участках 23 и 25,
являющихся общими с кольцом приборов III этажа.
Тогда
Яр = 0,5-52,44 + [32,58 - (12,71 + 12,71)1 = 33,38 кГ/.и2,
где 32,58—располагаемое давление в кольце приборов II этажа;
{12,71 + 12,71) —потери давления на общих участках.
Потери давления на участках 26, 27 и 28
Е (Rl + Z) = 30,53 кГ/м*.
Невязка 33'3?Г^-53 100 = 8,5%.
33,38
Стояк 2. I этаж. Так как естественное давление для приборов
I этажа не учитывается, то потери давления на. участках 10, 11, 12
являются располагаемым давлением для участков 29, 30, 31 стояка 2.
HVl = E(tf/ + Z)10ilIiI2 = 117,29 кГ/м*.
II этаж. Располагаемый напор Яр равен 50% от естественного
давления, обусловленного разностью высот приборов II и I этажей, плюс
напор, развиваемый насосом, минус потери давления на участках 29,
31. Участки 29, 31 являются общими с кольцом приборов I этажа.
HPt = 0,5 Яд.£, + Ян - Е (Rl + Z)2ff3l =
= 0,5-52,44 + 117,29 - 87,28 = 56,23 кГ/лР.
III этаж. Располагаемый напор Яр равен 50% от естественного
давления, обусловленного разностью высот приборов III и I этажей,
плюс напор, развиваемый насосом, минус потери давления на
участках 29, 31, 32, 34. Участки 29, 31, 32, 34 являются общими с кольцом,
проходящим через приборы II этажа
Яр, = 0,5Яя.еа + Я„- Е(Rl+Z\gЗЛ32И =
= 104,88-0,5+ 117,29- 110,66 = 59,07 кГ/м2.
Наименьший запас давления в кольце приборов I этажа, равный
25,02 кГ/м2, создается за счет работы насоса и является общим для всех
колец стояка 2. Если его погасить, прикрыв вентиль у основания
подающего стояка, избыток давления снизится для колец, проходящих
через приборы I этажа, до 0, через приборы II этажа — до 14,6%, IH
этажа — до 57% •
Неиспользованный напор в кольце III этажа необходимо погасить
краном двойной регулировки у прибора.
Стояк 8. I этаж. Располагаемый напор без учета естественного
давления равен сумме потерь давлений на участках 4—18, не
являющихся общими с циркуляционным кольцом, проходящим через
приборы I этажа стояка 1.
ЯР1 = Е(#/ + Z)4_l8 = 424,08 кГ/м2.
106

Приняв диаметры участков 37, 38, 39 равными '/г", получим потери
давления 338,06 кГ/м2. Невязка состапит 20,2% <25%.
II этаж. Яр„=0,5 Яд.е2+Ян— Z(R/+Z)e7i39 = 0,5-52,44 + 424,08 —
— 334,08= 116,22 'кГ/м2.
III этаж. //р^О.БЯд.е. + Я,,—2 (R/+Z) 37. аэ.40. 42 =0,5-104,88+
+ 424,08—416,1=60,42 кГ/м2, или иначе
Яр, = 0,5 Яд,2_3 + [ЯР1 - £ (Я/ + 2)40>42] =
= 0,5-52,44 + 116,22 - 82,02 = 60,42 кГ/м2.
Как видно из табл. 17, общий избыток давления у всех -приборов
равен избытку давления у приборов III этажа, являющемуся
минимальным. Если этот избыток, составляющий 18,70 кГ/м2, погасить
вентилем на подающем стояке, запас давления снизится в малом
кольце, проходящем через приборы I этажа, до 15,8%, II этажа — до 11,7%,
а III этажа — до 0.
При большом избытке давления можно было бы у основания
подающего стояка поставить дроссельную шайбу, по в данном случае
это будет нецелесообразно. Действительно, диаметр шайбы при Д#=
= 18,7 кГ/м*
<*ш = 2 \ -ддг = 2 | -rg-^ = 15,4 мм.
Проход в трубе сузится всего лишь на 15,75—15,4 = 0,35 мм.
Все данные расчета стояков 1, 2 и 8 сведены в табл. 17. Может
показаться странным, почему при расчете колец приборов II и III
этажей мы принимаем не 100, а 50% естественного давления, хотя
циркуляция в них в отличие от систем с верхней разводкой происходит в
основном за счет этого давления.
Если бы мы приняли 100% от Het то при высоких наружных
температурах это давление стало бы ничтожным в сравнении с расчетным.
Подача воды в верхние этажи при высоких наружных
температурах осуществлялась бы в основном за счет насоса. А так как напор,
развиваемый насосом, остается постоянным в течение всего
отопительного сезона, то количество воды, циркулирующей в стояках,
значительно сократилось бы. Это легко подсчитать, пользуясь формулой
Если же принять при расчете 50% от Ие, то колебания расходов
воды в системе и стояках уменьшатся, что обеспечит большую
гидравлическую устойчивость системы.
Пример 30. Пользуясь графиком Л. Ф. Офицерова (§ 11),
произвести гидравлический расчет ветви однотрубной системы отопления
трехэтажного здания (рис. 23), питаемой от наружной тепловой сети
через водоструйный элеватор. Напор, создаваемый элеватором, равен
1 м. Параметры воды в системе 95 и 70°С, в наружной сети — 130
и 70°С.
Подводка к приборам выполнена напрямую без уток.
Решение. Расчет ветви приведен в табл. 18. При расчете
замыкающих участков коэффициенты местных сопротивлений тройников и
крестовин взяты по данным б. ЦНИПС. Коэффициенты затекания приняты
по графику (рис. 16).
Общие потери в системе с учетом 10% запаса составляют
799,96-1,1=880 кГ/м2. Естественное давление определяем приближенно
по формуле (31)
Яе = oJi {tt - t0] = 0,425-8,5 (95 - 70) = 90 кГ/м\
107

+
N
as
cu
c-4
i
^»
1
в:
d в дюймах
Ч
CO
f
CQ
o
Й
T
*->
<M
О
CD
CO
•V
TO
CM
-
Ю CO О СЧ СО Ю ■* О CI Ю CO — CO i*5
тчсОШОЮ— CD t>- h~ CO — Г- CD — ЮОФООПОО^
05iOiDCOQOCN'^'4-COC73CD—CO-^-^-C^—-CO-^-tN-*-^-
CO CTi CD -3- Ю CN — —> — CN GO — — — CMCOtj-iOOO-^CS
CO id COCO
CD CD CO CN CO CD CN
CO CD CD СЭ CO
tO ^f to — iO
CO*— CD
CNCD — CNCOtOCDiO
■Ч-СО — t^iococsc»CMcDM-cMtMO)CNcoir3t^o>C''*a>
—«CDCO — — 1" — ю — —
CO CO Г". Г~» 1С
CO —CO
CO — CN CN — CD CN
-3-
tO — CO CO to
со-- см
CN CD —• CN <M —» CD
^oa^r^tococNcNcN — ocncncncncoioi^-сло-з-со
Ю OS CN CO CN Ю
t^. OO -rf CN Oi СТ5 CD CN CN 00 CN СП Si Ol O! ■* OOCNO:
f^LOlOWCO-iCN — rC-HCl — CNi-iOOiOlOrti-iO*
cncoco rot —• — — — —■ со —— — — cnco cococo
*"4
Ш
о
t-<
и о
ЮСО CSNNNOOOON CO ЭЭ 1- r^. r^. CN niO
иЮЮксгем- — со — о ю со — — cn со to r— тлюь
Q,
CD
3"
81
498
!
_, ю со ю
a-tin«OONN— CNiOK-*CJ — NCNKmin-t-H
.CiO'S-TrcOCOCNcNCNCN — OCNCNC4CNCNCOCO'3'--i-tOiO
=0000000000000000000000
о
« n ei e* о
q n ei № ei ri
^■COlON—Nr-NCOMCNNMNNNNNIOCOOO
CN
CO
CO
to
CO
Ю
•--I 'N
со
О Я;
I-
CN
CO
— CO —
I-~CN b-
CN -3- CN
I—* —M
CN ЮСМ
Ю CO Ю
-а- о-*
OO —'CO
CN CNCN
— o—<
to о »o
CN OCN
CD COCD
—^O —
c'cTo
* « *
n —i «
со м" со
CO CNCO
29,05
13,39
I
1
16,2G
I
1
1
о
CN CS — — — CN CN CN СЧ 00 —' CO CN CN CN CN — — — CD CN О
■CCC'^'OOtMCOtOliOCil'OOCNCCtOOtO
CllOONtCNC:i-~4'CN ~i — .- ^ „. ^. ^ ^ .^ ,-, ,-,
сч-* t-
CDCOCN — —«.
-OltN-tNOiOOO
.---ClWcDrf
юсе о
О -З- СЛ
OCC^COOinOCiCCCi^O'OOnOOO ЕГ
lOC(NCICOCO-l''}'I^CNK'MlO-3'4TOnC4CNCO ■=
lOOOiCOnCCOttN^CiOCiOOiCCOlLO „
nciorotvo*r>^r^"N--s-;fobnocT:co f,
г-~.сою«*сососч — — -^CNrocctincoK ^
'-4CNlC,Cj'4blO-Otv,CDC^,C2>>~,C>lCv2,!t-tOVCir^OO<J><a--iCN
teess
CM CN C\j
OS

cu
о
О
с;
"
ел
га
■л
pi
ск
m
О)
X
к:
со
со
СО
со
II
О
а;
*
га
н
m
~- О!
CM I^O
■<J-OCt--
t-~CD
О CD -*
^-CDCD
СО
то":
см
см ос
сясмео
со со см
о~о —
2,G4
2,04
11,22
ОО СО Tf
с о" со"
0,089
0,081
0,16
30,53
14,63
1
1
15,9
1
1
■Ч-СЯМ-
ОСЛО
СО TJ-CO
■* ■*
Т1"
СП СМСЯ
со со
l^. I-»
еяежгя
-г
о
СО
см о см
■* nt
см см см
■* см ■*
t-~
см
см
ел
~
оэ
1
1
t^
о
к!
<=~~ СЯ
щ -см
-CN .
га ьй"
ИК ||
П ОО.
шО -
ь_1 га
m
со гСсо
щ о ю
t^.
см осм
осо
СО-* СО
СО СМ СО
см г--о
СМСГ> —■
О — СО
»^ 1—»
00 СМ СМ
г> смея
о —со
—О "3-
in
со
-
1П
см
см
—'
CD
1
CI CI CM
i-Н iH iH
ЗО CO
occo
1
о
Tf
gss
33 S
§11
о oo
CO ООГО
CD CM CD
CM
o
c-i
5!
с
SS? «
V -
„со
ёЙШ
со ||
cmS^
ra V .
м *
m я
я ^
CJ s
I!
юсом
ея — ся
о о о
•*!-:"*
см t^cM
-
ея ося
оосмес
_
см осм
-* lO *^
.— О—-
о оо
N fl О
т-1 I-* ч
1
со
см
•>
ся
'—
1
1
1
1
а -2.
оо'з
оо *
СОЯ.
«S
&||
О о.
га .
° СП
н
3 —
о
см
—
0,09
CD
СЯ
сясо ея
со ел со
см см
оо
-*
CN Г^<о
Оо CM CSJ
См с*э СГ)
cnj cv, -ч,
109

9
Ю
СП
со
С.
О
с
•ji
о
о
СО
К
О
Н
Si
со
о
-#СО
сося
1-СО
■^•со
vf-CO
COCN
со
t^.
(M CN
cs —
«#
CNCN
t-^O
t? —
Tf-4
■*
CN
CO
in
-d-
OO
,—I
Tt
t^.
cn
1 '
CN
l~-
•r
T+«
CO
О
CO
ro
CO
CO
■--i
~
CO
о
CO
1
1
1
en
cr>
CN
CO 1^
CO О
СО
со
№
m
CN
V
ЙР
о
CM
CN
CN
О
'—'
" '
II
- к
<^o
— <N
ooo
,_i , «
-*t
CO
cc со
Ю —
Ю CN
Ю
CN —
■—i i—•
COO
>— ЧГ
«# Tt"
LO О
CN
О
ч—l
•&
to
l.O
m
CM
1—'
CO
-*
Ю
CM
■«f
CO
CO
CO
CO
LfT
CM
CO
1
1
1
1
CO
см
^,
о
m
си
CN О
о* о
•о
см
8?
LO
CN
Л
а?
со
п;
со
о
о
to
СП -*■
СМ —
Г~1^
-*
-f iO
Р. К
ою
СО
ю г^
,—»
СО ТМ
CN СО
"О
о
со о
о —
СП
CN
1^
■ф
к
со
lO
со
CN
СП
со
о
О»
|~-
•*
■ч*
Ч"
СО
со
1
1
3D
со
СО
CN
со
о со со
— о —
л
со
се
X
BJ
о;
а
и
И 1-1
СО
OCN
СО
о*
СО
со см
со
СО
со
COCN
со
со
осо о
СО Tf CD
CN CN
to
о о
со —'
„ см — 12
lO _ч I СТЭ
О) _i_li tJ>
2х
Г>. Од
сооз
ел
СО
COCN
СО СО
со
to
lO
. .со
£ot^
Ю it. ., Ю
СП СО И CTi
^ д Л —
СО л
vOCO
ою
, ,
с^
ю
~1
СО СО
•п"*
см ,
со f
CN12
0*3 "»<
\Р V>
7
о
X
ю
о
СМ!
СО
CN
LT5
\t«
по

где h — в данном случае расстояние от горизонтальной оси верхнего
прибора до элеватора.
Так как система отопления насосная, учитываемое естественное
давление
Яе = 90-0,5 = 45 кГ/м*.
Требуемое давление на вводе с учетом Яе
Н = 880 -45 = 835 кГ/м2.
Расход воды в перемычке
~ 193 550 193 550 „С1Л
G = — ^4510 кгч.
95—70 130 — 70
Подбор элеватора и компенсатора показан в примере 27, поэтому
здесь его не приводим. Располагаемые напоры для стояков 2У 5 и 8
приняты равными сумме потерь давления на участках главного
циркуляционного кольца, не являющихся общими с кольцами этих стояков.
Условимся обозначать тепловые нагрузки, коэффициенты затекания и
расходы воды для правого и левого приборов и замыкающего участка
соответственно через <2Л, Q.,, а,„ ал, а3, Оп, <?, и G3. Будем считать приборы ле*
вый и правый ото отношению к стояку, если смотреть на .него из помеще-
|'ИЯ.
Стояк /.
QCT = 7420 ккад/ч; Сст = -^- = 297 кг[ч.
25
Так как подводки к приборам не типовые, нужно подсчитать
поправку к коэффициентам затекания. Диаметры подводок г///.
По формуле (39) поправка для типовой подводки d=3U"
Для правого прибора
1;^= 1,6-2 + 2 + 2 = 7,2,
где 1,6 — суммарная длина подводок;
2; 2; 2—коэффициенты местного сопротивления: СЭ1Ш трубы rf=3/4",
крана и прибора;
/(=1,146.
Для левого прибора
Г;г'ф = 2,4-2+ 1,5-2 + 2 + 2=11,8,
где 2,4 —суммарная длина подводок;
2; 2; 2 —значения те же, что и для правого прибора;
1,5 — коэффициент местного сопротивления отводов; /С=1.
III эта ж:
Фп — <3л = 1 350 ккал/ч. Принимаем верхний и нижний узлы
диаметром 1Х3/4Х3/4"-
Из графика (рис. 16) а=0,245.
а,', = 0,245 • 1,146 = 0,281; ял = 0,245;
а, = 1 - (0,245 + 0,281) = 0,474.
112

Расход воды:
в правом приборе G„ =0,281 - 297 = 84 кг/ч
» левом » G_, =0,245 ■ 297=73 »
» замыкающем участке С, =297—(84 + 73) =140 »
II этаж:
<2„ = С2л=Ю85 ккал/ч. Верхний узел lX^XW, нижний —3/4Х
Х3АХ3/4". По верхнему узлу а = 0,24. Но так как нижний узел
отличается от верхнего диаметрами, к коэффициенту затекания вводим
поправку /Сь которую берем из табл. 12. По интерполяции A'i = 0,87
(.при о<0,2 м/сек).
Тогда с поправками
а'„ = 0,24 • 1,146 • 0,87 = 0,239;
а', -0,24-0,87- 0,208;
аз - 1 - (0,239 + 0,208) --0,553.
Расхот. воды: G„ =71 кг/ч; Gn =62 кг/ч; G^ = 164 кг/ч.
I этаж:
Qn = Qa 1275 к/адл/ч. Верхний и нижний узлы */« ч Уг 3/"4> я,--0,295_
7„ = 0,295-1,146 = 0,338; а, = 0,367.
Расход воды:С„=87 кг/ч; С?, = 100 кг/ч; G3=110 кг/ч.
Стояк 2.
Qcl = 3630 ккал/ч; Ссг —' ~ -= 145 кг/ч. Принимаем все узлы стояка
равными '/гХ'/гХ'/г". Общая тли на подводок к прибору 2.4 м, диаметр
2
\\ест.ные сопротивления: кран и прибор Е^пр = 2,4 ■ 3 + 4 + 2= 13,2.
Разница между 5£Пр и Е'11ф мала, поэтому поправку не учитываем.
Ч?"
Ill эта ж:
II )таж:
I этаж:
Г.тояк5.
III j т а ж:
QA - 1 480 кка г/ч; а.л =- 0,305;
Gt = 145-0,305 44; С, 101 кг/ч.
(3., 870 ккал/ч; а, =0,288;
G, = 145-0,288 = 42; С, =103 кг/ч.
Q, =1280 ккал/ч; а, = 0,3;
С 145-0,3 =44; G, 101 кг/ч.
QlT 495 ккал/ч; GCT - 260 кг/ч.
Q„ 1 145 ккал/ч; Qt =1 480 ккал/ч.
Верхний и нижний узлы 3/4X7гX^h". Суммарные цлипы подволок
к правому прибору 3 м, к левому--2 м.
s Лак. 223 m

га
N
+
Ю '■£> 30 — СО Щ
СП I- »~- ОМ 1С■ —• CD Г-
г- — сп—'О w -1-го
*
N
i-"» to со CD "О
~-М~-СЧ»^сС;с>сч
Г~. и ГС — 30 ШО)
so *~-;о — Ю"гсл — u-ir-cn
О со *Jt" "■*■ сч ее — ссэог^ос
CD »—■ — — CN — СЧ СЗ ■* СЧ
г-.оо — счтэтосчсЧсч
N
— to« — со — — — —
СЧ со
с-^ сч со о
сч;е>;с;>псг)о-*с»
то cncmcvco —сч*--счг--со
зо ~- ее? ^- сч
сэ
СЛ
о"
Ci
ГО
ш
со
со
—
•о
по
юст>
сч —■
СО Ю "* iO -Г ОС —
со
ель ^
». _
iOtT
-Г
СЧ СЧ
^•о
см
1 -
-г
-3-
|Ч
-*
— —СО
о
- -
1 -.эсч
— ■*
_ __^_^
-
1 -* i-
1 - -
— -ч-
ОС
сч.
СО
■.эсч со
— f об
с4» — сч с-
*в — Ю СГ> -О СЧ
1-.СЧСОСЧ.— СОСЧСЧСЧ
с" . —■
ъ
о
I-
D
а.
•г
8Г
Л ■"" СЧ
П Tf С) СГ СС СЧ
«j С5 — СО «— СМ —
ГССЧ—■ СЧ
1^ J-*l "^1 i^ »i^ ^— 1™ чД" f~
СЧСЧСЧСО.— C4COC4l-~.iO
•О сч СП lO О Tf
""■ СЧССЗСГ. СП1--*3*1Г —|-~
■ -- —CS — 00ОС5 00С0ОЮ
|~- — — — — гос^
сч сч it ■**■ г~
— г- I ос | -ч- оо
— о о —"csT
сч
|П "О Ю
— О СЧ СО |~-
Г- О ■+ О т}- — CJ
— — "О
Г- Г- СО Ci Г Г- СО СО
CD CD — — О СЧ — — ГО
'■i со ос l^- f- С Or-- Г~~ Сч
i: со — — ^О-■ — Olfla-
tH
о
н
— — — iT" ™ I
о
СП i~C4CCi— —
ю in сч сч — сч сч с
ооооооосо
сч ^- n ее : I * ю
сч сч сч сч — сч ■_ j i ir
сооооооооо
О СЧ UO ГО -+ 1~- -*■
— — . 1 -4 — СЧ
эоосоэо
о
^^ Л а « ч?
— СЧСЧСЧСЧСЧ—— — —
1 Г~- Г"- Г"- СО
СЧО — — — СЧСЧСЧ СЧ
-ГС". О-З-ЭОСЧОСГ;-!-
t ~ СТ. О I-. ■* СЧ CI Г^ М4
Г-ЛСЧ— ——
РН »* •* 14
— — .-.— СЧ ~Ч CN С\| СЧ СМ
П « СП г* Я
1Г>Ь-
Т}ЧГ" U 30
— О СЧ "-Ч О I -
СЧСЧСЧСЧ — ~ — ,2 СЧО
.J:(M-Ncoi-.m
■^f L~
i~.cz; I— ti^ — ' -
a ^f cite с — ел
сч — сч — сч — сч
—1 — -~> СЧ со t^ ■*
ss§sssi!?gi s s§^:3^::ssr; s
dcl-)OicoiI)C)
OCTlCZSr^l^O'^l't-^ ■
CClinTrnnCN^t-
'ч^ЧЧ'ЧЧ)^1*)»'!
тГ О Ю О lO О Ю О С- Ю „
— — C4COCO-!J-OC-C£1 ^_
CJ
Г~.°0СГ,СЬ—. tNCo^lOCO
•-■•-•'v.CNCN'CMeviCNCNiCSl
э о о
<М I С-1 I СЧ
■+ I-* l-t
1^ I- 1^
I
■ о» «ъ ч* <a <o
114

27,29,.
31,33
28,30,
32
3 630
145
101
10,7
0,5x3
Стояк 2. Яр = 160,87 кГ/jh»
0,21
0,15
6
3
64,2
4,5
68,7
2,2
1,12
39,4
3,03X3
87,47
10,18
151,67
14,68
97,65
166,35
34
35
36
37
38
39
40
6 495
6 495
6 495
6 495
Невязка 3,4%
L т о я к 5. Нр— 245,77 кГ/ма
260
87
260
94
260
98
260
4,3
0,5
2,8
0,5
2,8
0,5
0,8
S/4
V.
3/4
ч*
»и
42
V.
0,2
0,13
2
14
2
145
0,37
3,8
2,4
3,8
2,7
3,8
2,9
18
16,34
1,2
10,64
1,35
10,64
1,4'
14,4
56,02
2
0,85
—
0,98
—
1,05
6,82
-
13,7
14,26
12,4
10,53
19,7
27,4
12,12
—
12,15
—
11,06
34,35
43,74
13,32
10,64
13,5
10,64
12,51
148,75
197,ОН
253,1
Невязка 3 %.
Стояк 8. Яр = 339,37 кГ/м*
41
42
43
44
45
46
47
6 495
6 495
6 495
6 495
260
97
260
167
260
167
260
4,3
0,5
2,8
0,5
2,8
0,5
0,8
0,2
0,145
0,37
0,245
0,37
0,245
0,37
3,8
2,8
18
7,5
18
7.5
18
16,34
1,4
50,4
3,75
50,4
3,75
14,4
140,44
2
1,05
—
2,99
—
2,99
6,82
—
13,7
11,46
—
3,46
—
3,46
19,7
—
27,4
12,03
—
10,35
—
10,35
134,35
194,48
43,74
13,43
50,4
14,1
50,4
14,1
148,75
334,92
ел
Невязка 1,3%

Подвскки не типовые, поэтому необходимо проверить, требуется ли
вкодить поправочный множитель к коэффициенту а
Правый прибор И:1ф -=3-2 2 г 2 = 10; /Сп - = 1,05.
Левый прибор Е^пр = 2-2 1 2 4- 2 = 8; Кя ~= 1.П5.
ап- 0,303; од = 0,31;
^ = 0,303-1,05 =0,318; ал = 0,31-1,115 = 0,345;
G„ = 260-0,318 = 83; G„ = 260-0,345 90,
G, = 87 кг/ч.
II этаж:
Qn = 694, Q, 876 /с/сал/ч.
Верхний и ИИЖ.НИЙ узлы 3/4Х '/гХ3//';
а„ = 0,292; а, 0,298;
?,',= 0,292-1,05 -0,306; ^ =0,298-1,115 0,333;
G„ 260 ■ 0,306 = 79; G, = 260 - 0,333 = 87;
G, = 94 кг/ч.
I этаж.
Q., 1020; Q, 1280 /с/сал/ч.
Верхний узел 3Д ^/гХ3//'- нижний —VaX'/aX3/*"- ап =0.3;
ад -0.305.
Так как диаметры узлов различные, по табл. 12 вводим к
коэффициентам затекания поправочный множитель /(i = 0,95, тогда:
/„=0,3-1,05-0,95 -0,3; < = 0,305-1,115-0,95 =
= 0,323; G, = 260-0,3 - 78; G, 260-0.323 = 84;
G3 98 /сг/ч.
( т о я к 6.
Qtl 6495 ккал/ч; GrT - = 260 кг/ч.
III этаж:
Qn =1 145; Qn =-1480 ккал/ч. Верхний узел ^Х'/гХ3//', нижний —
'/аХ'/гХ3//' Поправочный множитель Л тот же, что для стояка 5.
Кл. -0,95; 7„ 0,303; а, 0,31;
а,', 0,303-1.05-0,95 = 0,302;
"", 0,31-1,115-0,95 = 0,328;
Gn 260-0,302 78; G, 260-0,328 85;
G, 97 кг/ч.
II эт а ж.
Q„ = 694, Qj =876 ккал/ч. Верхний и нижний узлы '/гХ'/гХУг"
Для подвоюк d = 72":
/С., = 1,04; /С 1,1;
?;, 0,165-1,04= 0,172;
/', - 0,167-1,1 - 0,184;
G„ 260-0,172 =45; G, -260-0,184 18;
G, 167 кг/ч.
llti

I этаж:
<2п=Ю20; Q, =1280 ккал/ч. Верхний и нижний узлы '/гX 'Л>X'/г".
а„ = 0,167-1,04 0,174:
/', - 0,168-1,1 -0,185;
G, 45; С„ = 48; С, - 167 кг/ч.
Пример 31. Определить поверхность нагрева приборов стояка 5
[рис. 23). Исходные данные взять из примера 30. Температура
помещении /в=18, tH =—25°С. Отопительные приборы приняты типа
U-140 с эквивалентной поверхностью нагрева одной секции /экм =
-0,31 м2 и установлены в нишах глубиной 130 мм. Кровля здания
шиферная.
Решение. Температура воздуха на чердаке
Л, 0,9Г 25- (+18)] ' 18^-20JC,
: те 0,9 — 'поправочный коэффициент для шиферной кровли к
расчетной разности температур.
Разность температур теплоносителя и воздуха на чер 1аке
1Л — t4 95 - ( — 20) 115 С. К. п. д. изоляции yj = 0,7.
Определяем теплопотери труб на чердаке, пользуясь приложением
I и тлбл. 18. Данные расчета сведены в табл. 19.
Таблица 19
J 43-
тка
1
2
:j
4
5
6
34
й и но..
lilX
2
2
2
2
IV.
'U
м
.)
1
1 11,7
7
1,7
i,-
i
1
11")
иг.
11 Г»
11")
11Г)
11".
ккал/ч
5
210
240
210
240
201
111
1-
<>, i
0, 1
0,Л
о,;*
о,.1
0. i
|</Т "'
.396
-<60
.".04
«43
126
".7
С в кг/<
8
3 980
2 001
1 741
1 1S1
1 222
260
Д/ в °С
9
0,1
0,2
0,3
0,6
0,3
0,2
1,7
Температура воды в сгочке при входе его в помещение III этажа
доставляет 95—1.7 = 93,3°С.
Графы 2, 3, 4 табл. 20 заполняем данными, взятым!! из табл. 18 и
рис. 23. При заполнении графы 4 учитываем только ту часть подводок
н стояков, которая находится в данном помещении.
Расход воды на участках (графа 10) берем из текста примера 30,
соблюдая при этом условие, что к помещениям № 308 - Ю8
относятся правые подводки, а к помещениям № 307—107 — левые. Точный
подсчет теплоотдачи труб ведем по формуле (24). Чтобы определить
тепловые нагрузки Q,,p и температурные перепады приборов Д/пр
(графа 11), теплоотдачу обратных потводок учитываем предварительно в
размере 60% от теплоотдачи горячих подводок.
За начальные температуры /„ этажестояков, расположенных в I
и II этажах, принимаем температуры смеси воды в начале .этих
стояков по формуле
Сэ*к
1.(1.11 К. .О.II "*" ^Л.О.П li.ll.K.n
где G,, G,..,.„ и Gn.,,.,,
расходы воды в замыкающем участке,
левой и правой обратных подводках, в кг/ч;
117

Таблица 20
№
помещения
1
307
№
участка
2
34
35
Г. п.
0. п.
Прибор
d в
дюймах
3
Чг
зи
зи
—
1 в м
4
2,5
0,5
1,1
—
-
<н
'окр 1 н оь:р
в °С
5
93,3
92,6
92,6
—
91,7
6 | 7
18
18
18
~
75,3
74,6
75
~
Qnp = 1480
»т
8
74
58
73
—
—235=12-4
<зт= V
9
185
29
80
—
5
С в кг/ч
10
260
87
90
80-0,6
90
М
и
0,7
0,3
0,9
—
13,8
'к
12
92,6
92,3
91,7
—
77,9
а
13
0,5
0,5
1
—
—
0
14
92
15
80
48
235
—
Д'т
15
—
—
66,8
308
Точное значение теплоотдачи и температура обратной подводки
О. п.
Г. п.
О. п.
Прибор
Точное значение тепюотдачи и температура обратной подводки
207 i
3/4
3/4
3/4
1,1
1.3
77,9
92,6
91,5
18
18
59,9
58
74,6 73
Qnp 1145—152=993
64
95
90
83
95-0,6
83
0,7
1,1
12
77,2
91,5
79,5
0,75
1
48
95
57
152
—
—
67,6
О. п.
36
37
Г. п.
0. п.
Прибор
3/4
%
V«
%и
»/4
—
1,3
2,5
0,5
1.1
—
—
79,5
82,7
82,1
82,1
—
81,3
IS
18
18
IS
—
61,5
GO
90-77,
'i-мЗв —
64,7
64,1
64,1
—
Qnp = 876
63
51
62
—
—200=676
78
83
2-r-87-92,34-83-78,6
260
158
25
68
—
260
94
87
68X0,6
87
0,9
-=82,/
0,6
0,3
0,8
—
7,7
7S,6
82,1
81,8
81,3
—
73,6
0,75
0,5
0,5
1
—
—
58
79
12
68
41
200
—
—
—
59,5

Точное значение теплоотдачи и температура обратной подводки
О. п.
3Л
1,1
73,6
18
55,6
55
60
0,7
"2,9
0,75
45
208
Г. п.
О. п.
Прибор
О. п.
1,3
82,1
64,1
62
81
— 81,1
Q =694- 130 = 564
79
81x0,6
79
7,1
81,1
74
Точное значение тепюотдачи и температура обратной подводки
1,3
18
O.J
71
79
0,9
73,1
0,75
9_4181^8_Ь87:72,_9_+79.73_,1
Ч'М 38 — про — f"i^
81
49
130
59,6
107
38
39
Г. п.
О. п.
Прибор
2.5
0,5
1,1
_
76,2
75,6
75,6
74,8
18
18
18
58,2
57,6
57,6
а/
45
56
142
22
62
Q =1280— 181 = 1099
260
98
84
62X0,6
84
0,6
0,2
0,8
13,1
75,6
75,4
74,8
61,7
0,5
0,5
1
Точное значение теплоотдачи и температура обратной подводки
Точное значение теплоотдачи и температура обратной подводки
50,3
108
О. п.
Г. п.
О. п.
Прибор
3/4
8/4
V*
1,1
1,3
61,7
75,6
74,7
18
18
Q
43,7
57,6
,р = 1 020
43
47
56 73
— 117 = 903
84
78
73x0,6
78
0,5
0,9
11,6
61,2
74,7
63,1
0,75
1
36
73
44
117
—
50,9
О. п.
'/*
1.3
63,1
18
45,1
45
58
78
0,7
62,4
0,75
44

tK. 'кл.п.п , ^к. ii -..11—температуры вот.ы в конце замыкающего
участка, левой и правой обратных
подводках.
Если определять /сч без ^ чета теплоотдачи труб в помещение, то
получили бы следующие результаты:
'«* 93,3- '«!L ,,+: =83,3 С;
260
4м 38 -83,3- *76- ,^-94 = 77,3LC.
260
Разница по сравнению с расчетом по формуле для определения /с
получается в сторону увеличения /1Ч на II этаже на 0,6°С, на I
этаже на 1,1°С.
Следовательно, на каждом этаже эта разница возрастает примерно
на 0,5°С. Поэтому тля многоэтажных здании правильнее подсчитывать
tCK по формуле (1), гак как при упрощенном ни 1счете получим
ожженные поверхности нагрева приборов на нижних этажах.
Поверхность нагрева приборов подсчитываем по формулам § 6 и
результаты сводим в табл. 21.
Данные, помещенные в графах 1 3,6, принимаем из табл. 20.
Для опре имения Gm„ поверхность нагрева сначала гклсчитывлем
бео учета поправочных коэффициентов (графа 5).
G - - -С*
т' F i-i
По G„ , нуходим |3„ (см. приложение VII
При потечете поверхности напрева без ^чета полезной теплоотдачи
труб (Q„ ) в помещение перерасход приборов составил бы 12,7%.
Таблица 21
0=
X
а
с
<
1
307
.30S
207
20S
107
108
к:
ю
В4
2
1 245
993
(576
564
1 099
90,3
Af..
66
67
59
59
50
.8
.«
.5
6
•3
50,9
457
465
.395
395
.310
.316
F
9 КМ
(иредва
рите 1ьная)
2,72
2,14
'.71
1,4.3
.3.57
2,91
90
8.3
S7
79
84
78
2
2 -3
Л
.1,2
1,4
1>
Поправочные
коэффициенты
на расход
ноты Ь
8
1,02
1,02
на чисто
секций р
9
1,02
1
i,o:j 1
l,0.i
1,01
1,02
0,95
1,02
1,02
F
экм

(окончательная)
10
2,72
2,1
1,66
1,32
.3,61
2,91
2
5
с
11_
9
7
6
5
12
10
Изложенный в табл. 20 расчет полезной теплоотдачи труб в
помещения трудоемок. Ввиду того что диаметры стояка и подводок на
всех этажах одинаковы, этот расчет с допустимой в практике
'погрешностью можно упростить, ограничившись подсчетом теплопотерь
трубами только для верхнего этажа, и эти теплопотери принять для
помещений остальных этажей. Например, тля помещения № 207:
QnD = 876- 235 ^ G4I ккал/ч;
Л/ - 0.7 I 0.9 - 1,6 С.
120

Температура воды, входящей в прибор помещения № 207,
f„ = 83,l- 1,6 = 81,5Г'С.
Д*Г1Р - «1L = 7.5 С;
8/
Д/т = 81,5-— 18 = 59,7 С.
2
В этих подсчетах цифры 235; 07; 09 и 83.1 взяты из табл. 20
(помещения № 307 и 308 верхнего этажа).
Пример 32. Однотрубная система отопления запроектирована с
попутным движением воды и состоит из двух почти одинаковых -по
длине и нагрузкам ветвей (рис. 24—см. вклейку между стр. 64 и 65).
Здание без подвала. Произвести гидравлический расчет правой ветви.
Питание системы производится от наружной тепловой сети через
водоструйный элеватор. Параметры теплоносителя системы
отопления £г=95, t,0 =70°С. Располагаемое давление на вводе 1 м. вод. ст.
Коэффициент подмешивания 1,4.
Решение. Чтобы не загружать чертежа, на схеме полностью
показана только часть стояков правой ветви. Стояки 2, 28, 30, 31, 33,
34 и 35 с односторонним присоединением приборов, остальные — с
двусторонним. Диаметры стояков, аналогичных по схемам подводок к
приборам, длинам участков и тепловым нагрузкам, принимаются
одинаковыми. Таковы, например, стояки 3, 4, 5, 6, 7 или 28, 31; поэтому
и потери давления в этих стояках одинаковы.
Так как здание без подвала, в лестничных клетках (стояки 28, 31,
34) на обратной магистрали сделаны обводы входных площадок
(чтобы избежать заглубления подпольного канала или устройства
дюкеров под входными площадками).
Коэффициенты местных сопротивлений крестовин на проходе, трой-
ников на .проходе при =1, а также тройников на противотоке взя-
ты по данным б. ЦНИПС.
Гидравлический расчет стояков ведется попутно с расчетом
магистральных участков.
Коэффициенты затекания для стояков принимаются по графику
(рис. 16) и определяются по средней тепловой нагрузке на приборы
или по графику (рис. 10), составленному в зависимости от скоростей
воды в стояке. Неточность в подборе коэффициентов затекания мало
сказывается на потерях давления в замыкающих участках.
Располагаемый напор для любого стояка равен разности
давлений в обратной и подающей магистралях в точках примыкания к ним
этого стояка. Определив потери давления в общих участках 1 и 2,
переходим к расчету стояка 8. Затем подсчитываем потери давления на
участке 3 подающей магистрали.
После этого переходим к расчету стояка 7 и следующих за ним
магистральных участков. Ход расчета виден из табл. 22, в которой
приведены 21 магистральный участок и 11 стояков. Расчет остальных
участков и стояков 'не показан, так как он ничего нового не дает, но на
схеме нанесены диаметры этих участков.
Чтобы не выйти из допускаемого предела невязок (15%),
магистральные участки 31' и 10' «пришлось сделать составными по
диаметрам. Потери давления в ветви составляют 879 кГ/м2.
Принимая запас давления 10%, получим требуемый напор v
элеватора. Он равен 879 ■ 1,1=967 кГ'м2.
9 За к. 22Я
121

Гаолица 22
№
участка
2
Q в ккал/ч
**—
CQ
193 550 7 742
98 520 3 941
1вл
15
5
£
■о s
2Va
2Va
V В
м/сек
0,59
0,31
Я
I JW 1 »»
в /сГ/jk-
6,7
1,8
i
100,5
1 9
17,4
4,79
vr
1,5
6,8
z
Я/ +Z
в кГ/м*
26.1
32,6
126,6
41.6
29, 31,
33, 31'
30, 32,
34
31"
6 495
—
6 495
2G0
101
260
12,7
1.5
5
SU
Va
1
Стояк 8
0.21
0.13
0,13
4
3,02
1.2
50,8
4,53
6
2.2
1,12
0,85
27,4
25,98
1
60,28
29,1
0.85
i
Магистраль
92 023
3 081
2Va
0,28
1,5 ' 10,5
3,91
3,91
Стояк 7. Hv = 151,56— 14,41 = 137.15 кГ/ж2
35, 37
39, 41
36, 38, 40
6 495
"
2G0
107
10,7
1.5
зи
Va
0,21
0.15
4
3,02
42,8
4,53
2,2
1,12
27,4
23,98
60,28
29,1
137,15—136,71 п
Невязка ———— 100 = 0,3%
137,15
Магистраль
4
4'
85 530
12 990
3 421
520
9,5
7
2Vr
1
0.27
0.26
1.4
4,2
13,3
29.4
3,03
3.37
3
1
19,89
3,37
Стоя к 6. #р= 137,15 + 32,77 — 33,19= 136,73 кГ/м?
Потери давления в стояке 6 те же, что в стояке 7
Невязка 0%
Магистраль
5
5'
79 035
19485
3161
779
7
7
2V,
IV*
0,245
0,225
1,15
2,3
8,05
16,1
3
2,46
1
1
3
2,46
Стояк 5. Яр = 136,73+ 18,56 — 11,05= 144,24 кГ/м>
Потери давления в стояке 5 те же, что в стояке 7
144,24—136,71
Невязка
144,21
Магистраль
100 = 5,2%
6'
72 540
25 980
2 902
1039
7
7
2
!»/«
0,37
0,3
3,5
3,9
24,5
27,3
6,82
4,49
1
1
6.82
4,49
Стояк 4. Н„= 144,24+ 31,79 — 31,32-144,71 кГ/ж2
111.08
33,63
6,85
151.56
14,41
103,08
33,63
136.71
33.19
32.77
11,05
18.56
31,32
31,79
122

№
участка
а-
I
ю
о-
с
в кг[ч
! и м
d в
дюймах
V В
м/сек
R
1 да 1 hv
в кГ[ма
Продолжение
1С
1
z ,
габА 22
да + г
в «Г/л8
Потери давления те же, что в стояке 7
Невязка 5,2%
Магистраль
7
Т
60 045
32 475
2 642
1 299
7
7
2
IV*
0,34
0,28
2.8
3
19,6
21
5,76
3,91
1
1
5,76
3,91
25,36
24,91
Стояк 3. Яр -= 144,71 -г 24,91 — 25,36^144,26 кГ/м2
Потери давления те же, что в стояке 7
Невязка 5,2%
Магистр ал ь
8
8'
59 550
38 970
2 382 , 3,4
1559 , 3,4
2
0,3 2,4
0,35 4,5
8,113
15,3
4,4-J
6,11
1
1
4,49 ,
6,11
Стояк 2. Я,, = 141,26 , 21,41 — 12,65 = 153,02 кГ/лА
42
44, 46, 48
43, 45, 47
3 030
3 630
145
145
100
4.3
6,4
1,5
зи
VB
VS
0,12
0,21
0,15
1,35
6
3.01
5.81
38,4
4,51
0,72
2.2
1.12
13.7
19,7
9,09
9,86
43,34
10,18
12,65
21,41
15,67
81,74
14,69
112,1
Избыток давления Д Я -- 153,02— 112,1 =40,92 кГ/м2
необходимо логасить вентилем или поставить у основания стояка
дроссель-шайбу с диаметром отверстия d 9,5 мм (см. пример 29)
Магистраль
9
9'
Стояк

Замыкающие
участки
55 920
42 600
2 238
1 704
6,3
/
2
IV.
0,28
0,375
2.1
5
13,23
35
3,91
7
1,5
1.5
5,97
10,5
Стояк /. Яр = 153,02 45,5 — 19,2 = 179,32 кГ/м2
7 420
I
297
123
11.2
1.5
V.
0,24
0,175
4,5
6,75
2,87
1,53
27,4
24
78,44
56.8
19,2
45,5
134,44
43,55
177,99
Невязка 0,8%
Магистраль
10
10\
48 500
50 020
[50020
1940
2 001
2 001
10,2
7,2
5
I1/.
IV.
2
0,42
0,43
0,255
6,5
6.7
1,8
66,3
48,24
9
8.79
9,22
3.27
0.5
—
1.5
4,4
—
4,91
Стояке. Яр = 179,32 , 48,24 , 13,91 — 70,7 = 170,77 кГ[м2
9*
70,7
48,24
13,91
123

Продолжение таОл. 22
i*
участка
Стояк
Замы-
ающие
частки
о
ей
7 100
—
G в
кг/ч
284
119
1 в м
11.2
1,5
d в
дюймах
3/4
Х/2
V В
м/сек
0,23
0,18
_ft_
4,6
4,2
Я*
",
в кГ/м2
51,52 ' 2,61
6,3
1,62
L,
27,4
24
Z
в
72,34
39
RI + Z
кГ/и'
123,86
Г>.3
ИМ, 16
Невязка 0,9%
Магистраль
41400
57 120
1056
2 285
6,3
7
IV-
2
0,35
0,275
4,5
2
28,35
14
6.11
3, / /
1,5
1
9,16
3,77
Стояк 35. //„= 170,77+ 17,77 — 37,51 = 151,03 кГ'ч-
3 400
—
13G
90
10,7
1.5
l/t
Va
0,2
0,145
5. о
2.8
58,85
4,2
39,4 | 78,8
I
1,05 i 10,4 10,91
37,51
17,77
137,65
15,11
152,76
Невязка 1%
Магистраль
38 000
60 520
1520 , 3,4 I 11 ., 0.33
2 421 10,6 i 2 I 0,31
4
2,5
13,9
26,5
5, 13 1
4,79 2,5 , 11,98
5,43 19,03
Стоя к 34. Нр —- 151.03 - - 38,48 — 19,03 - 170.48 кГ/м"
4 200
4 200
168
168
12
5
Зи
4%
0,13
0,245
1,73
7,5
20,76
37,5
0,85 18
3 32
15,3
96
38,48
36,06
133,5
169,56
Невязка 0,5%
Естественное давление в кольце определяем приближенно по
формуле (31):
/7, = 0,425 (95 - 70) 8,5 - 90 кГ/м2.
С учетом 50% естественного давления //» получим необхотимый
напор в системе:
Яр = 967 - - 0,5 • 90 = 922 кГ/м*.
Избыток давления 1000—922 = 78 кГ/м2 необходимо погасить
задвижкой на вводе.
Так как согласно исходным данным левая ветвь по длине и
нагрузкам участков (на рис. 24 показана схематично без нагрузок и стояков)
почти одинакова с .правой, то диаметры ее участков следует назначать
без расчета по аналогии с соответствующими участками правой 1зетви.
124

Пример 33. Запроектировать систему отопления в одноэтажной
мастерской. Параметры теплоносителя tr =115, £о = 70°С.
Давление на вводе составляет 1 м вод. ст. Температура воздуха в
цехе 16°С.
Приборы установлены типа НМ-150. Теплопотери составляют
32 200 ккал/н. План мастерской изображен на рис. 25.
Решение. Рассмотрим три варианта схем системы отопления:
1) горизонтально-отнотрубная проточная нерегулируемая;
2) горизонтально-однотрубная с .замыкающими участками
регулируемая;
3) двухтрубная.
Первый вариант (рис. 25).
£х р. /Б подпольном /\у
-**• /— — — _#
Рис. 25
Система отопления состоит из двух циркуляционных колец. Воздух
из системы удаляется через воздушные трубки диаметром d = l/2" и
воздухосборники.
Трубы прокладываются без уклонов .над полом мастерской.
Сборная обратная магистраль укладывается в подпольном канале глубиной
Л=460 мм (см. рис. 28,а). Для обхода дверей устроены дюкеры с
тройниками для спуска воды и прочистки труб.
Длина левой ветви составляет 34,2 м, правой — 31,2 м. Общее число
125

нагревательных приборов 20 (в каждой ветви одинаковое количество
приборов). Принимая теплоотдачу одной секции в среднем равной
160 ккал/ч, получим общее количество секций в каждой ветви
- - = 100 шт.
2-1(50
Ширина секции 96 мм, толщина прокладки 1 мм. Общая длина
секций в каждой ветви /=0,097- 100 = 9,7 м. Суммарная длина труб:
в левой ветви 34,2—9,7=124,5 м;
» травой » 31,2—9,7 = 21,5 м;
Определяем потери давления в системе.
Участок Л
G = 3220° = 715 кг/ч: d = \";
115 — 70
R = 8 кГ/м2, v = 0,36 м/сек;
hv = 6.46 кГ/м2.
Длина участка, считая от тройника наружной тепловой магистрали
до'проточного воздухосборника, составляет 13,5 м.
Местные сопротивления: вход в воздухосборник £=1;
вентиль £=9; тройник на 'повороте £= 1.5; отвод £='1; ££= 12,5.
L(Rl + Z)l- 8-13,5 + 12,5-6,46=188,8 кГ/м*.
При построении номограммы для расчета трубопроводов систем
водяного отопления б. ЦНИПС .принята температура воды £ = 80°С. Из
формулы (34) видно, что потери давления обратно пропорциональны
объемному весу воды.
На этом основании к найденной величине потерь давления на
участке / вводим поправочный множитель, который при температуре воды
115°С составляет т— = -^^= 1,026.
Тиб 947,2
С этой поправкой 2.(Rl+Z)i=\94 кГ/м2. Разница получилась очень
незначительная. Поэтому поправку на температуру воды можно не
учитывать при применении перегретой воды с £=115°С. Тем более нет
необходимости учитывать 'поправку при расчете ветвей системы
отопления, так как в них циркулирует вода со средней температурой (115 +
+ 70)05=92,5°С.
Участок 2.
Обратная сборная магистраль G = 715 кг/ч, d=\"
По аналогии с участком / получаем
£(/?/ + Z)2-8-21 + 12,5-6,46 = 256,8 кГ/м*.
Левая ветвь
G = 7— = 358 кг/ч; d = 3/l;
2
R = 7,5 кГ/м2; v = 0,3 м/сек;
hv = 4,49 кГ/м*\ I = 24,5 м.
Местные сопротивления: два вентиля £ = 2 • 10 = 20; десять
приборов £=2-10 = 20; противоточный тройник при слиянии потоков
£=5; выход из воздухосборника £=0,5; шесть поворотных тройников и
отводов £= 1,5 • 6=9; 2£=54,5.
£ (/?/ + Z) = 7,5 ■ 24,5 + 54,5 • 4,49 = 428,3 кГ/м\
Правая ветвь.
120

По аналогии с левой ветвью
Е (W + Z) = 7,5 • 21,5 + 60,5 • 4,49 = 433 кГ/м2.
Общие потери давления в системе
194 + 256,8 + 433 = 883,8 кГ/м* < Яр.
Запас давления 11%.
Определяем полезную теплоотдачу в помещение труб обеих ветвей.
Длина труб d=\" /] = 2 м, d=3//' /2=24,5 + 21,5 = 46 м. Длина дюкеров,
проходящих в подпольных каналах, 5 м. Разность температур воды в
подающей трубе d=l" и воздуха помещения А/= 115—16 = 99°С.
Средняя температура воды в ветвях— = 92,5'С-М,. = 92,5 —
—16=76,5°С.
Из приложения I находим теплоотдачу 1 пог. м труб.
Полная и полезная теплоотдача
QT= 120-2 + 74-41 =3270 ккал/ч;
Qn = 120-2-0,5+ 74-41-0,75 = 2400 ккал/ч,
где 2 — длина вертикального участка трубы d=\" в м.
Теплоотдачу воздушных трубок не учитываем;
41 —длина труб 12 в м за вычетом длины дюкера;
0,5 и 0,75 — коэффициенты, учитывающие уменьшение полезной
теплоотдачи неизолированных труб в зависимости от
их расположения в помещении (см. § 6).
Расчетная тепловая нагрузка всех приборов составляет 32 200—
-2400=29 800 ккал/ч.
Одного прибора
п 29 «00
Qnp = — = 1490 ккал/ч.
Подбор нагревательных приборов производится с учетом
теплоотдачи труб, поэтому расчетный температурный перепад в каждом приборе
может быть принят
. t 29 800 -I- 3270 . с „
р аза-20
где 358— расход воды в приборах в кг/ч;
20 — обшее число приборов в системе.
Найденный температурный перепад будет больше фактического,
так как в нем учтено охлаждение воды в примыкающих к прибору
участках труб, но это не отразится на средней температуре воды в
приборе. При движении воды в приборе по схеме «снизу.—вниз»
коэффициент теплопередачи прибора k определяется по формуле
/г = 3,25 Д/т' ' . Все данные расчета поверхности нагрева приборов
одной ветви заносим в табл. 23. В графе 1 проставляем номера приборов
ветви, считая по ходу движения воды. На предварительную поверхность
нагрева приборов вводим следующие добавки:
1) на циркуляцию воды в воздушных трубках (эта добавка
равна 1,05);
2) на расход воды в приборах.
Коэффициент В0 (см. § 6) для приборов 1—4 принят равным 1,
так как tr>l00°C и отношение —Ф- >2 *. Для остальных приборов
*Срапочник по проектированию отопления и вентиляции. Госстройичцат, 1953,
стр. 212.
127

ю
zr.
прибора
в ккал[ч
8
9
10
Начальная

температура виды
в приборе
Л '
1490
| 1490
1490
| 1490
I
! 1 шо
1 НЮ
1440
1490
i
i 1490
i 1490
11-г>
110,4
105,8
101,2
96,6
92
87,4
82,8
78,2
73,6
в кг/ч
•1
ЗГ)8
338
3.-.S
358
3.18
358
358
358
358
358
пр
4,6
U
4,6
4,6
4,6
i °С
1 5
1
4,6
*,6
4,6
4,6
1,6
6
16
16
16
16
16
i',
96,7
92,1
87,5
82,9
78,3
73,7
69,1
64,.J
59,9
55,3
Tafi ища 23
6,45
6,42
6,38
6,:й
6,27
6,2
6,15
6,1
6
5,96
г
экч
(претвя-
pHTCIL-
н d я)
Поправочные коэффициенты
на поверхность нирева
на
циркуляцию воды
10
2,39
2,52
2.67
2,84
J.0.4
3,26
3,52
3,79
4,14
4,52
,05
,,05
,05
,05
,05
,05
,,05
,,05
,,05
р
' экм
! (оконча-
на расход < тельная)
воды 3,.
11
,21
,19
,19
,17
,17
,15
Коэффици
еит добав.
ки на
число секций
Число
секций
л

Ро взято в зависимости от G0TH. G„TH определяем по формуле (21),
принимая бф =358 кг/ч по графе 9 табл. 23.
Необходимо иметь в виду, что ери подсчете окончательной
поверхности нагрева приборов (графа 12) нужно не умножать, а делить
предварительную поверхность (графа 9) на оба поправочных
коэффициента (графы 10 и 11).
Общая длина приборов одной ветви /=94*0,097 = 9.1 м.
Общая длина труб: в правой ветви 31,2—9,1=22,1 м, в левой
34,2—9,1 = 25,1 м. Уточненные потери давления в системе приведены
в табл. 24.
Таблица 2
Q
в ккал/ч
1
в "С
2
С
в кг/ч
3
1 в м
4
d в
дюймах
V
в м/сек
5 1 6
R
7
Ю |
в кГ/л2
8 1
Л
V
9
ЕС
10
г 1 ri+z
в кГ/мг
П 1 12
1С 100
16 100
45
358 I 22,1
3.")8 I 25,1
Правая ветвь
■74 ] ».3 I 7-5 | 165,8 I 4,49 I 60,5 I 271,71 4.47,5
.1еван ветвь
:74 I 0,.j | 7,5 I 188,J I 4,19 I 54,5 I 244,71 4.Ч.Ч
Невязка в потерях давления левой и правой ветвей 1 %.
Общие потери давления в системе 888,3 кГ/м2.
Запас давления 10%.
Вто-рой вариант (рис. 26).
Принимаем диаметр труб ветвей, замыкающих участков и подвоток
к приборам тУ''. Тепловые нагрузки подсчитываем без учета
теплоотдачи труб, так как магистраль прокладывается в подпольных каналах
глубиной Л=690 мм (см. рис. 28).
Qnp = -^: =1610 кка.1/ч.
Спр
20
где 20 — число приборов. Из номограммы (рис. 15) при Q„p =
= 1610 ккал/ч коэффициент затекания а = 0,32.
Расход воды в каждом приборе Gnp =0,32-358=114 кг/ч; в
замыкающих участках G3 =358—114 = 244 кг/ч.
Так как тепловые нагрузки и расходы воды в приборах одинаковы
температурные перепады в них будут равны
., 1010 .. п
"Р in
Температура воды в магистрали после каждого прибора
понижается на
Qn
Ifi 10
- 4,5 С.
боре
G„ 358
Температурный перепад в правом (по хоту движения воды) при-
М„
115 -
14
16 = = 92°С.
В каждом следующем приборе начальная температура воды t„ и
Д/т будут понижаться на 4,5°С.
120

Не приводя самого расчета поверхности нагрева приборов (он
ничем не отличается от приведенного в табл. 23), отметим, что общее
количество секций в приборах одной ветви получается равным 122 шт.,
в двух — 244 шт.
!
Воздушная трубка tf=^«
\$\f^B подпальног)
канапе
Рйс 2Г)
Общая длина приборов одной ветви /=122-0,097=11,8 м.
Среднее расстояние между точками присоединения приборов к
магистрали / = 1685 мм х 1,7 м.
Общая длина замыкающих участков Е^ = 1,7 - 10=17 м. Длина
магистральных участков:
правая ветвь /=31,2—17=14,2 м;
левая » / = 34,2—17=117,2 ».
Диаметры общих участков / и 2 оставляем 1". Поэтому потери
давления в этих участках останутся почти без изменения, изменятся
лишь потери давления в ветвях. Определяем местные сопротивления.
Правая ветвь.
Магистраль: два вентиля 1 = 2- 10 = 20; два протнвоточных
тройника £=5 + 6,3 = 11,3; два отвода £=2-1,5 = 3; два спускных тройника
Е=0,7-2=1,4;2£ = 35,7.
Замыкающие участки.
130

Количество участков 10; для одного участка два тройника на
проход £=2 ■ 1=2, а по всей ветви 2£ = 2 • 10 = 20.
Левая ветвь.
Сумма коэффициентов местных сопротивлений в магистрали и
замыкающих участках та же, что в первой ветви. Сводим данные
расчета в табл. 25.
Таблица 25
Наименование
участка
1
О
в кг\ч
2
1 е м
3
d в
дюймах
4
V
в м/сек
5
R
т 1
^
в кГ/м*
6
7 1
8
ЕС
9
z 1 я*+г
в кГ/м*
10 | 11
Правая ветвь
Магистраль
Замыкающие
участки .
1 358
|
244
14,2 1
1
17
3/4
3/4
0,3
0,2
7,5
3.5
10(5,5
.19,5
4,49
2
35,7
20
1(50,3
40
266. S
99,5
366.3
Магистраль .
Замыкающие
участки . . .
358
244
17,2
17
Левая ветвь
3/4
3/4
0.3
0,2
7,5
3,5
129
59,5
4,49
2
35,7
20
160,3
40
289,3
99,5
388,3
Общие потери давления в системе составляют 839,6 кГ/м2<. Нр.
В сравнении с первым второй вариант дает увеличение поверхности
нагрева приборов на 28%, а длины труб- -на 48 м. Кроме того, он
требует устройства подпольных каналов.
Третий вариант (рис. 27).
3 дариангт)
®W
Рис. 27
Принята двухтрубная система отопления с тупиковой схемой
разводки. Подающие магистрали проклатываются над окнами мастерской,
обратные — в подпольных каналах. Конструкция подпольного канала
глубиной 620 мм показана на рис. 28; четыре прибора присоетинены
на сцепке.
131

<г)
Расходы воды на участках 'получаем путем деления тепловых
нагрузок па At, равный 45°С.
В стояках 1, 4, 5 и 6 приборы имеют разностороннюю подводку.
В этом случае, по данным Е. А. Белинкого, принимаем для первого-
прибора по ходу
движения воды в обратной
магистрали 45% от расхода
воды в стояке, а для
других приборов — 55%.
Если общий расход
воды в стояке составляет
107 кг/ч, то в первый
прибор затекает 4б кг\ч, в
1ва остальных — 59 кг/ч
Гидравлический
расчет ветвей сведен в
табл. 26. Расчет
промежуточных стояков не
произведен, так как даже
при диаметрах '/г" У каждого из них останется запас давления.
В,
mnn^z
1ЦО
Рис. 28. Подпольные каналы
о—для сборной обратной магистрали (первый вариант
ft _^ 4G0 мм. второй —h .= 690 мм); б —пристенный под
псльныЙ канал (первый вариант /; =_ 690 мм, второй —
h= 620 мм)
Таблица 26

участка
Q в
ккал/ч
О в
кг/ч
1
14
15
16
17
18-19
20
21
22
23
24
13
32 200
16 101)
12 880
9 660
4 830
1 610
4 8.'0
6 440
9 060
12 880
16 100
32 201)
705
358
280
214
107
48
107
143
214
286
358
715
I в м
d n
ДК'Н-
5
V В
м/сек
6
Я 1 Щ | hv
в кГ/мг
8 1 9
Z | Щ + Z
в кГ/м*
10
II
15
3
б
У
13
9.5
1.6
7.8
i
6
3,2
11,5
1
=7.1
SU
s/<
Чг
Чг
Ч->,
Vn
3/1
3/a
3U
1
0,36
0,3
0,23
0,175
0,155
0,05
0,155
0,21
0,175
0,23
0,3
0,36
i
8
7,5
4,7
2,75
3,3
0.25
3,3
6
2.75
4,7
7.5
8
,148,01
12
'TBI.
120 6,46
22,5
28,2
24,75
42,9
2,38
5,28
46,8
11
28.2
21
«.
4,49
2,64
1,53
1.2
0.13
1."
2.2
1,53
2.64
4,19
0.46
14,5
10,5
1
V»
4
16.3
2.5
1
2,
1
15
11,5
93,7
47,14
2,64
3,83
4.8
2.12
3
2.2
3,83
2,64
67. 15
74. 13
213,7
69,64
30,84
28,58
47,7
4,5
8,28
49
14,83
30,84
, 91,35
166,33
307,58 755,59
Левая ветвь
•)
3
4
5
6—7
8
9
10
И
12
i
16 100
11270
8 050
4 830
1610
4 830
8 050
11 270
12 880
16100
1
358
250
179
107
48
107
179
250
286
358
6
5,6
5,6
13,4
9,5
3
5,6
2.5
7,8
0,6
S/4
SU
Чг
V,
Чг
Чг
Чг
SU
3U
3/4
0,3
0,2
0,255
0,155
0,05
0,155
0,255
7,5
3,7
8,5
3,3
0,25
3,3
«.3
0,2 3.7
0,23 | 4.7
0.3
1 7,5
45
20,7
47,6
44,22
2,38
9,9
47,6
9,25
36,66
4,5
4,49
2 1
3,24
1,2
0,13
1,2
3,24
2
2,64
4,49
10,
')
-* 1
1
4
16,
2,
2
2,
1
1".
47,14
3,24
4,8
2,12
3
3,24
о
2,64
67 3.5
|267,8Г, —
Псвя.<ка 8%
92,14
25,7
50,84
49,02
4,5
12,9
50,84
14,25
39,3
71,85
113.")3 411.34
132

Общие потери давления в системе составляют 755,59—756 кГ/м2.
Избыток давления 1100—756=344 кГ/м2 погашается вентилем на вводе.
Поверхность нагрева приборов без учета теплоотдачи в помещение
равна F=B2 м2, с учетом теплоотдачи 53 м2.
При определении поверхности нагрева приборов, присоединенных к
стоякам 1, 4, 5, 6, учитывается, что температурные перепады правых
и левых приборов будут не одинаковы, так как через них проходит
разное количество воды.
Третий вариант в сравнении с первым дает экономию поверхности
нагрева приборов в 5,3 м2, но зато требует утлмнения трубопроводов
на 100 пог. м. Если принять стоимость 1 м2
установленных радиаторов 4,5 руб., то получим
денежную экономию 4,5 • 5,3 = 23,85 руб.
В то же время стоимость 1 пог. м уложенной
трубы диаметром d=1f2'f составляет 61 коп., а
100 пог. м — 61 руб.
Если сюда добавить затраты на установку
дополнительной арматуры и устройство
подпольных каналов, то стоимость системы
отопления по третьему варианту намного возрастет и
сравнении с первым вариантом. Поэтому первый из трех вариантов
является самым экономичным.
Отсутствие возможности регулировки теплоотдачи приборов не
может служить в данном случае причиной отказа от этого варианта
потому, что все приборы обслуживают одно помещение.
Пример 34. Определить сумму коэффициентов линейных и местных
сопротивлений подводок к 'приборам, отнесенную к скорости воды в
стояке, для узла, изображенного ма рис. 29.
Решение. На рис. 29 изображен узел стояка проточной
регулируемой системы с трехходовыми кранами.
Так как длины подводок одинаковы и также почти одинаковы
коэффициенты местных сопротивлений трехходового крана и крана
двойной регулировки, потери давления в обоих ответвлениях, а
следовательно, и расходы воды в них будут равны
Задача сводится к тому, чтобы найти такую сумму коэффициентов
местных сопротивлений и приведенного к ним сопротивления
трения, которая, будучи отнесена к скорости движения воды в стояке
диаметром d\, дает потери давления, равные потерям давления в
ответвлении диаметром d2. Для решения задачи воспользуемся формулой
2 (Я/ + Z) = Л f-x- / + Г, ) G2
Зададимся диаметрами узлов. Примем следующие комбинации
диаметров:
1) dx = V/, d2 =V2"; 2) d, = 3/Д d2 = v/;
3) dx = 3/4" , d2 = 3/4"; 4) dx = 1", d, = 3/4".
Расход воды в каждом ответвлении равен половине расхода воды
з сгояке, т. е. Gnp =0,5 GCT. Длина обеих подводок к прибору / = 2,5 м.
Из приложения III находим значения Л и —- для шаметров:
d- ". .4- 1,07-10- , *- - 2,85;
d
i:$.i

d = 3/4" A -0,325 -10~4, -A =1,9;
d= 1" Л = 0Д25-10-4, ^-=1,4.
d
Коэффициент местного сопротивления трехходового крана
диаметром Уг" £=3,5, диаметром 3/4" £—1,5.
Местные сопротивления в левом ответвлении: два противоточных.
тройника £=11,3, трехходовой кран, нагревательный прибор £=2 и
проходной тройник £=0,7.
Сумма коэффициентов местных сопротивлений и приведенного к
ним сопротивления трения для ответвления к левому -прибору будет
равна
при й = 7а" — / + К = 2,85 - 2,5 + 11,3 + 3,5 + 2 + 0,7 = 24,63;
d
» d = 3U" A/ + e;= 1,9-2,5+11,3 + 2+ 1,5 + 0,7 = 20,25.
d
Обозначим Z(Rl+Z), l, К, d и 2£ стояка индексом I, а
ответвлений — индексом 2. Ga = 0,5 Gv
Потери давления в ответвлении
е (Я/ + z\ = л (-^ /а + е;2 ) G] = о,25 л2 (-^ /2 + rJ с?.
Обозначим искомую сумму коэффициентов линейных и местных
сопротивлений через х.
Потери давления, приведенные к скорости движения вот.ы в стояке
диаметром d\.
Е(Я/ + Z\ = Д (h- ix + zit ) G\ = A*G? .
Но по условию задачи
поэтому
£(tf/ + Z)1 = E(/?/ + Z)2,
0,25 Д ( - /2 + Е:2 ) G? - Дх G
Откуда сумма коэффициентов линейных и местных сопротивлении
ответвления, отнесенная к скорости движения воды в стояке:
,, ,, ,л,п 0.2">-1.07- Ю~4 -24,63 (.,,,-
•У зел 7г /2 * = — : = 6,15 ^ 6;
1.07 -К)-4
% '1/в"* =
,-4
0,25.1,07-И)-4 -24,03
0.323-10"
= 20,1^20;
%>.,/,= ,0^327,. 1(^.20,25 = 5>05^5;
0,325-1О-4
1 у •// х = 0.25-0.325. Ш-4 -20.25_ =13>10«13.
0.125-Ю-4
134

Зная величину х, можно значительно упростить гидравлический
расчет стояков. В этом случае вместо того, чтобы определять потери
давления в подводках, мы прибавляем х к сумме коэффициентов местных
и линейных сопротивлений стояка и находим 'потери его давления по
формуле
Я = Л(А-/ + ЕС+*)<32,
где / — длина стояка без подводок в м;
I —' ~Ь ^) С.)—сумма коэффициентов линейных и местных
сопротивлений стояка.
Пользуясь формулами этого примера, можно весь стояк
однотрубной системы принять за один расчетный участок.
Пример 35. Произвести гидравлический расчет ветвей однотрубной
проточной регулируемой системы отопления по методу переменных
перепадов температур воды в стояках, соблюдая при этом общий
температурный перепад в системе в 25°С. Нагревательные приборы средней
высоты, здание с неотапливаемым подвалом.
Решение. На рис. 30 изображена одна левая ветвь, правая
аналогична по схеме и тепловым нагрузкам 'приборов. На почводках к
приборам каждого этажа кроме стояков лестничных клеток
установлены с одной стороны трехходовые краны конструкции А. Л. Заседа-
телева и Г. И. Гарцман, а с другой — обычные краны двойной
регулировки.
Нагревательные приборы стояков 3 и 5 лестничных клеток в I
этаже устанавливаются на стене у входной площадки за тамбуром,
остальные— под окнами на междуэтажных площадках.
Обратная магистраль прокладывается несколько ниже потолка
подвала, чтобы не устраивать обводов около лестничных клеток.
Разводящая магистраль проходит 'по чердаку. Регулировка системы может
производиться кранами, установленными у приборов, за счет
частичного пропуска воды мимо приборов через перемычку, перекрытую
трехходовыми кранами. Систему рассчитываем как обычную проточную.
При двустороннем присоединении приборов к стоякам считаем, что в
каждый из них затекает 50% воды, проходящей то стояку. Если
сопротивления подводок резко отличаются друг от друга, то количество
воды, затекающей в приборы, определяется по формуле (40). Покажем,,
как решается задача по методу А. И. Орлова (см. § 13).
Стояк /.
_, --, 7600 0г0 .
Расход воды Сгст= = 1Ь6 кг/ч.
Зададимся диаметром стояка 3Д", подводок—1/2/'-
Местные сопротивления в стояке: воздушный и
спускной тройники £=0,7-2=1,4; два тройника на проходе £=1-2 = 2;
воздухосборник £=1,5; три отвода £=1,5-3 = 4,5; утка (отступ) £=1,5;
два вентиля ZU" £= 10 -2 = 20; 2£=30,9.
Определяем местные сопротивления в подводках, считая расходы
воды в левом и правом приборах одинаковыми.
Подводки к левому прибору: два тройника на повороте при
делении и слиянии потоков £=11,3; два отвода 1/2" £=1,5-2 = 3;
нагревательный прибор £=2; трехходовой кран £ = 3,5; тройник на проходе
при --Р- =1; £=0,7; 2£=20,8.
135

^
l-l
«кй
■<J
=J-
4Г
c->
<st>
СЛ
s-
c-
«;,
s
r-r
3
*§
с
t-
r ri
136

Из приложения III пахшим для rf= XW'- =2,85.
d
1:экв / = = 2,85-2,8^8;
d
г.11Р1 -K / + i; 28,8.
a
Подводки к правомл прибору: два тройника на повороте при деле
нии потоков и слиянии потоков £=11,3; кран двойной регулировки
1:=4; нагревательный прибор l = 2; 2^=17,3.
i:,KB 2,85-2 5,7;
а
Расход во lli в приборах по формуле (40) составляет
левый прибор
G,M|, —— -" - 120 /сг/ч;
. 1 :> ■ 1 f
? П[),
гравый прибор С.цр =253— 120 =133 кг/ч.
При расчете стояка будим учитывать сопротивления подводок к
левым приборам. Уточненное отношение - "т" ——■ 0,475.
Сств '2.)'1
Полое значение £ тройников подводок- 12,5.
Гогда 2£= 12.5 + 3 + 2- 3,5 + 0,7 = 21,7.
Общая длина по то юк2,8 " 4 -11,2 м, длина стояка 34,3- 11,2 23.1 м
/?.-т = 3,9 кГ/м-; /zv,_ =2.1 кГ/м2; /?П)ДВ=4,2 кГ/м2: А.;,ПГ,ТР —-1,53 /сГ/и-
Г(/?/ Z)tT -3.9-23,1+30,9-2,1 154,98 кГ/м2;
-№'т2Цв -4,2-11,2 + 21,7-4-1,53 = 179,84 /:Г/ж2.
Общие потери давления в стояке и подводках 334,82 кГ/м2.
В напем случае отношение ,——- <i,4, п нтолп при практических рас-
- ь«1'2
четах расходы воды в приборах можно принимать одинаковыми
(см. § 12).
Стояк 2. Этот стояк с односторонним присоединением приборов
Пот ри явления в стояке / являются располагаемым напором 1ля
стояка 2. Общая длина стояка и -подводок 22,2 м. Отбрасываем 60%
. .. местные сопротивления, после чего получим
„ .Ш,82-0,4 R р,г г. ..
Rep.. ; '— о,05 К1/М-.
Принимает диаметр стояка \2". По /?Cp.vi и шяметр, нз
номограммы для расчета водяных сетей находим расход воды в стояке —
145 кг/ч, скорость с = 0,22 m/cpk, /2^=2,42 кГ/м2.
Местные сопротивления стояка: девять отводов, одна
утка, четыре прибора, два вентиля, два тройника па повороте, четыре
трехходовых крана, шесть проходных тройников; 1£=76,2.
Потери давления а стояке
E(#/ + Z) 22,2 -6,05 + 76,2 -2,42 =317,61 кГ/м2.
Невязка в потерях давления со стояком 7 — 4,9%.
Изложенный метод расчета нагляден, по он имеет один
недостает

ток —для получения минимальных пезязок в потерях давления часто
приходится подбирать расходы воды °путем неоднократных попыток.
Более удобен метод расчета Е. А. Белинкого. Рассчитаем ветвь,
изображенную на рис. 30, с помощью этого метода. Примем диаметры
стояков /, 4 и 6 — 3/4", а подводок к приборам — 72". Для упрощения
расчета коэффициенты местных сопротивлений и сопротивления
трению 'подводок отнесем к скорости движения воды в стояках. По дан-
ным примера 34 для узла ^Х'/г" £Сприв = 20; '"^ - <1,4, поэтому
разницей в сопротивлениях левых и .правых подводок стояка 1
пренебрегаем и будем считать, что в каждый прибор затекает одинаковое
количество воды.
Расчет ведем по формуле
V(Rl + Z) = A (-- I + ЕС JG2.
Стояк 1. Заполняем графы 2, 3 и 4 табл. 27. При заполнении
графы 3 нужно учитывать только длину самого стояка без подводок,
так как сопротивление (подводок, включая потери давления на трение,
отнесено к стояку и включается в графу 7. Из приложения III находим
— для стояка и вводим его в графу 5. Результат перемножения —
d d
на длину стояка заносим в графу 6. Сумма коэффициентов местных
сопротивлений стояка по данным примера Z£=30,9.
Сумма приведенных к диаметру стояка коэффициентов местных
сопротивлений подводок, включая сопротивления трению, равна
20 ■ 4 = 80, где 4 — число приборов, присоединенных с одной стороны
к стояку
-*- / + £-.=■ 30,9 + 80 = 110,9.
d
Из 'приложения III находим для стояка значения А - 10~4.
Условимся брать расходы воды в сотнях килограммов и будем
вписывать значения А в графу 9 без степени Ю-4. Перемножая цифры
граф 8 и 9, получаем постоянную сопротивления и заносим ее в
графу 10. Задаемся температурным перепадом в стояке Д/"=30°С и
запишем его в графу 11. Деля тепловую нагрузку (графа 2) на
температурный перепад (графа 11), получим расход воды в стояке, равный
253 кг/ч, и занесем его в графу 12 (в сотнях килограммов). Потери
давления И (графа 13) определяем по формуле H=SG2, перемножая
данные графы 10 на квадрат расхода воды (графа 12). Скорость
движения воды (графа 14) находим из номограммы для расчета водяных
сетей. Графа 14 служит лишь для ориентировки при выборе диаметров и
не имеет прямого отношения к расчету.
Стояк 2. Этот стояк с односторонним присоединением приборов.
Поэтому диаметры стояка и подводок принимаем одинаковыми и
равными '/г". При заполнении графы 3 берем полную длину стояка и
подводок, так как через них проходит одно и то же количество воды.
Графы 2—10 заполняем, как сказано выше. При заполнении графы 7
складываем коэффициенты местных сопротивлений стояка и всех
подводок (скорость движения воды всюду одна и та же). Потери
давления в стояке 2 должны быть одинаковы с потерями давления в
стояке 1. Поэтому Яр =319 кГ/м2. ЗнаяЯр и S, находим по формуле Н =
= SG2 расходы воды
С- Ушт 100=147»/*.
138

ГЗ
rf
я
ч
ю
1
1
1
.
1
1
1
1
1
га
си
У
V
С/
а>
3
X
«
к
и
°а£
-о
ов
«
>•
L,
К
m
S:
о St
V
а 2
"ч*
—.^
й;^
•<
а
ш к з*
и
~с->
Од
«0
«5
оо
'
см
т~'
—<
СЛ
■—'
О
тр
,—i
СО
см
о
см
см
^р
см
см
о
■у>
1—1
СО
СО
ю
см
.
о
со
■—1
со
о
1П)
it;
CM
со
о
СП
, >
см
о
СО
со
см
см
о
см
о
ГР
см
см
о
о
——1
СО
|-~
■«р
^
см
см
см
СО
149,
t-
о
»-
<ГГ5
*—'
о
1
1
го
1~.
т—1
см
со
со
см
о
ст.
оо
1—1
тр
1
1
ОС
^^
—
t-M
см
~
о
СТ5
*-*
о
1
1
c"i
1-
Т—1
см
ЭО
см
о
о
ж
1—1
Тр
1
1
30
•—1
—
tO
CN
о
со
сч
см
со
ОО
iO
см
СО
со
см
СО
ю
-F
см
о
СО
о
tO
со
см
СО
,_^
ю
■*р
см
см
со
со
со
1^
о
—'
г^
СО
см
о
1
1
■Ч"
о
см
t^
со
t-'J
со
см
о
оо
оо
см
см
СО
tO
1
1
см
о
о
ю
см
о
|-~
СО
см
о
1
1
ТР
СО
см
г^
со
tO
со
см
о
со
оо
см
см
со
VO
1
1
см
•~-1
ст>
о
to
см
о
см
со
см
о
со
тр
см
тр
05
t^
СО
со
о>
см
IO
см
<=■
тр
тр
1—t
тр
, ,
г—'
СО
•о
со
CN
t-~
см
тр
ю
см
го
о
СО
со
см
о
1
1
t~~.
о
см
1С
со
ее
tO
см
о
со
см
см
со
1—
со
1
1
со
а
см
о
tO
—'.
тр
о
о
со
~->
см
о
1
1
t^
о
см
1С
со
JD
ю
CN
о
со
см
см
го
1^
со
1
1
со
ел
см
о
ко
:о
1"
о
со
|-~
тр
см
с
[--
см
см
со
со
см
тр
со
1 -
СО
см
о
со
■о
тр
тр
оо
,
о
.—■
см
-о
СО
го
t-~
о
—
см
см
о
1
1
со
/^
•—■
„
»~<
о
со
сч
со
со
*—<
■—t
t^
о
о
'—'
1
1
m
ЭО
:->
^
о
^0
см
о
о
см
см
о
1
1
со
<—I
.
^^
о
СО
см
о
ГО
.—1
■—■
1-.
tO
^
■—'
1
1
ю
ЭО
Jj
■ :
—'
1С
СО
см
о
о
о
1—\
см
о
оо
,—1
см
-р
*—■
'р
тр
,
CN
CJ
со
см
со
см
см
оо
■*
со
СО
СО
^
см
см
t^
см
^р
tO
см
CJ
о
со
со
см
о
tO
см
ю
<л
со
(М
со
CJ
со
о
СО

1-го
СЗ
со
»—'
1
1
см
02
CI
о
п
-^-
<~ч
о
о
со
оо
см
о
ю
см
СО
-г
СО
й
СО
со
о
см
о
|-~
со
ел
со
1—'
1
1
сч
СО
со
со
LO
^1^
С-1
ч—*
о
1
1
1
см
■о
(^
1Л
г
1
1
1
тр
оо
см
о
§!
СУ
О0 Ю
-р
ю
СЛ Си
со
см
СО
гр
со
СО СО
сч
см
•ч-
СЧ -*Р
тр _
—' 1^- СО О СО
тр СО
l^- t СО
о
С73
со
S
Я
■*■
оо
■ч-
ГР
О0
«*
lO
СО
tO
оо
со
СО
■ч-
СО
СО
хр
■^р
С-1
ел
го
со
1^
СО
со
СП
ю
СО
tO
со
сч
С7
ОС
_-ч
СО
ос
•ср
сч
с;
■ср
см
оо
■*
см
оо
СМ —' —«
о см со со —< о
X
— — V rt ^
У
со см со
сч сч
О
со
со
t^-
СО
900
—
СО
006
со
frt
iH
ЭО
см
сч
000
■ср
tO
■^,
о
со
■*
IO
■^
900
■ч-
-^
м
со
'М
400
г^
•о
СО
("5
О
со
сч
сч
•с
СО
о
со
см
сч
т-1
СО
см
см
000
•ч-
■ч-
со
-г
300
СО
С4
«
СО
см
000
1--
со
300
S
СО
300
СО
со
'-•CNit^Qr/Co^oCri'^'CjOloV'^-^'OCiCJCN
'—I "-ч *-^
Н Н I- 1-^ Н
I
139

Разделив тепловую нагрузку (графа 2) на взятый расход воды,
получим температурный перепад в стояке, равный 22,2°С.
Стояк 3. Располагаемый напор равен потерям давления в
стояке / плюс потери давления в магистральных участках 7 и 8,
заключенных меж iy стояками 2 и 3, т. е.
Яр 319 ,- 18,9 - 2 = 356,8 кГ/м\
Графы 2-10 заполняем как обычно. Зная величину #р (графа 13)
и постоянную сопротивления (графа 10), находим расход воды. Путем
деления тепловой нагрузки на расхот. воды определяем At стояка.
В такой же последовательности производим расчет остальных стояков
и участков магистрали. Так как правая ветвь аналогична левой,
рассчитывать се не нужно.
Расход воты в ветви (графа 12) С=1393 кг/ч.
Общий температурный черепа i в ветви
М <Ж) -23,9 25 С.
Чтобы получить нормальный температурный перепад в ветви 25°С,
умножаем расходы .ют.ы, взятые из графы 12, на коэффициент
—'— = 0,956 и результат вписываем в графу 15. Новые температур-
25
ные перепагы (графа 17) получаем путем деления тепловых нагрузок
(графа 2) на окончательные расходы воды (графа 15) или умножения
данных графы 11 на коэффициент -^-( =1,05. Исправленные значе
ния Н (графа 16) находим по формуле H = SG2. Постоянную
сопротивления берем из графы 10, а расходы чоды — из графы 15. Н можно
получить иначе, умножая значения S на 0,9562 (0,914).
Пример 36. На paic. 31 изображена схема системы отопления,
ветви которой рассчитаны по методу переменных перепадов температур
i ветвь, 0=55000 "*а% д 2 6e.7>SbyQ=45DO0>кхал/ч
3 ветвь,
^ 120000 у<Щтф
*Я~^^\/\^22000$<г)
^2 V^Om теп/ювого ввода.
1 б,
уК IGQOOOfris.
/^ 120000 БХ » 5 ^
\D 5,5 \/ \ 2W0Q0gs
Рис. 31
В результате расчета получены следующие раехо \\,\ воды и потери
давления в ветвях (табл. 28).
Таблица 2
Ветвь С и кг/ч II » ыПм1
I
I
I II
2-я
2.410
■2 D0!)
010
Г "О
Иетвь
I Я
G и к^/ч
2.10.1
Н в кГ/м'
/SO
050
140

Осязать потери давления и пересчитать расходы воды в ветвях,
чтобы общий температурный перепат. на втюте системы составлял 25°С.
Решение. Необходимо выравиять потери давления в ветвях.
Ветви 1-я и 2-я. Примем за эталон 1-ю ветвь. Чтобы пллучить одинаковые
потери давления в ветвях, необходимо увеличить pacxoi во ты во 2-й
#1
ветви пропорционально квадратному корню из величины — -
G\ G.2 | Нн\ 2000 | '"!][ 2110 кг/ч.
Расход воды на участках 2 и 2': 2310 + 2110 = 4420 кг/ч.
Определяем потери давления на участках 2 и 2'. Пользуясь номограммой для
расчета вотяных сетей, ппучим rf—21/-"- Я -2.2 кГ/м2. /г,, =6,11 кГ/м2,
v =0,35 м/сск.
Местные сопротивления: два противоточных тройника при
делении и слиянии потоков 2£ = 6,3 + 5= 11,3.
Потери давления на участках 2 и 2'
Е (/?/+-Z). 2,2-10 + 11,3-6,11 У\ кГ/м*.
Потери давления в ветвях и общих участках
Нл G10 -91 701 кГ/м*.
Выравниваем явления в 3-й и 4-й ветвях, приняв ;а эталон потерю
тавления в 4-й ветви.
Гогда расхо i во 1Ы в 3-й ветви будет, составлять
G. С3 |, £ -2760 | g 2530 «Я
Расход воды на общих участках 3 и 3'
2500 и 2530 = -- 5030 кг/ч.
Определяем потери давления на этих участках:
d 76/3 ли». R -- 2,5 кГ/м1, v - 0,37 м/сек,
hv - 6,82 кГ/м2,
I (Rl + Z)3#3, - 2,5 -11 (- 11.3- 6,82 -- 104,5 кГ/м*.
Потери давления в 3-й и 4-й ветвях и общих участках
Н2 = 650 + 101,5 - 754,5 кГ/м*.
Выравниваем потери давления в полукольцах Л, Ах, Би Б и А, Л2,
52, Б, приняв за эталон потери давления ,ю втором полукольце.
Тогда расход воды в первом дол укол?
G 4420 | ^ 4590 кг/ч.
Расходы воды в ветвях изменяются прямо пропорционально
изменению расхода воды в полукольце, при этом равенство потерь давления
в них не нарушается. Действительно, ести расхо ты в кажтой ветви
увеличатся в 1,5 раза, то потери швлепия возрастут отинаково в 1,52 =
2,25 раза.
Расход воды в ветвях:
1-я ветвь G, 2310 И9,) 2400 к'Ч;
2-я » G2 =4590 2400 = 2190 ».
Общий pacxoi воды в системе
С 5030 + 4590 - 9620 кг/ч
ill

Температурный перепад в системе
U = 220Ш = 22.9Х.
9620
Чтобы получить температурный перепад 25°С, нужно к расходу
22 9
воды в системе ввести поправочный множитель —~— =0,913.
С учетом этого поправочного множителя получим новые расходы
воды:
1-я ветвь 2400 ■ 0,913=2189 кг/ч
2-я » 2190-0,913=2000 »
£G = 4189/c2/4
3-я » 2530-0,913 = 2310 кг/ч
4-я » 2500-0,913=2282 »
2G = 4592 кг/ч
Окончательные потери давления в ветвях:
1-й и 2-й Нг = (^^610^(^-^550 = 550 кГ/м\
\ 2310 / V 2000 ) '
3-й и 4-й Н3 = (-^™- )'780 « (-^-)3650 = 545 »
\ 2700 } \ 2500 }
Потери давления в общих участках:
участки 2, 2', Hz= (-il^Lfal =82 кГ/м\
» 3, 3', Ht = (-^-j2104,5 = 87 ».
I 5040 )
Общие потери давления в системе составляют
Я)бщ = H1+H2 = H3 + Hi = 632 кГ/м*.
Незначительная 'погрешность в значениях Ни Н2, Н3 и Я4
объясняется неточностью подсчета на логарифмической линейке и
округлением расхода воды до десятков килограммов.
Чтобы получить новые расходы воды на участках ветвей, нужно»
к расходам, определенным гидравлическим расчетом, ввести
следующие поправочные множители:
, 2189 п п._ п 2000 ,
1-я ветвь —■—■ = 0,947; 2-я ветвь = 1;
2310 2000
3-я » -^=0,836; 4-я » -^-=0,91.
27С0 250J
Зная новые расходы воды на участках ветвей, определяем в них
окончательные потери давления по формуле H=SG2.
Значение S берется из расчетной таблицы. Для нахождения
окончательных температурных перепадов Д/ в стояках необходимо их
тепловые нагрузки 'поделить на исправленные расходы воды.
Пример 37. Рассчитать по методу переменных перепадов
температур ветвь системы отопления, изображенную на рис. 23.
Решение. Стояк 1. Принимаем диаметр стояка равным 3/4",
замыкающих участков—'/г"; температурный перепад 30°С. Относим
сопротивление замыкающих участков к стояку. Нужно отметить, что
потери давления в замыкающих участках мало изменяются при
изменении расходов воды. Это обстоятельство практически почти не
скажется на результатах расчета больших циркуляционных колец, и лоэтому
мы будем условно считать, что изменение потерь давления в
замыкающих участках подчинено квадратичному закону.
142

Усредненный коэффициент затекания в замыкающие участки из
графика на рис. 16 а3=0,4. Сумма коэффициентов местных
сопротивлений крестовин 'на ^проходе Е£ = 8,66; — =2,85; - - /+2£=2,85Х
X 0,5+ 8,66 =10,08.
Скорости движения воды в стояке и замыкающих участках
различны, поэтому, чтобы весь стояк можно было принять за один расчетный
участок, будем приводить коэффициенты линейных и местных
сопротивлений замыкающих участков к скорости движения воды в стояке.
Для узла ^Х'/г'7 по методике, изложенной в примере 34, находим
0,42Д Цв /Я+К) = Л*.
откуда
0,16-1,07-10—4 -10,08 _„
X — = о,о.
0,325-Ю-4
Для трех замыкающих участков
х = 5,3-3= 15,9.
Местные сопротивления в стояке: два тройника на
проходе £=1-2 = 2; два вентиля £=10-2 = 20; три отвода £=1,5-3 = 4,5;
утка (отступ) £=1,5; воздухосборник £=1,5; спускные тройники £=0,7Х
Х2=1,4; 2£ = 30,9.
Общая сумма коэффициентов местных и линейных сопротивлений
Е'пр,в 15,9 + 30,9 = 46,8.
Длина стояка и примыкающих к нему участков магистрали без
учета замыкающих участков
1= 11,4 + 2,8-2 + 7,8 = 24,8.
Стояк 2. Диаметр стояка и подводок составляет '/г". Усредненный
коэффициент затекания в замыкающие участки из графика на рис. 16
<х3 =0,7. Сумма коэффициентов местных; сопротивлений двух тройников
на проход в замыкающем участке £=2, для трех этажей Z£=6.
— / = 2,85-0,5 3 4,27; - / + Е; = 4,27 + 6 = 10,27.
d d
0,72-1,0/-10~4 -10,27 -
= О.
1,07-Ю-4
Сумма коэффициентов местных сопротивлений-
стояка: два тройника на повороте £=1,5-2 = 3; два вентиля
£=16-2 = 32; отвод и утка £=1,5-2 = 3; спускные тройники £=0,7Х
Х2= 1,4; 2£ = 39,4.
Общая сумма коэффициентов местных и линейных сопротивлений
s:„phd = 5 + 39,4 = 44,4.
Длина стояка без замыкающих участков
/=4,3 + 2,8-2+6,8= 10,7 м.
Стояк 3. Принимаем диаметр стояка равным 3U", замыкающих
участков—'/г". Усредненный коэффициент затекания в замыкающие
участки из графика рис. 16 а3=0,38. Сумма коэффициентов местных
сопротивлений твух крестовин на проход в замыкающем участке
Г, = 11,33; —=2,85.
d
14?

Для одного замыкающего участка
— /+Я; -2.85-0,5+11,33 12,75:
d
О,.48". 1,07-КГ ' .12.7",
\ Ь.
о.;ш.ю '
Для трех замыкающих участков £=6 3=18. Гумма коэффициентов
местных и линейных сопротивлений I^„I)1IB-^ 57,4. Длина стояка без
замыкающих участков составляет 10,7 л.
Стояки 4--8 Значения х и 2~ этих стояков те же самые, что для
стояка о, так как они имеют одинаковые схемы и тепловые нагрузки
Все данные расчета ветви отопления сведены в табл. 29. Общий рас
хот. воты в ветви состав/пет 2453 кг/ч. Температурный перепад
24ЛЗ
Приемы перерасчета температурных перепадов, расходов воды и
потерь давления в стояках, магистральных участках, ветвях и в
системе приведены в предыдущих примерах.
Пример 38. Рассчитать ветвь однотрубной системы отопления с
нижней разводкой и о июсторонним присоединением отопительных
приборов к стоякам (рис. 32). Теплопотери подсчитаны при tH = - 30'~С
Параметры вот.ы в системе: tr =95,/,, =70°С.
Решение. На рис. 32 изображен план I зтажа правого крыла
пятиэтажного 80-квартирного жилого дома с подвалом. Высота
этажей в чистоте 2,5 м. Балконы отсутствуют. В качестве отопительных
приборов приняты радиаторы М-140. Ванные комнаты отапливаются
регистрами. Разводка магистралей — подокнами подвала.
1-й вариант плана и схемы отопления представляет собой
комбинацию вертикальных и горизонтальных участков стояков. Для стояков,
прокладываемых в кухнях и ванных комнатах, принята проточная
схема. Такая ж б схема может быть принята для стояков, размещаемых
в наружных углах жилых комнат. Наличие вторых стояков с
перемычками обеспечивает возможность регулировки температуры в
помещениях.
Все остальные стояки--со смещенными замыкающими участками.
Длина подводок стандартная — 35 см.
Особенность 2-го варианта схемы отопления — отсутствие
горизонтальных участков стояков, кроме угловых шнзт. Но если углы
наружных стен выполнить со скосами, заполнив их малотеплопроводпым
материалом, то и в этих комнатах можно принять схему стояков бе*.
1 эризонтальных участков (см. рис. 32, вариант стояка 3—2).
Заготовка элементов и монтаж систем проще во 2-м варианте.
Поэтому ему следует отдать предпочтение. С целью экономии
поверхности нагрева приборов подъемные стояки прокладываются в
помещениях с меньшими, а опускные- -с большими теплопотерями.
Рассмотрим особенности расчета однотрубной системы с нижней
развоткой. Ради уменьшения количества типоразмеров все стояки и
подводки к приборам принимаем двух диаметров '/а и 3/4", а замы:
кающие участки '/г". Чтобы обеспечить лучшую увязку потерь дав-
, 1ия в стояках, необходимо стремиться к уменьшению сопротивления
магистральных участков трубопроводов. Это можно сделать за счет
л^лоторого увеличения их диаметра.
Стояк /—16. Диаметр стояка 3/4"
Коэффициент местного сопротивления межратиаторного узла
mX'l'X3//' со смещенным замыкающим '"частом, приве ieiiH,jfi к чн-
144

E
S
S
o.
CJ
с
-
я
СТ
»=Ч
ей
*
fct
id
ta
О
•».."
r~
1—
Г-~
о
CO
о
о
r~»
о
со
о
ас
О
ее
О
о
ь;
о
1—
о
— СО
CN СМ
О СО
Г) СО ОС
CN СМ —
о о о
со
о
00 — ^- CD iO О
— CN CN CN CN CN
о о о с о о
О v:
СМ CN
t^ t-~.
ел
с-'
Г— — —< О t^
о о о
CD —1 ^
О ее со о 1-
СО •—I I—I Т-* ,-~
•— CN
О И П * N СО
1" —< —■ СО СО СМ
см см
СО
СО СО
см
CN
ю
см
iO 1—I
CN
см
CN
CN
-itDNNOoiN^ran
CN
CNC^lCMC'OOOiO'-^^CDCOCOCib-
O О СО СО СО t^ О О —' —« —■
— СОСОСМЮЮСМСОСОСМ CD О CN
О со со CM О О
со со со <d сз m о о
—i — CN CN
iC CO l" O-l CN Г-- О CI CI CN CN OO^ M f)
CMCNMcNCNCMCNCNCNCNCNCNcNCNCNCMCOCNCMCOCOCO
ооооооооооооо'о'о'сГое'сГооо'
CO О «С1 О О
■ЭО со - О
I-; л о -t ■*
in
CN
со
со
СП
см
~-ч
1^.
СМ
^-
CN
-*•
см
о
со
СМ
CN
О
359
СО СО
СО
СО
_-
со
см
г^.
ТГ
SS8
— о
* п о to
!- -Р Ч< С=
а о м oi см
о о со
со со
со со
г-, со со со
N С О СД О I*)
ГО СО СО СО СО (О О О О 't ч
— .—i _,— CN CM СМ Сч
CIJ
О
со со
CN
СО
о"
СМ СО
t^T I ! to"
iO in io ic in ir
<M CN —« —' i.O iC Ю u"j
t~ t- CO CO CO CO — — CO <~ "
CN
CO 1С
CO CN
О -*
О О
CN CN — О
CO О О CO О О
О О
СО 1^
о о
■с
CN
■ О О
СЧ
О Ю
о о
о о
Ю CD О Ю О CD
CN CN
~з
lO I"? О lO ~ О -3< TP т^ *тн TJ* -r-f.
Щ IO 1П lO О О i. С о i о CO Ю СО СО Ю СО СО 1(0 СО СО
INN!MCIC(^-fCIC4jioi(MC4(NOO(NOOINOO
СО С -— -— СО С О СО СО ОСОООСОООСОООСООО
со — о о о о О со о о о сГ о" о со" о о о о о о" о"
о ее с^> сгл> со со со
oi^i^coi^i^coo^cocococoooooooooot^-'st'
t^vOinNNN-tOlDhCONcaOSiniONOl»
C73 t^ 1^ -^ I ^ r^ 1^. t^
CO -*r Tf< ■* ~r ~f -rf * OD iO
co-f'-><-<r^'-i'-<t^—■—•!-• -4.-<t^. со—•i^.'-i'-it^.eom
r!> Ч" Ю Ю i-i L.O Щ iO
со 5 cS сЪ — о о со
CM О l~- 1^. ^f i~- t~- "г" '-О О -Г CO CO M" » О Ч"00^310)
s" С t -I- С J CO О i- ■ "■ О l" й О О * О ^" т* О « IN
■* П CN CM CM CM CN CN
О t-l~- СОСОСОСОООСО
сясо •"■•аоооойосоислююоойоюй
^-,^Г^- — —.ОО'-ОО'-'ОО—<о"о.-ioo—icd'o
_,-, ^-,„ — ^- _^-, CNCN CNCN CNCM
ОС N ■* ^| Ь Г-. Г~- f- t-- 1-. tV
•* О СО СО СО 1^ О- О t^ t^. С 1^ t^ О •—i t^. CD t-^ t^ СО in uO
CN-" — —< — __.-< «
-г.
s
©■g
;
а
О
CN
^h
t-
(~>
C)
CD
ГО
СЧ
in
о
,—1
f~>
111
о
^-t
in
IT)
~i-
ГО
uO
■«f
iO
r^
in
■*
о
1-^
m
m
-+
n
о
*r
CO'
-я-
^g
r~.
-r
—*-
CN
NMOiN4toH)MiN
CJ
u
Ю Ю
СЛ ГО
■=»> tn
-о о
ГО
vo -о
CJ
in
со
iO
о
CO
CO
CM
in
en
■*
CO
eo
i~>
CI
о
t^
со
Ю
<~>
CI
CO
t^
CO
CN
in
1-73
■*
CO
t>.
m
rN
in
ro
Tf
■*
m
ГМ
о
CO
^}-
CN
CM
iOOO
СЛ CM CM
^fOO
со со о
о ю
oo со со
CN
10 3aк. 225
145

SB
III fULB-JULfi®
.ППППП1®
'46

намическому давлению в стояке, £=6,4, а при наличии уток — 8,4.
В эти значения £ входит и сопротивление двух отводов.
В нашем примере при установке приборов в нишах подводки
делаются напрямую. Общее число межрадиаторных узлов 10, причем два
верхних узла имеют только по одному отводу, поэтому их
^=6,4—1,5 = 4,9.
Кроме межрадиаторных узлов необходимо учесть две утки,
установленные в местах перехода стояков в -подвал в связи с утолщением
стен:
ЕС = 6,4-8 + 4,9-2 -j- 1,5-2 = 64.
Участки 8,9 (d=V/4").
Отводы £=1,5-4=6; пробочные краны £=2-2 = 4; тройники
спускные £ = 0,7 • 2= 1,4; тройники на проходе £= 1 ■ 2 = 2; 2£= 13,4.
Общие потери давления в стояке /—16 и на участках 8, 9
# = 578,7 кГ/м2. Чтобы получить расчетное давление, необходимо из Н
вычесть 50% Не. Но так как величина Не у всех стояков почти одна
и та же, условимся ее учитывать в конце расчета при подборе
диаметра горловины элеватора.
Стояк 2—3. Расчет ведем в двух вариантах: по 1-му — подъемный
(угловой) стояк конструируется по проточной схеме, по 2-му — оба
стояка с замыкающими участками (см. табл. 30).
Принимаем все узлы стояка 3ДХ '/гХ3//'-
Таблица 30
Наименование элементов стояка 2-
Вертикальные межрадиаторные ;
Горизонтальные „
Отопительные приборы
Тройники спускные на проходе
, на повороте . .
Краны проходные
Скоба на опускном стояке .
-3
/злы
1-V
6,4-4=25.6
6,3-1=6,3
1,5-12=18
2-5=10
1,5-2=3
0,7-2=1,4
1,5-2=3
2-2=4
о
а; = 73,3
2-м
6,4-8=51,2
6,3-2=12,6
1,5-2=3
1,5-2=3
0,7-2=1,4
1,5-2=3
2-2=4
2
£С = 80,2
Расчет остальных стояков и участков приводим в табл. 32 без
пояснений. Стояки 5—4 и //—10 приняты составными по сечению:
подъемный и горизонтальный участки — диаметром 3U", опускной — '/г"-
Благодаря малым потерям давления в подающей и обратной
магистралях невязки получились незначительными (кроме стояков,
обслуживающих ванные комнаты). Для увеличения сопротивления этих
стояков в качестве запориой арматуры приняты вентили. За счет
избытка давления фактический расход воды лри полностью открытых
вентилях в стояках 13—12 и 15—14 будет не 116, а 156 кг/ч. Однако
незначительное увеличение расхода воды в магистральных участках
не скажется на результатах расчета. Во всех подъемных стояках с
замыкающими участками расход воды больше минимального (см. § 14).
Следовательно, опасность опрокидывания циркуляции воды в приборах
эгих стояков исключена.
Общие потери давления,в циркуляционном кольце, проходящем
через элеватор и стояки /—16, #=980 мм вод. ст. Определим величину
естественного давления ' Не. Для этого требуется точный подсчет веса
10*
147

столбов воды в опускном и подъемном стояках, как сделано в
примере 22. Но такой расчет очень трудоемок, а достигаемая при этом
точность не имеет .практического значения в расчете насосных систем
отопления. Можно ограничиться ориентировочным подсчетом Яе по
средним температурам воды в подъемном и опускном стояках.
Покажем, как это делается. Возьмем для примера стояки 1—16.
Температурный перепад в стояке 16 (без учета прибора V этажа)
\t
Р7— Ю _
<JCT
4423
То же, в стояке / Л/ = 25 — 11
Средние температуры воды:
14°С.
в стояке 1в / = 70 -|- -
'" 2
14
1ГС.
75,5 С;
» » / *,„ = 95 - -"*- = 88°С.
775.5 = 974,59; rS9 = 966,68 кг/м\
Приняв, что центр смешения —элеватор находится на 2 м ниже
нижних <подводок приборов I этажа, получим ориентировочное
значение
Я, 13,7(974,59- 966,68) -108,4 кГ/м*.
Точное значение Яс =122,28 кГ/м2.
Близкие к найде ому значения Яе псгучим и для других стояков.
Требуемый напор J элеватора
Яр = Я - 0,5 Яс = 980 - 0,5-108,4 -= 925,8 кГ/м*.
СИ.
0,3
0,3
5 0,6
I
t
С
^
\
^г
%
JCXJ-
о,1 0,2 о,з о,ч a,s
Скорость 8оды в стояке
0,6 v£
cm
Рис. 33. Кривые коэффициентов затекания воды
Л 2 при токе воды сверху вннз: 3. 4 — при токе всмы
снизу вверх
148

В заключение подбираем поверхности нагрева приборов. В табл. 33
представлен сделанный по формуле (20) расчет приборов стояка 1—16
с замыкающими участками и проточного стояка 5—4. В графе 1
указаны номера приборов, в графе 2 — тепловые нагрузки согласно схеме
отопления (рис. 32). Коэффициенты затекания а в 'Приборы для
стояка 1—16 определены по графику (рис. 33). Для проточного стояка 5—4
а=1 и, следовательно, бпр = GCT. Начальная температура воды,
входящей в приборы I этажа (графа 4), дана с учетом попутных потерь
тепла изолированной разводящей магистралью в подвале
(температура воздуха в подвале принята равной нулю). Температура воды tK,
входящей в приборы любого этажа (графа 4), считая по ходу
движения воды, определена по формуле
~Qnp„_i
*н„ = 'hi ~
ц-ст
где п, 1 и п—1 — номера приборов.
Например, для прибора № 4
93 _ 1115 + 860 + 7.» = Р
"' 406
Температурный лерепад в «приборах (графа 5)
д/ = Qnp
Значения <7ЭКМ, р , и |5i взяты из приложений IV и VI.
ботн определяется по формуле
/-J ?ЭКМ
17,4 Д<пр
Окончательное значение поверхности нагрева приборов (графа 14)
определено по формуле (20) с учетом полезной теплоотдачи
трубопроводов <2п-
Чтобы избежать трудоемкого подсчета Qn, в табл. 31 таны готовые
значения поверхностей полезной теплоотдачи труб FTp, выраженные
в экм.
Данная таблица относится к однотрубным системам с нижней
разводкой и односторонними подводками длиной 0,35 м.
Таблица 31

Наименование
элементов
Стояки
И
ПОДВОДКИ
Сцепки
Тип
узла

Проточный со

смещенными

ремычками
F10 в экм при диаметрах труб в дюймах
•/=
•Л 1
1V«
Высота этажа в м
2,5
0,23
0,26
2,7
0,25
0,27
3
0,26
0,29
2,5
0,29
0,29
2,7
0,31
3
0,33
2.5
0,34
0,3
0,32
0,32
2,7
0,30
0,34
3
0,38
0,3,
2.5
__
0.4
Число секций в приборах подсчитано по формуле (23).
В табл. 33 показан расчет приборов для стояка 1—2 1-го варианта
149

Таблица 32
34
участка
1
Q в
ккол/ч
2
О
в кг/ч
3
1 в м
4
d в
дюймах
5
D В
MjCtK
6
« 1 Rl
в кГ/М*
7
8
ЕС
9
Нт, |
г | н
1 ЕН
в кГ/м"
ю I
11 | 12
1 13 J
Стояк 1 —16
| 10145| 406 | 27,7 | V* ( 0,31 | 9 | 249,3| 64 | 4,8 | 307,2| 556,5| 556,5
Магистраль!
8,9 |10145| 406 | 20 | 1»/4 I 0.112| 0,7 | 14 | 13,4 | 0,61 | 8,2| 22,2| 578,7
Стояк 2 — З.Нр = 578,7 кГ}лР
1-й вариант
| 9 635[ 385 | 26,6 | 3/4 | 0,3 | 8,5 | 226,11 73,3 ( 4,5 I 329,9| 556 |
Невязка 3,6 %
2-й вариант
| 9 635| 385 [ 25 | з/4 | о,3 | 8.5 | 212.5| «0.2 | 4,5 | 360,9] 573,4| —
Невязка 0% w
Маги траль
7,10 119780
11 22 680
791
907
10,8
1,5
W«
1V8
0.165
0,191
1.13
1,5
12,4
2,3
2
1
1,36
1,83
Стояк 5 — 4.Щ=- 598 кГ/м*
54 130,2
272 33.2
6380
255
255
15
13,6
Зи
xh
0.2
0,38
3,6
20
2
7,2
2,8
1.8
60,4
239
15,2
4,1
114,4
511
593,9
598
625.4
1 | 1,9| 599,9
Невязка 4,5%
Магистраль
€ 126 160] 1046| 1,5 | 2 | 0,14 | 0,6 [ 0.9 | 1 | 0,98
Стояк 13—12. Яр = 599,9 — 4.1 - 595,8 кГ/м*
| 2900| 116 | 41 | Vs I 0,17 1 4.5 | 184,5| 101,4| 1,45 | 147 |"331,5] —
Избыток давления следует погасить вентилем или при расчете учитывать
r)9ri 8
: = 156 кг/ч
331,5
Д G = 156 — 116 = 40 кг/ч
Магистраль
5,12 | 29060| 1162 | 9,7 | 2 | 0,15 | 0,75 | 7,3 | 2 | 1,13 | 2,3| 9,6| 009.5
Стояк 7-6. Яр =609,5 кПм*
| 9825| 393 | 25 | 3/4 | 0,305| 8,6 | 215 ! 80.2 | 4,7 1 37(5,91 391,9| —
Невязка 2,9%
М а г и с т р а л ь
?,13 738 885| 1515 | 11,8 | 2 | 0,192| 1,1 | 13 | 2 | 1,85 | 3,7 | 16,7| 626,2
Стояк 8 — 9. Яр = 626,2 кГ/м^
Потери давления те же, что в стояке 7—6, Невязка 5,5%
Магистраль
3,14 1487101 1948 | 11,2 1 2 I 0,2481 1,76 I 19,7 I 2 I 3,05 ] 6,11 25,81 652
151610| 20G4 | 1 \2 | 0,2621 1,96 | 2 | 1 | 3,45 | 3,5| 5,5|б57.5
С т-о я к 11—10. Нр = 657,5 кГ/м*
Потери давления те же, что в стояке 5—4. Невязка 4,9П6
Магистраль
15
2 155090] 2204 I 1,2 I 2 I 0,255
1.16 (579901 2320 | 9.4 | 2 I 0,295,
1,85 I 2.2 I 1 I 3,3 1 3,3 I 5,5 I 663
2,48 | 23,4 | 11,3 I 4,4 | 49,7 | 73,1 | 736.1
150

Таблица 33
прибора
1
J
СУ а
2
1
3
*«
4
Д'лр
5
'в
6
Д'т
7
'экм
8
S
о
9
Ро
10
Pi
11
F
экм

(предварительная)
12
р
1 тр
13
F
*экм

(окончательная)
14
«экм
15
Р
16
п
1'
8
9
10
6
7
8
9
10
4
5
8
9
10
;тояк 1—16. GCT=406 кг/ч; ист= 0,31 м/сек; cti-6=0,45; Glip
,=1 - Gr
Подъемный участок
1115
860
755
755
945
183
183
183
183
183
93
90,2
88,1
86,3
84,4
6
4.7
4,1
4.1
5,2
18
18
18
18
18
72
69,8
68
06,2
63,8
381
370
357
347
331
3.6
4.5
5
5
3.7
u
1.12
1,13
1,13
1,1
1
1
1
1
1,04
2,66
2,08
1,87
1,93
2,7
0,29
0.29
0.29
0.29
0,29
2,37
1,79
1,58
1,64
2,61
0,31
0.31
0.31
0.31
0.31
1
1
0,95
0,95
1,02
Опускной участок. а6_ 10 -0,53; Gnp—aGCT
1290
960
960
1040
1465
215
215
215
215
215
82,1
78,9
76.6
74.1
71.6
6
4.5
4,5
4.8
6.8
18
18
18
18
18
61,1
58,6
56,1
53,7
50,2
405
381
362
338
312
3,9
4,9
4.6
4,1
2,6
1,04
1,05
1,04
1,04
1,02
1,05
1,07
1.08
1.1
1.1
3,22
2,57
2,75
3.25
5,00
0,29
0,29
0,29
0.29
0.29
2,93
2,28
2.46
2,96
4,77
0,31
0.31
0,31
0.31
0,31
1,02
1
1
1.02
1,05
10
10
16
Стояк [5—4. Gc Gnp 255 кг/ч
Подъемный участок
820
585
535
535
715
255
255
255
255
255
94
90,8
88,5
86,4
84,3
3,2
2,3
2,1
2,1
2,8
15
15
15
15
15
77,4
74,6
72,4
70,3
67,9
№3
397
383
372
357
7,2
10
10,5
10,2
7.3
1,18
1,18
1,18
1,18
1,18
1
1
1
1
1,04
1,72
1,25
1,18
1,22
1,76
0,29
0,29
0,29
0,29
0,29
1,4.
0,96
0,89
0,93
1,54
0,31
0,31
0,31
0.31
0.31
0,95
0.95
0.95
0.95
0.95
Опускной участок
715
535
535
585
820
255
255
255
255
255
81,5
78,7
70,6
74,5
72,2
2,8
2,1
2.1
2,3
3,2
15
15
15
15
15
65,1
62,6
60,5
58,3
55,6
445
420
400
378
356
9,2
11,5
11
9,5
6,4
1,00
1,06
1,00
1,06
1,055
1,05
1,07
1,08
1.1
1.1
1,59
1,29
1,36
1,61
2,4
0,26
0,26
0,26
0,26
0,26
1.33
1,03
1.1
1,35
2,14
0,31
0,31
0.31
0,31
0.31
0,95
0,95
0,95
0,95
1
Стояк /—2
Подъемный участок Gnp=GCT
1100
820
755
755
945
352
352
352
352
352
93
89,9
87,6
85,5
83,4
3,1
2,3
2,1
2,1
2,8
18
18
18
18
18
73,4
70,9
68,5
66,4
64
390
375
360
349
386
7,2
9,4
10
9,5
7,9
1,18
1,18
1,18
1,18
1,21
1
1
1
1
1,04
2,39
1,85
1,78
1,84
2.1
0,29
0,29
0,29
0,29
0,29
2,1
1,56
1,49
1,55
1,81
0,31
0,31
0,31
0,31
0,31
1
0,95
0,95
0,95
1
Опускной участок. ae=0,45; а7_ 10_0,54; 1>ст=0,27 м/сек
945
755
755
860
1115
158
190
190
190
190
80,6
77,9
75,8
73,6
71,2
6
4
4
4,5
5,9
18
18
18
18
18
59,6
55,9
53,8
51,3
50,2
357
360
340
319
310
3,4
5,2
4,9
4,1
3
1,13
1,05
1,05
1,04
1,03
1,05
1,07
1,08
1.1
1,1
2,46
2,14
2,28
2,86
3,84
0,29
0,29
0,29
0,29
0.29
2.17
1,85
1,99
2,56
3,55
0,31
0,31
0,31
0,31
0,31
1
1
1
1
1,02
7
6
6
8
12
151

6
л s
If
it
cz
L
\
1
Зона utnp=3aCy^
y\ |
G%<^
5T^-H
1
■^^—'Jora at„p=rsT ]
\12C
7 3 11 13 1£
Q.np - В сотнРх к кал/и
Рис. 34
схемы отопления. Расчетные перепады температуры вочы в приборах
для горизонтальных участков этого стояка определены по графику
(рис. 34). Остальное не нуждается в пояснениях.

Глава V
ПАРОВОЕ ОТОПЛЕНИЕ НИЗКОГО
ДАВЛЕНИЯ
§ 16. ОСНОВЫ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА
Давление пара в котле принимается в зависимости от назначения
здания и радиуса действия системы.
При расчете систем с самотечным возвратом конденсата давление
пара в котле определяется- также предельно допустимым уровнем
стояния конденсата в системе.
При повышенном давлении >пара приходится прибегать к
разомкнутой схеме с установкой конденсационного бака для сбора конденсата,
гидравлических затворов и конденсатоотводчиков или подпорных шайб,
чтобы избежать прорыва пара в конденсационный бак. В этом случае
мы получаем так называемую закрытую систему.
При закрытой системе возникает необходимость в установке
дополнительного оборудования (насоса и т. д.). Номограмма для расчета
паропроводов низкого давления приведена в приложении VII.
Эта номограмма составлена д-ром техн. наук. Г. А. Максимовым
для пара с объемным весом у = 0.634 кг/м3, что соответствует давлению
■пара 0,1 кГ\см2. Ею пользуются при расчете .паровых систем с
диапазоном давлений от 0 до 0,7 кГ/см2, что не совсем правильно.
Дело в том, что объемный вес пара зависит от величины давления.
При давлении 0,7 кПсм2 fnapa в 1,5 раза больше, чем при давлении
0,1 кГ/см2. Это значит, что, рассчитывая по номограмме
приложения VII паропровод с давлением 0,7 кГ/см2, мы получим в 1,5 раза
завышенные потери давления и скорости пара.
Поэтому для получения более точных результатов правильнее было
бы по этой номограмме рассчитывать паровые системы отопления на
давление не выше 0,2 кГ/см2, а при большем давлении пара
пользоваться методом расчета паропроводов высокого давления.
Коэффициенты местных сопротивлений £ противоточлых тройников
при слиянии и делении потоков следует брать по данным б. ЦНИПС,
коэффициенты остальных местных сопротивлений — из обычных таб«
лиц. С целью предотвращения гидравлических ударов в системе при
расчете не рекомендуется превышать максимальных пределов
скоростей пара, приведенных в табл. 34.
При расчете открытых систем парового отопления не следует
выходить из предельно допустимых невязок, которые установлены для
водяных систем отопления. Если этого нельзя добиться, то избыток
11 Зак. 223
153

Таблица 34
Условный диаметр
трубы в дюймах
V.
»/4
1
iv«
761/з
76/3 мм
Максимальная скорость пара в м/сек
при попутиом Движении пара
и конденсата
14
18
22
23
25
30
30
при встречном движении
пара и конденсата
10
12
14
15
17
20
20
давления пара приходится гасить дроссель-шайбами или вентилями
на ответвлениях и подводках к приборам. Дроссельные шайбы
подбираются по номограмме, изображенной на рис. 35. Толщина шайб
1,5—3 мм. Что касается закрытых систем, то для них нет необходи-
500
700 900 1500 ЗООО 5000 7000 9000
Количество тепла.пролодящегопо паропроводу, QffK*ajyv
Рис. 35
154

мости добиваться тщательной увязки потерь давления в ветвях и
ответвлениях. Важно лишь соблюдать условие, чтобы конденсат не
заливал нижних нагревательных приборов. Диаметры конденсатопрово-
дов подбираются по тепловым нагрузкам; таблицы для подбора
приводятся в учебниках.
При расчете поверхности нагрева приборов паровых систем
отопления пользуются формулой (20) в следующем виде (P0 = l. fr=l):
где k—коэффициент теплопередачи заданного нагревательного
прибора в ккал/м2ч°С;
tn — температура пара.
При давлении пара р ^0,7 кГ/см2 для нагревательных приборов
М-140 и ИМ-150 fe=8,9 ккал/м2ч°С.
Остальные обозначения даны в § 6.
Для определения теплоотдачи труб при подсчете поверхности
нагрева приборов температуру паропроводов можно принимать равной 100°С,
если давление пара до 0,2 кГ/см2, при более высоком давлении—равной
температуре пара. Температуру конденсационных подводок и стояков в
закрытых системах следует принимать равной 100°С. Что касается
конденсационных подводок и стояков открытых систем отопления, то их
теплоотдачу можно не учитывать.
§ 17. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА СИСТЕМ ОТОПЛЕНИЯ
Пример 39. На р*ис. 36 .изображены две ветви системы парового
отопления низкого давления в производственных мастерских двухэтажного
здания с собственной котельной в подвале, оборудованной чугунными
секционными котлами. Конденсат возвращается самотеком в котлы.
Произвести гидравлический расчет ветвей системы с увязкой потерь
давления с помощью диафрагм. Так как ниши отсутствуют, подводки к
приборам предусматриваются с утками.
Решение. Схема отопления принята с сухим конденсатопроводом;
выпуск воздуха из систем осуществляется в котельной через воздушную
трубку d=lJ2". Прокладка разводящих паропроводов принята под
потолком II этажа.
Конденсатопроводы прокладываются в подпольных каналах. На
паровых подводках ко всем нагревательным приборам, кроме стояка 24
лестничной клетки, ставятся 'Паровые вентили. На конденсационных
подводках рекомендуется ставить контрольные тройники с пробками'.
Открывая пробки, можно проверить, сконденсировался ли пар в
приборе; если не сконденсировался, то прикрывается вентиль на паровой
подводке. На паровых стояках вентили не ставятся.
Расстояние от котла до наиболее удаленного прибора стояка /
составляет 68,7 м. Принимаем давление пара в котле равным 0,1 кГ/см2,
или 1000 кГ/м2. Проверяем, нужно ли ставить компенсаторы на ветвях
системы. Длина наиболее протяженной ветви 38,5 м. Температура пара
Ш2Г'С.
Тепловое удлинение ветви .по формуле (27)
Д = 0,012 (102- 5) 38,5 = 45 мм < 50 мм.
1 Если избыток давления на всех паровых подводках полностью погашается
дроссель-шайбами, то контрольные тройники не ставятся.
IP
155

a
О
© ©
®
(D © (D <D
© ©
®
© (D
:ж:
M ^1
и и
M1 M M t=l Mt^MN=<
1=1 1=1 ,1=1 р=»
1=1 t=| ■Ь^Г",,1=1 t^—i
Гг
' 7^ ~
Инструментальный
цех
Склад
7"
^
Склад
Механический иех
VV
о
о
и
в
о
и
/г- г
Т=Т
бытовые и {служебные
,1» помещения ^%
и я
gttjl
lUc-ilbi.
jlk
• 2"
■2"
г "7v ТЕ
^е*
комплекса И С
тования
а_ [ и
i-4
г"
■ /&"
/'&" _Л
pig н' р=|^ F=T F=l . >=1 F=M F=l t=|
SZS
бытовые и\ служебн,
Л0мещения^,1"
% ® © © ® ($) ©
Т-^ t=| 1=1 1=1 •
^
Т=Г~^?
3=
@ ©

В)
324QQ
©"
6h000
(D ©
' ' S2» I У/,.
вж
\J3200ll/J\ |
/3,8 ^—-.l
1Ш „ Я±
t'A*
m^D
, WW) i
2000
JtT©
2" ,рЛ i |-—^ f предохранительным
устройствам
A» 33100(7?) 27_S00(ZS @ &№(p\ Qj) JB300(7h @ ЛШ-6Ъ
нительным Ч5Ш у 5Ш К 5600 X 47Р0_
±РЩ
^Y Спускная
5
щмоов фу*
[МРГ2
±ш
f(, ш±ф
i5gfc±
И±^*-
\Jt700_
Ш
> W ± __t1_ _ J_ _ и1 _
ЯШ . I85D
«rati:
\
5600
ч
ЩЦЩ
g^t^ff
Стена
6000
12,6
<®
<f
^Wjeooo-.
j^^dmo^ ^тж@ 'i^r^^^Jlmjgfa^
%
z Вентиль
x Ноитрольыо/й тройник
Рис. 36. Здание производственных мастерских
й — план II этажа; б —схема трубопроводов отопления

Постановки компенсаторов не требуется. Тепловую компенсацию
трубопроводов обеспечивают повороты у конечных стояков системы. Чтобы
избежать расстройства стыков паропроводов, в точках а и б
необходимо поставить мертвые опоры. Переходим к гидравлическому расчету.
Чтобы обеспечить заполняемость приборов паром, принимается запас
давления перед вентилями нагревательных приборов 150—200 кГ/м2.
Резервируя 35% от общего давления на местные сопротивления, получим
среднюю ориентировочную удельную потерю давления на трение
= (1000-150)0-0,35) =
Р"У С.8,7
Расчет начинаем с самой протяженной ветви, проходящей через
стояк /; вести его можно в любой последовательности (от прибора к котлу,
и наоборот).
Рекомендуется назначать такие диаметры труб, чтобы на общих
участках, ближайших к котлу, их удельное .сопротивление было больше, чем
/^ср.уп, а на участках, .расположенных между стояками, по
возможности меньше Rcp.ya-
Благодаря этому мы экономим в стоимости труб больших диаметров
я обеспечиваем лучшую увязку потерь давления в стояках.
Динамические напоры hv определяем по шкале, находящейся на полях
расчетной номограммы приложения VII. Сначала рассчитываем большие
ветви, а затем паровые стояки и подводки к приборам.
Ход расчета ветвей виден из табл. 35, поэтому ограничимся
подсчетом коэффициентов местных сопротивлений.
Расходы пара в ответвлениях у противоточных тройников всюду
почти одинаковы; 'принимаем для тройников при делении потоков £ = 6,3, при
слиянии £=5.
Ветвь 1-я, проходящая через стояк /.
Участок / (d=2").
Выход из паросборника (внезапное сужение) £ = 0,5.
Так как в тройнике на противотоке у паросборника движение пара
одностороннее, по данным б. ЦНИПС, при -^ =1 £=2,3; задвижка
"ств
£ = 0,5; отвод £=0,5; тройник проходной £=1; 2£=4,8.
Участок 2(с1=65мм).
Два отвода £ = 0,5 '2=1.
Участок 3 fd=2").
Тройник на противотоке при делении потоков £=6,3.
Участок 4 (rf=2").
Тройник на противотоке при делении потоков £=6,3; вентиль паровой
£=8;2£=14,3.
Участки 5,6,7,8.
Тройник проходной £= 1.
Участок P(d=l").
Тройник пр-охотной £=1; отвод £= 1; И£=2.
Участок 10 (d=3jt").
Крестовина проходная £=2; скоба £=2; 2£=4.
Участок /7 (d=*W).
Тройник противоточный при делении потоков £ = 6,3; отвод £=1,5;
утка £= 1,5; 2£ = 9,3.
Общие потери давления в ветви, проходящей через стояк /:
Е [Rl + Z)-- 824,3 кГ/м".
158

Таблица 35
J*
. 1астка
1
Q
в ккал/ч
2
1 и м
3
d
в дюймах
4
II В
м/сек
5
R
1 Ш
А
в кГ/л*
6
I 7
8
SC
9
Z 1 RI+Z
в кГ/м1
10 | 11
Ветвь 1-я через стояк /. Яр = 850 кГ/ж2, #Ср.уд" = ^,05 кГ/л*
66 000
132 000
68 (KK)
35 G00
29 800
2Н><>1>
19 100
13 300
7 500
3 Ю0
1 600
3,2
13,8
5
3
7,5
Г»
7,5
7,5
10,4
8
0,8
08,7 |
2
G5 мм
2
2
IV.
IVs
IVs
1V4
I
3/4
v«
-
25,3
19
2G
15
19,2
1Г)
13
11.5
П,5
8,4
7,2
-
9,5
8
10
3,2
7.3
з.з
3,1
4,5
3, 4
3,9
-
30,4
110,4
50
9,G
54,7
30
24,8
23,2
46,8
13,6
3,1
ЗРС.6
20
25
22
7,4
10,2
8,5
5,4
4,4
4,4
2,3
1.7
-
4.8
1
6,3
14,3
1
1
1
1
2
4
9,3
-
9G
25
138,6
105,8
10,2
8,5
5,4
4,4
8,8
9,2
13, S
427,7
126,4
135,4
188,G
115,4
64,9
3S.5
30,2
27,G
55.fi
22,8
18,9
824,3
Ветвь 2-я через стояк 24. Hp 562,5 кГ/м2, /?qi- уд = 7,3 кГ/м2
64 000
33 100
27500
21900
16 300
11 600
G 000
6
3
7,5
7,5
6
7,5
12,G
50,1
2
2
17г
Wi
IV4
IV4
1
—
25
12,4
18,1
14,5
14,6
10
9
—
9
2,5
6,5
4,1
5
2,5
2,9
—
54
7,5
48,8
30,8
30
18,8
36,6
196,5
20
5
10,2
6,9
6,9
3,3
2.G
—
6,3
14,3
1
1
1
1
15,5
—
126
71,5
10,2
6,9
G,9
3,3
40,3
265,1
180
79
59
37,7
36,9
22,1
76,9
491,6
5 800
2 600
1 300
Невязка 12,G%
Расчет стояков
Стояк 2. Ну — 97,3 кГ\м?
3,2
4
1.4
8,6
3/4
Vi
Vi
—
14,1
12
5,8
—
9
9,4
2,6
28,8
37,С
3,8
70,2
6,2
4,7
1.1
1,5
5
7,8
9,3
23,5
8,6
41,4
38,1
61,1
12,4
111,6
Невязка 11,7%
159

Продолжение табл.-35
№
участка
1
Q
2
/ в М
3
d
в дюймах
4
V В
MJCCK
5
R
1 Я1 1
ft
в кГ/м2
6
1 7 |
8
SC
9
Z | ЯЛ-Z
в кГ/м"
10 | 11
26
27
28
Стояк 3. Яр = 124,9 /сГ/ж*
Диаметры участков и потери давления тс же, что в стояке 2
Невязка 10,0%
Стояк 4. Яр = 155,1 кГ/м*
4 900
2 200
1 300
3,2
4
1
8,2
SU
Va
Va
12,1
9,5
5,8
1
С, 5
6,4
2,0
20,8
25, С,
2,0
49
5
2,9
1,1
1.5
5
7,8
7.5
14,5
8,6
30,0
28,3
40,1
11.2
79,0
Избыток давления ДЯ= 155,1-—79,0 = 75,5 кГ/м2
Диаметр отверстия дроссельной шайбы d 12,5 мм
Стояк 5. Яр = 193,0 кГ/м*
Диаметры участков и потери давления те же, что в стояке 2
Избыток давления Л Я = 193,0—111,0 = 82 кГ/м2
Диаметр отверстия шайбы d =12,5 мм
Стояк 6. Яр = 258,5 кГ/ж«
Диаметры участков и потери давления те же, что в стояке 2
Избыток давления Д Я = 258,5 — 111,0 140,9 кГ/м*
Диаметр отверстия шайбы d =11,5 мм
Расчет подводок к приборам
Стояк 1. И
Рн
I (RI ;- Z)io.n = 41,7 кГ/м*
U
этаж
2 000
0,8
4.7
2,7
10,2
20,9
Избыток давления ДЯ=41,7 — 20,9= 20,8 кГ1мг погашается вентитем ит шайбой
с диаметром отверстия d--\\ мм
Стояк 2. Яр = 2 (RI -г S)2Ii22 = 73,5 кГ/м*
II
этаж
1000
1,4
1L
7.1
5,0
1,7
4,5
7.7
13
Избыток давления ДЯ 73,5—13,3 = 00,2 кГ/л3 погашается вентилем или шайбой
с диаметром отверстия d = b мм
Стояки 3, 5, 6—-то же, что стояк 2
Стояк 4. НР S (Rl + Z)27,„8 = 51,3 кГ/м?
И
этаж
1 100
1
*/■
0.8
4,5
3,0
5,0
Избыток давления ДЯ = 51,3 — 5,0 — 45,7 кГ/м2 погашается вентилем или шайбой
с диаметром отверстия d — 7,5 мм
100

Фактический запас давления перед вентилем прибора
1000 - 824,3 = 175,7 кГ/м\
Ветвь 2-я (через стояк 24).
Располагаемое давление пара в этой ветви равно потерям давления
1-й ветви за вычетом потерь давления на общих участках / и 2
Яр = 824,3 - (126,4 + 135,4) = 562,5 кГ/м*,
длине ветви 50,1 м
fc,.„= ■«.«(■-сад =73кГ/мК
50,1
Коэффициенты местных сопротивлений те же, что в 1-й ветви, кроме
стояка 24.
Местные сопротивления стояка 24.
Участок 18 (d=\").
Тройник'проходной £=1; вентиль £=9; четыре отвода £=1 -4=4;
утка £=1,5; 2£=15,5.
Переходим к расчету остальных стояков.
Для примера рассчитаем стояк 2 1-й ветви. Минимальные диаметры
всех стояков .принимаем из условия, чтобы не превысить рекомендуемые
в табл. 34 предельные скорости движения пара. Располагаемое давление
равно сумме потерь давления на участках 9, 10, 11.
Местные сопротивления участков стояка 2.
Участок 20 (<f=3/4").
Тройник на повороте £=1,5.
Участок 21 (d=l/2").
Крестовина проходная £=2; скоба £=3; 2£=5.
Участок 22 {d=4z").
Тройник на противотоке при делении лотоков £=6,3; утка £=1,5;
££=7,8.
Потери давления в стояке 2 оказались на 14,7% больше потерь
давления в стояке 1, что вполне допустимо. В стояках 4, 5, 6 избыток потерь
давления погашаем дроссельными шайбами, устанавливаемыми в
стыках труб верхних участков. Зная тепловые нагрузки стояка и избыток
давления, дроссельные шайбы подбираем по номограмме, изображенной
на рис. 35. Полученный из номограммы диаметр отверстия шайбы
округляем до 0,5 мм в большую сторону. Можно избежать постановки
дроссельных шайб в стояках 4,5, 6, если диаметры верхних участков этих
стояков принять не 3Л, а '/г'7, но в этом случае скорости движения пара
превысили бы рекомендуемые в табл. 34 пределы. Это нежелательно,
так как привело бы к увеличению шума при работе системы. Можно
поступить иначе, увеличив сопротивление дальнего стояка и уменьшив
потери давления на участках, расположенных между стояками, за счет
увеличения их диаметров.
Расчет паровых подводок к нагревательным
приборам II эта ж а.
Стояк/.
Располагаемое давление пара для подводок .к приборам II этажа
равно сумме потерь давления на участках 10 и 11:
НРи = 22,8 +18,9-41,7 кГ/м?.
Рассчитываем подводку к приборам на сцепке.
Местные сопротивления: крестовина на повороте £=3;
отвод £=1,5; утка £=1,5; 2£=6.
Избыток давления Др = 41,7—20,9 = 20,8 кГ/м2 погашаем дроссельной
1С1

шайбой d= 11 мм или вентилем. Точно так же производится подбор
дроссельных шайб и для подводок к приборам II этажа остальных стояков.
Расчет стояков и паровых подводок сведен в табл. 35. В табл. 36
приведены сравнительные данные подбора по тепловым нагрузкам
диаметров горизонтальных участков сухого и .мокрого кояденсатопроводов.
Устройство мокрого конденсатопровода возможно лишь при наличии
подвала под всем зданием.
В табл. 37 показаны сравнительные данные по расходу труб и
стоимости их прокладки применительно к VII территориальному поясу для
горизонтальных участков двух ветвей сухого и мокрого кондснсатопро-
вочов. Длина труб мокрого конденсатопровода вдвое больше, а
стоимость их прокладки даже без учета накладных расходов на 6! % выше,
чем для сухого конденсатопровода.
Эта разница станет еще больше, если учесть дополнительное
увеличение длины конденсационных стояков при мокром конденсатопровоче.
Как видно из приведенного сравнения, мокрый конденсатопровод менее
эффективен, несмотря на то, что срок его службы примерно вдвое
больше, чем сухого конденсатопровода.
Пример 40. Произвести гидравлический расчет системы отопления,
изображенной на рис. 36, без установки дроссельных шайб на стояках
и подводках. При расчете (использовать данные примера 39.
Решение. Оставляя без изменения расчет ветвей системы и
крайних стояков (табл. 35), ограничимся расчетом промежуточных стояков
и подводок к приборам II этажа; результаты приведены в табл. 38.
Невязки в потерях давления нигде не превышают 25%.
Чтобы увязать потери давления, участок 29 стояка 5 сделан
составным по сечению. С целью уменьшения невязок в потерях давления
скорости движения пара на участках 29' и 32 приняты несколько
выше рекомендуемых в табл. 34 пределов, что можно допустить для
производственного здания.
Во всех подводках к приборам II этажа получается большой
избыток давления. Поэтому диаметры паровых подводок II этажа
принимаем '/г" без расчета. Избыток давления придется погашать
вентилями, установленными у приборов II этажа при пуске системы в
эксплуатацию.
Пример 41. По данным примера 39 произвести гидравлический
расчет ветви системы отопления с нижней разводкой, изображенной на
рис. 37.
Решение. Давление пара в котле так же, как в примере 39, равно
0,1 кГ/см*.
Принимая запас давления у вентилей приборов 150 кГ{м2 и
резервируя 35% давления на местные сопротивления, получим
Яс,уд - J'i^l^-ML = 9,5 кПм*.
оо, 1
Гидравлический расчет ветви аналогичен сделанному в примере 39
Поэтому диаметры всех магистральных участков, кроме 2 и 4, приняты
такие же, как при верхней разводке. Диаметры участка 9 и .стояков
подобраны, исходя из условия, чтобы скорости движения пара не
превышали предельно допустимых при встречном движении пара и
конденсата.
Кроме магистральных трубопроводов, рассчитаны стояки / и 2,
включая подводки к нижним приборам
Местные сопротивления участков стояка 2.
Участок 13 (<*=!").
IG2

Таблица 36
.\ь участков 9'
8'
С
IS'
16'
Тепловые
нагру жи
в ккал/ч
7 500 13 300 , 19 1(30
24 О-Ю
й 8J0 Чj 6CO 64
13Д)'0 t> lOJ
11 бО'4 1G 1Х>
15'
14' IS
21 9( ) , 27 500
12'
000
Сухой ьондонсагопровод
Лиамстры
конденсато-
проводов
в дюймах
3/4 I 1
Чг »/а
Va
W< I W4 I I1/*
v«
»/i
l1 „ ь i З'л 1
1/4 4 4 1
Мокрый конденсатопровод
3h
зд
3/4 Vs Ve
1 1
W4
W4
Va Va Va
3/4
Прнмечани! Диаметры всех конденсационных подводок и ctorkobi/2". Длина воздушной трубки </ Vs ih лпух ветвей мокрого конденсатопровода 94 м.
ел
со

Таблица 37
Cyx>il конгенсатопровод
d в дюймах
V2
S/4
1
1V4
2
1 в м
2
27
34,5
34
3
100,5
стоимость
1 пог. м
общая
стоимость
в руб.
0,63
0,66
0,77
0,8
1,1G
1,26
17,82
20,56
27,2
3,48
76,32
Мокрый кондснсатопровод
й в дюймах
1
_
1 в м
156
34
3
193
стоимость
1 пог. м
общая
стоимость
в руб.
0,63
0,66
0,77
98.28
22,44
2,31
123,03.
Примечание. Стоимость приведена без учета накладных расходов.
23
24
25
26
27
28
29
29'
30
31
Таблица 38
%й
0
в ккал/ч
1 в м
d
в дюймах
to
=3
R ' W
(
h
с
и кГ/м'-
V"
Z
RI + Z
d кг[*е
32
33
34
5 800
2 600
13'К)
4 90!)
2 200
1 300
5 800
5 800
2 600
1300
5 S0D
2 601)
i3o:i
Стояк 3. Нр-- 1 (Rl 4 Z)8-n- 124,9 кГ'м-
3,2
4
1,4
8,6
зи
Чг
V,
-
14,1
12
5,8
-
9
9,4
2,6
1
28,8
37,6
3,8
70,2
6,2
4,7
!,1
-
1,5
5
7,8
_
9,3
23,5
8,6
41,4
38,1
61,1
12,4
111,6
Невязка 10%
С т о я к 4. Нр = l(Rl + Z)7-u = 155,1 кГ/м-
3,2
4
1
21
9,5
5,8
28
6.4
2,6
89,6
25,6
2,6
8,2
| - I U7,8
Невязка 3,6%
13
2,9
1,1
1.5
5
7,8
19,5
14,5
8,6
42,6
109,1
40,1
11,2
160,4
С т о я к 5. //„ -^ ЦЯ1 + Z)e-n = 193,6 кГ/м*
0,6
2,6
4
1,4
Я, 6
3/4
Va
V.
Vi
14,1
24,5
12
5,8
-
9
40
9,4
2,6
—
■>,4
101
37,6
3,8
150,8
6,2
-
4,7
1,1
-
1,5
5
7.8
"
9,3
23,5
8,6
41,4
14,7
104
61,1
12.4
192,2
Невязка 0%
Стояк 6. Нр = ЦШ + Z)a-n = 258,5 кГ/м2
3.2
4
1,4
V.
V,
Чг
8.6 - —
24,5
12
1 5,8
- 1
40
9,4
'2,6
1
128
37,6
3,8
169,4
19
4,7
1,1
- 1
1,5
5
7,8
28,5
23,5
8,6
60,6
156,5
61.1
12,4
230
Невязка 12,6%

i
\65

Тройник на повороте £= 1,5; .скоба £=2; 2£=3,5.
Участок 14 {d=\").
Крестовина проходная £, = 2; скоба £=2; 2£=4.
Участок 15 {d=42").
Тройник противоточный при делении потоков £=6,3; утка £=1,5;
2£=7,8.
Подводки к приборам I этажа.
Участок 12 {d=xk").
Крестовина на повороте £=3; отвод и утка £= 1,5 ■ 2 = 3; £2 = 6.
У ч а с т о к 16 {d= 72").
Крестовина на повороте £=3; утка £=='1,5; £2=4,5.
Диаметры остальных стояков принимаются такие же, как стояка 2.
Невязка давления в стояке 2 составляет 17%, в остальных
промежуточных стояках он больше 25%. Поэтому избыток давления у
промежуточных стояков 3, 4, б и 6 придется погашать вентилями, установленными
у приборов.
Увязка потерь давления между подводками к приборам I и II
этажей при нижней разводке получается лучше, чем при верхней, что
объясняется малыми потерями давления на участках стояков. Зато
схема с нижней разводкой требует увеличенных диаметров стояков.
Гидравлический расчет ветви приведен в табл. 39. Остаточное дав-
Таблица 39
Ц участка
Q в ккал/ч
1 в м
d в дюймах v, B
м/сек
R
*' ' К
в кГ/м"
1С
Z
RI+Z
в кГ/м*
Нр =8Г,0 кГ/м2, /? = 9,5 кГ/м*
1
2
3
4
5
€
7
8
9
10
11
66 (10(1
132 000
68 000
35 600
29 800
24 000
19 100
13 300
7 500
4 100
2 000
3,2
5,8
,г>
3
7,5
6
7,5
7,5
7,8
4
0,8
58,1
2
76/3 мм
2
1 V«
1 Vfl
1J/2
1 V,
1 V4
1 V*
1
■/«
—
23,3
21
26
24
19,2
16
13
11,5
6
5,9
4.5
-
9.3
3,6
10
11,6
7,3
5
3,3
3.1
1
1.4
1.2
-
30,1
20,9
30
34, S
54,7
30
24,S
23,2
7,8
5,6
1
2S3.2
20
13
22
IX
10,2
8.5
5,4
4,4
1,13
1,14
0,64
-
4,8
1
6,3
14,3
1
1
1
1
5,3
4
9,3
-
96
15
138,6
237,4
10,2
8.5
5.4
4.4
6,1
4,6
6
532.2
126,4
33.9
188,6
292,2
64,9
38,5
30,2
27,6
13,9
10,2
7
835,4
Избыток давления у вентиля самого дальнего прибора
1000 — 835=165 кГ/л2
Расчет стояков и поцводок к приборам
Подводки к прибору I этажа. Нр = 2 [Rl +2)1011 =17,2 кГ1м?
12 | 1600| 0,8 | Va I 7,2 | 3,9 | 3,1 | 1,7 | 6 | 10,2 | 13,3
Невязка 22,8% < 25%
Стояк 2. Яр = 2 [Rl + Z)9_u =31,1 кГ>»
5 800
3200
1 600
0,8
4
1.4
1
1
V.
8,6
4,5
7,1
2.6
0.9
4
2.1
3,6
5,6
11.3
2,6
0,61
1.7
-
3.5
4
7.8
- 1
9,1
2.6
13,3
25
11,2
0.2
IS.9
36.3
Невязка 17°6
Потводка к прибору I этажа. Нр = I {Rl + Z)1415 =25,1 кГ/м2
1С | 1300] 1,4 | Va I 5,8 | 2,6 | 3,8 | 1.1 | 4,5 | 5 | 8,8
Избыток давления 16,3 к/7ма

ление пара в конце горизонтального участка 9 составляет 1 000—818 =
= 182 мм-—0,19 м. Высота гидравлического затвора в точке а
/г= 190 + 300 = 490 мм,
где 300— гарантийный запас высоты затвора в мм.
Пример 42. Определить поверхность нагрева приборов стояка
парового отопления низкого давления с учетом теплоотдачи паропроводов в
помещение. Давление в системе 0,1 кГ/см2. Разрез помещения показан
на рнс. 38. Температура внутреннего воздуха 16°С. Нагревательные
приборы типа М-140 с поверхностью нагрева одной секции /"=0,254 м~\
устанавливаются на стене без ниш.
Решение. Теплоотдачу паропроводами подсчитываем, пользуясь
табл. 2 приложения I. Теплоотдача конденсатопроводов не
учитывается. Данные подсчета сводим в табл. 40. Графы 2, 3 и 4 заполняем
данными, взятыми с рис. 38. Температура пара tn = 100, Д/т=100—16=
= 84°С (графа 5). Значения коэффициента а, учитывающего положение
труб, берем из § 6.
Таблица 40
№
поме*
щения
1
201
№
участка
2
7
8
9
П. ст.
П. и.
d
и дюймах
3
1 xh
1 V*
1
v2
Чг
1 в м
4
5
7,5
4
fi
4
М
" т
5
84
84
84
S4
84
Теплоотдача
1 по г. м
трубы
9т
6
181
172
139
89
89
i
"г
7
152
144
117
75
75
• т
8
760
1080
468
450
зоо
3 058
а
9
0,25
0,25
0,25
0,5
1
Q =Q a
в ккал/ч
10
fi
190
270
117
225
3[)()
1 102
Примечание. П. ст. — паровой стояк; П. п. — паровая подводка. <}т
Общая тепловая нагрузка на приборы помещения
Q = 1600-4 = 6400 ккал/ч.
R4
1U0
-3000—*+. 7500 -4—Ш0 —
Рис. 38
Расчетная теплоотдача всех приборов
Qnp = 6400- 1102 = 5298 ккал/ч.
Общая поверхность нагрева приборов
F =
Qnr
kAtT
5298
8,9-84
= 7,07 М\
1С7

Общее число секций п = —'-— = 28 шт.
0,254
Устанавливаем 4 прибора по 7 секций.
Поправочные коэффициенты поверхности нагрева равны 1.

Глава VI
ПАРОВОЕ ОТОПЛЕНИЕ ВЫСОКОГО
ДАВЛЕНИЯ
§ 18. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ И ПОДБОР ОБОРУДОВАНИЯ
Паровые системы высокого давления выполняются только
вертикальные двухтрубные с верхней или нижней разводкой. При наличии
длинных ветвей системы иногда конструируются с попутным движением
пара и конденсата, так как при тупиковой схеме разводки, вследствие
того что давление пара в ближних участках ветви на много больше чем
в дальних, возможны подпор конденсата в концевых стояках и залив
нагревательных приборов и стояков конденсатом.
В тех случаях, когда возврат конденсата в котельную самотеком
или под действием собственного давления невозможен, для ею сбора в
цехе устанавливается промежуточный конденсационный бак. Из бака
конденсат перекачивается насосом в котельную.
При возврате перегретого конденсата от паровых систем высокого
давления в открытый конденсационный бак весь несконденсировавший-
ся (пролетный) пар и пар вторичного вскипания удаляется из него че
рез воздушную трубку, что приводит к большим потерям тепла,
доходящим до 10—15%.
Чтобы уменьшить бесполезные потери тепла, целесообразно при
большом .расходе конденсата использовать теплоту его перегрева. С
этой целью устанавливается закрытый конденсационный бак емкостью,
равной получасовому расходу конденсата. Бак оборудуется
водомерным стеклом, гидравлическим затвором особой конструкции (рис. 39)
или двумя предохранительными клапанами (при /?>0,5 кГ/см2), один
из которых должен быть запломбирован.
В случае использования пара вторичного вскипания вместо второго
предохранительного клапана к баку присоединяется пароразборная
труба.
Давление пара в конденсационном баке уравновешивается столбом
воды в затворе Яь который принимается на 0,2—0,5 м выше давления
пара вторичного вскипания в баке. Бачок А служит для того, чтобы
гидрозатвор не разрядился в случае образования вакуума. Высота
трубы Hi принимается по местным условиям, но не менее величины Нх и не
более 9—10 м (подробности см. в примере 46).
Вторичный пап направляется в систему отопления низкого давления
или используется для подогрева воды. Расчетные номограммы и габ-
П",«)

лицы для паропроводов построены для значения объемного веса
равного 1, что соответствует давлению пара р = 0,Ъ кГ/см2.
Действительные потери давления пара на 1 пог. м длины паропровода Яд — ——
Тж '
Действительная скорость движения пара сд = ^^-, где Я
Тд
уел
и г>усл -
табличные значения удельных потерь давления и скорости при 7 = 1;
7л—объемный вес пара при данном давлении, в кг/м?.
Выброс пора или
перелив конденсата
/(насосам
Рис. 39. Гидравлический затвор
/ — конденсационный бак: 2 — пар давлением р; 3 — уровень воды при
давлении р; 4 — пар: 5 — спуск или наполнение
Действительные значения объемного веса с достаточной для
практики точностью могут приниматься по начальному давлению в
рассчитываемых участках. Лишь в длинных магистральных паропроводах при
больших перепадах давления, что обычно имеет место в наружных сетях,
приходится у определять по среднему давлению пара на участках.
При определении потерь давления на местные сопротивления
обычно пользуются методом приведения потерь давления к линейным
сопротивлениям через /э, где 19 = ЕС —.
Общие потери давления в паропроводе
Н =
rJi + K ~)кГ/м\
(41)
170

Номограмма для расчета паропроводов при иусл и RyQn приведена
в приложении VIII, а значения —— даны в табл. 41.
А
Та блиц а 41
Диаметры
труб
i
X
В дюймах
7i
0,5
-и | 1
0,7
1
1 '/«
1,4
1 7.
1,7
2
2,3
2 V.
3.1
В лш
"/•
<_/,0
•■/...
4
ю7<
4.7
107«
5.1
"7«
5.4
"Ч*.ш
8
Расход пара в .системе определяется в зависимости от принятого
тавления р у отопительных приборов по формуле
G — — кг/ч,
(42)
где Q — тепловая нагрузка на прибор в ккал/ч;
г—скрытая теплота испарения при давлении р.
Не следует принимать очень большие перепады давления в
системе, что не оправдывается ни с экономической, ни с эксплуатационной
точек зрения. Расчет ветвей производится с учетом, чтобы невязки в
потерях давления были по возможности минимальные.
При расчете необходимо обращать внимание на то, чтобы скорости
движения пара не превышали предельно допустимых, которые
приводятся ниже
Диаметры
в дюймах
Скорость в
м/сек
7.
25
74
40
1
50
1 7*
55
17,
60
70
80
Ввиду сравнительно незначительного количества попутного концен-
сата его можно не учитывать при расчете шаровых систем отопления.
Конденсатопроводы делятся на сухие, эмульсионные и напорные.
В паровых системах высокого давления весь конденсагопровод на
участке от нагревательных .приборов до конденсатоотводчика считается
сухим, так как он заполнен конденсатом и воздухом.
К эмульсионному относится участок конденсатопровода за кснденса-
тоотводчиком при условии, что конденсат неохлажденный. В этом
случае приходится иметь дело с 'пароводяной эмульсией, которая
образуется вследствие снижения давления конденсата в конденсатоотводчике.
Напорными называются такие конденсатопроводы, в которых напор
создается за счет насоса или давления в напорном баке.
Напорные конденсатопроводы рассчитываются по номограммам для
расчета водяных сетей.
Сухие конденсатопроводы можно подбирать без расчета по табл. 42.
Таблица 42
Диаметры труб
Количество тепла,
выделенное
паром,
образовавшим конденсат,
в тыс. ккал/ч .
В дюймах
V.
7.5
74
25
1
38
1 74
80
1 7,
ПО
2
200
В мм
*7.
475
•V..«J"7..™
700
1050
"7..,.
1330
171

эр ости
Тк .
»
Тэ
Тк
Тэ
движения
конденсата по
(43)
(44)
Если конденсатопровод несет пароводяную эмульсию, то при
пользовании номограммой для расчета водяных сетей необходимо
производить пересчет потерь давления и скорости
формулам:
Рэ=Рк
где рк и vK—потери давления и скорость конденсата, взятые по
номограмме;
7к— объемный вес конденсата в кг/м3;
7э — объемный вес пароводяной эмульсии в кг/м*.
Пересчет найденных по номограмме диаметров конденсатопровода
без изменения при этом удельных потерь давления на трение
производится по формуле
1ч \П.1Я
(45)
*-«ег
где dK — диаметр (внутренний), взятый из номограммы.
В табл. 43 приводится объемный вес пароводяной эмульсии 7э.
образующейся при снижении давления с рн до рк.
Таблица 43
р в
н
кГ/см*
0,1
0,2
0,3
0,4
<>,5
1
1,.".
•>
3
3,5
4
ЗГ,
ЗС
37
31
2(1
l."i
11
9
S
7
(i
I)
0,1
147
6f)
4<>
33
19
14
11
9
8
7
7
0., |
—
109
71
ЛО
22
10
13
11
9
9
3
0,4
1.Т)
93
30
20
13
13
11
К)
9
кГ/см-
0.4
—
—
167
ЗС
23
17
14
12
11
10
0,5
—
—
—
47
27
20
1С
14
12
11
1
—
—
—
—
72
39
29
22
19
17
1.5
—
—
—
—
—
ПО
CI
42
35
29
2
—
—
—
—
—
—
139
79
57
44
Потери давления на местные сопротивления в конденсагопроводах
так же, как в паропроводах, можно привести к линейным потерям
давления, выраженным через d/k. При приближенных расчетах потери
давления на местные сопротивления принимаются в размере 20°/о от
линейных потерь давления.
При расчете конденсатопроводов шероховатость труб принимается
л"=0,5 мм. А так как 'номограмма для расчета водяных сетей составлена
для Д'=0,2 мм, то при пользовании ею для определения потерь
давления на трение необходимо вводить коэффициент р. Значения {3
приводятся ниже
Диаметры
труб в дюймах
Чг
V«
1 7«
1 V.
2 Vs и более
1,42
1,39
1,38
1,36
1,35
1,33
1.31
Эти значения р подсчитаны по формуле ВТИ для гидравлически
шероховатых труб'.
1 В «Указаниях по проектированию отопления и вентиляции» (СН 7—57)
приведены таблицы, обегчающие расчет эмульсионных трубопроводов.
172

Подбор наиболее распространенных конденсатоотводчиков типа
45ч4бр производится по номограмме (рис. 40), других типов — по
таблицам справочников. Для нормальной работы конденсатоотводчнка с
поплавком периодического действия необходимо соблюдение
следующих двух условий.
Первое условие. Вес
поплавка толжен быть больше
производимого давления на клапан.
При несоблюдении этого условия
клапан не откроется. Это
условие выражается формулой
g^0,9ld*Ap, (46)
где g—вес поплавка в кг;
d—диаметр клапанного
отверстия в см;
Ар—разность давлений до и
после
конденсатоотводчнка в кГ/см2.
Второе условие. Вес
поплавка должен быть меньше
веса вытесняемого им конденсата,
иначе поплавок не всплывет и
клапан не закроется.
лля соблюдения второго
условия необходимо максимальный вес
поплавка gMaKC проверять по формуле
gaw :0,92V 0,48^(^+1)
Минимальный объем поплавка
у
* мин
N00
* в
&рвкГ/СМ2
Рис. 40
(47)
(48)
1,1 £ ,-0,52^(Pi+l),
[де Р\—давление перед конденсатоотводчиком в кГ/см2;
V— объем поплавка в л.
Вместо конденсатоотводчиков на конденсатопрозодах можно ставить
подпорные шайбы. Эти шайбы вставляются в корпус муфтового венти-
тя или во фланцевый стык трубопроводов.
Для подбора подпорных шайб на рис. 41 приведены графики: № 1 —
для охлажденного конденсата, № 2 — для пароводяной эмульсии.
Диаметры водоотделителей принимаются равными диаметрам
паропровода. Редукционные клапаны подбираются по номограмме А. В.
Хлудова (рис. 42). Минимальное давление, на которое может быть
отрегулирован редукционный клапан, составляет 0,25 кГ/см2.
Площадь редукционного отверстия клапана
/ = ==- см\
(49)
где
Gn~— расход пара в системе в кг/ч;
gn — расход пара на 1 см2 отверстия редукционного клапана,
определяемый по номограмме, в кг/ч.
На тепловых вводах обычно ставятся чугунные редукционные
клапаны типа 18ч2бр с условными проходами dyC]l=25, 50, 80, 100, 125,
150 мм и площадями отверстий клапанов /: 2; 5,3; 13,2; 23,5- 36,8 и
52,2 см2.
Предохранительные клапаны для паровых систем отопления
применяются чугунные неполноподъемные однорычажные типа 17чЗбр и двух-
173

рычажные типа 17ч5бр с условными проходами dycJl, равными 50, 80,
100 мм.
Диаметр прохода клапана на вводах в здание определяется
а=*Щи.^
(50)
Л(р+1)
где Gn — максимальный расход пара в кг/ч;
h — высота подъема клапана; для неполноподъемных клапанов
/z = 0,05d;
р — давление пара в кГ/см2.
График /
График 2
Рис. 41
2 4 6 в 10
Р - дадление пара 6 кг/см2
Рис. 42
Диаметр выкидной
трубы должен быть не менее
диаметра клапана А.
§ 19. ПРИМЕРЫ
РАСЧЕТА
ТРУБОПРОВОДОВ
И ПОДБОРА
ОБОРУДОВАНИЯ
Пример 43. Из заводской
котельной по паропроводу
диаметром 102/4 мм в цех
поступает 4 т/ч
насыщенного пара давлением 7 кГ/см2
Из этого количества пара
расходуется 1,5 т/ч на
технологические нужды, 1,5 т/ч
на вентиляцию, 1 т/ч на
отопление. На технологические
нужды и вентиляцию
требуется пар давлением 5 кГ/см2,
на отопление—2—3 кГ/см2.
174

На вводе устанавливаются парораспределительные гребенки, от
которых две ветви отходят на технологические нужды, четыре
ветви на вентиляцию и четыре на отопление. Весь конденсат возвращается
г, котельную.
1. Подобрать для парового ввода водоотделитель, редукционные и
предохранительные клапаны и конденсатоотводчики для дренажа
паропровода.
2. Разработать конструктивную схему теплового ввода.
Решение. Исходя из требуемых давлений пара, устанавливаем
две парораспределительные гребенки: первую для пара, идущего на
технологические нужды и вентиляцию, вторую-—для пара, идущего на
отопление. Давление поступающего в цех пара снижаем двумя сгупенями:
первая ступень с 7 до 5 кГ/см2 и вторая с 5 до 3 кГ/см2. На каждую
ступень ставим редуктор. Во избежание внезапного прорыва пара высокого
давления вследствие возможной неисправности редукционных клапанов,
что может привести к авариям местных систем пароснабжения и
производственной аппаратуры, на каждой парораспределительной гребенке
предусматриваем установку предохранительного клапана. Дренаж
гребенок осуществляется через конденсатоотводчики. Гребенки
устанавливаем с уклоном 0,01 в сторону стока конденсата.
Подбираем аппаратуру.
1. Принимаем к установке пружинные редукционные клапаны гипа
18ч2бр.
Для редукционного клапана первой ступени С?=4000 кг/ч, рх =7,
/>2=5 кГ/см2. По номограмме (рис. 42) определяем расход пара g кг/ч,
пропускаемого через 1 см2 отверстия редукционного клапана. Для этого
на оси абсцисс номограммы находим точки, соответствующие
давлениям пара 7 и 5 кГ/см2. Из точки, соответствующей 7 кГ/см2, по кривой
поднимаемся вверх до пересечения с вертикальной линией, проведенной
из точки, соответствующей 5 кГ/см2. В месте пересечения этих двух
линий (точка А) проводим по горизонтали влево линию до варечи с осью
ординат и на ней отсчитываем значение
gn = 215 кГ/см2 ч.
По формуле (49) находим сечение прохода редукционного клапана
, Сп 4000 ,ос а
/ = —- = = 18,6 см2.
gn 215
Принимаем редукционный клапан с условным проходом dycn =
= 100лш.
Для редукционного второй ступени С= 1000 кг/ч,
Pi = 5, ра = 3 кГ/см2.
По номограмме находим значение gn=175 кг/ч.
, 1000 - _ .
/ = = 5,7 см2.
' 175
Принимаем редукционный клапан с условным проходом с1усп = 50мм.
2. Предохранительные клапаны принимаем неполноповоротные од-
норычажные типа 17чЗбр.
Для первого клапана G=4000 кг/ч, р=5 кГ/см2.
Для второго G= 1000 кг/ч, р=3 кГ/см2.
Высота подъема клапанов h=0,05d.
Пользуясь формулой (50), находим для первого клапана d=
__ л[ о,ооб.4ооо = 9 сщ для второго d= / о.ооб.шоо = 5j5 см
V 0,05.(6+1) V 0,05.(3+1)
i
SZI

Принимаем клапаны с условными проходами dycj]=100 и dyc]i =
= 50 мм. Водоотделитель в соответствии с диаметром паропровода
устанавливаем с условным проходом dycn= 100 мм.
Технологический пар расходуется на сушку материалов и нагрев
воды ъ теплообменных аппаратах. Давление конденсата за этим
оборудованием и за калориферами принимается равным 0,95 от давления
пара в аппаратах и калориферах р\.
Конденсатоотводчики устанавливаются за каждой калориферной
установкой, аппаратом и на сборных конденсационных линиях ветвей
систем отопления. После конденсатоотводчиков конденсат сливается в
сборный конденсатопровод, оттуда поступает в закрытый
конденсационный бак. Примем потери давления пара от парораспределительных
гребенок до калориферов и аппаратов 0,5 кГ/см2.
Тогда давление пара в калориферах и теплообменных аппаратах
р1 = 5-0,5 = 4,5 кГ/см*.
Давление перед конденсатоотводчиками, устанавливаемыми:
а) за аппаратами и калориферами
р\ = 0,95 р1 = 0,95-4,5 = 4,3 кГ/см2;
б) на сборных конденсационных линиях ветвей систем отопления
Ра = 0J Pl = 0,7 - 3 = 2,1 кГ/см2.
Примем давление в закрытом конденсационном баке 0,2 кГ/см2;
потери давления в сборном конденсатопроводе составляют
ориентировочно 0,1 кГ/см2.
Требуемые перепады давления в конденсационных горшках:
а) в конденсатопроводах систем вентиляции и технологического па-
роснабжения
Ар = 4,3 - - (0,2 + 0,1) = 4 кГ/см2;
б) в конденсатопроводах систем отопления
Ар = 2,1 - (0,2 + 0,1) = 1,8 кГ/смК
Зная расход конденсата и перепад давления в кондексагостводчи-
ках, можно подобрать их тип и номер.
Среднее давление конденсата перед конденсатоотводчиками
= P[Gl+P2G2 = JM(^+ 1,5)+2.Ы =
Р Gl + G2 1- 1,-г« + 1
Теплосодержание конденсата: при рср = 3,75 кГ/см? iY = 150,2 ккал/ке;
при р = 0,2 кГ/смг ц = 104,4 ккал/кг.
Количество тепла, содержащегося в паре вторичного вскипания,
получаемого в закрытом конденсационном баке:
Q = GK(/i - /а) = 4000(150,2 - 104,4) = 183 200 ккал/ч.
С учетом попутных потерь тепла в конденсатопроводе при прокладке
его в подпольных каналах отапливаемых помещений вместе с
технологическими трубопроводами количество тепла составит
Q1 = 0,9-183 200 = 164 880 ккал/ч.
Пар вторичного вскипания может быть использован в системах
отопления низкого давления, например в бытовых помещениях, а также в
душевых.
Для возвращения конденсата от этих систем в конденсационный бак
необходимо, чтобы приборы и теплообменники .располагались выше
крыши конденсационного бака на 2+0,3 = 2,3 м,
176

i к 2 и'.быточпос итвлсппе в бам в м вод. ст.;
О,.} гарантийный запас давления .) конденсатомроводо в м.
При размещении систем низкого [авления в I этаже
конденсационный бак паю располагать в подвале. Чля перекачки конденсата в ко-
тельнхю ставим два насоса типа ЛК (о цш резервный), рассчитанные на
гсмперат\р\ воды до 120 С.
Расчетный объем конденсата
Г С- 4,Ш 12Л 4200 л/ч.
avi.2
Требуемый напор для подбора насосов
И = Е (/?/-(- Z) r ДЛ jm eod. cm.,
г le ^(A?/fZ) -потери давления ,s клценсатопрово i,e от коп 1снеацн-
оиного бака цеха ю питательного бака котельной;
\h разность отметок ко;' к-нсатных насосов и уровня воды
в питательном баке котельной.
Насосы необходимо обору юпать устройством, позволяющим
автоматически их ^ап\екать и останавливать. Расчеты потерь давления в па-
роирово tax и конденсатопроводах, а также подбор закрытого
конденсационного бака, гидрозатвора и конденсатоотводчиков приведены в
примерах 44, 46, 48 и 49.
Ввиду незначительного количества образующегося конденсата
дренажные конденсатоотводчнки подбираются по допустимым для них пре-
ic.iaM давления.
Перепады давлений в паропроводе и конденсатопроводе на вводе
Ар 7 0,2 - 6,8 кГ/см2;
после первой ступени
Ар 5 0,2 =_ 4,8 кГ/см2;
после второй ступени
Ар = 3 0,2 2,8 кГ/см".
Принимаем к установке конденсатоотводчнки поплавкового типа
43ч4бр. Конденсатоотводчпк имеет диаметр отверстии d- 3 мм, вес
поплавка со штоком g = 0,35 кг, объем поплавка V=0,62 л.
Определяем пределы давления пара для конденсатоотводчика. По
формуле (46) максимальный перепад давления, при котором клапан
еще откроется:
Ар _ - -* - °^' = 4,3 кГ/см*.
Н.9Ы3 0.91-О.-42
По формуле (47) максимальное давление пара перед кон и'псатоот-
во 1ЧИКОМ, при котором клапан еще может закрываться:
0.021/ — g 0.92-0, (!2 — О, А'. „
рд = ——- 1 = — 1 4,1 кГ см".
i).4Sd3 o.ls-o..^
То же, по формуле (48)
V—\.ig , ода — и.о. ::, , , - Г1 .,
Pi - 1 - - - 1 4 кГ см1.
о,..2d- 0..-i2-f),;P
Очевн ;но, конденсатоотводчпк следует поставить после второй
ступени снижения дарения. Точно так же можно подтвердить расчетом,
что после первой ступени снижения давления нужно поставить конден-
сатоотво 1чик № I. Конструктивная схема парового ввода в цех кзобра-
12 За к. 22.''. 177

жена на рис. 13. Псоохо шмо выяснить, как изменится ,-<к ымнпс пара
после ре гуцирования.
Проходя через клапанную цель ре 1укиионного клапана, сечение
которой в несколько раз меньше сечения riaponpoiioia. пар испытывает
торможение, вследствие которого снижается его ишление. При jtom
влажный пар переходит в сухой насыщенный, а сухой насыщенный -в
перегретый. В процессе редуцирования теплосодержание пара остается
неизменным, так как тепло не отводится и не потвенится. Поп снижении
1авления происходит расширение пара. На внутреннюю работ)
расширения расхогустея часть теплоты пара, иеле К'твис чего температура
его понижается.
г.6орный конденсата-
провод
Рис 4:1. C\t'M.i парового нвпча
/ irap ii.i технологи leCKHe н\ ж (ы; '2 пар на вентиляцию; f пар
iia отопление; J скрытый конденсационный бак; > ги фо.итнор.
i: насос для перекачки юнденсата; 7- предохранительные клапаны
s ред\кцнонные к.папаиы; ч обратные клапаны; 10 кон 1енсато-
елводчикн, II подоотдетнтель, 12 паромер; I! no ;омер; II- п.1|
HiliKom (апленпи; 15 1кмд\шная трубка (обратный клапан ы кор
'lehca кютно 1ЧПКОМ 1Ы счеме iff [lohai.ni)
Гаким образом, и процессе редуцировании о шовремемно пропс\., шт
гва противоположных явления: перегрев пара и снижение его
температуры.
Почему же в 1анном случае при пониженной температуре
получается перегретый пар? Это объясняется гем. что температура пара после
регулирования будет все же выше той. которая соответствует сухому
насыщенному пару при одинаковом ьапленин.
Пользуясь / s-диаграммой или таблицами термо ишачачеекич
свойств воды и водяного пара ', определим тля нашего примера степень
перегрева пара после его редуцирования.
Примем, что по паропроводу движется сухой насыщенный пар. При
явлении 7 кГ/см2 температура пара / = 169°С, теплосо (ержаши < -
-661,2 к кал/кг
После первого редукционного клапана in мление пара иьпитсн lo
5 кГ/см2. При этом явлении и теплосо [ержанни /' 66i.2 ккьл/кг
температура пара составит 163,3°С. Температура же насыщенного пара
гавлениеч 5 кГ/см'2 равна 158,ГС Следовательно, после первой ступени
реагирования пар оказывается перегретым ;ia 5,2LC
Второй реакционный клапан снижает явление пара и> 3 кГ/с\г
1 М. П. В у к а л они'
м а шит чат. 10.i.">.
Термочииамическне споит гна почы и ноишот м.ф.1. П
17S

.-)том\ ыилснню и тсплосо юржаппю / 661.2 ккил/кг соответствует
температура пара 156.4 С
1 [асыщепный пар при явлении 3 кГ/см'2 имеет температурч
142,9°С.
После второй стчпепп снижения швления пар перегребается на
1.4,5 С
Нслп no паропроводу ишжется пляжным пар, то в процессе ре
купирования произой ют его по юушка. Пусть степень сухости пара х- 0,98.
При чанлении 7 кГ/см2 температура пара по-прежнему бу ют равна
109,0°С, а его теплосо юржаппе пречетавнтся как сумма теплосо юржа-
пни сухого пара п bouj. Теплосо юржанно сухого пара /|-0Ы,2 kku.j/кг
holm па линии насыщения при чанлении " кГ/см2 i2— 1Т\.\ кка.1/кг.
I (ИН.2-П.9К 171,4-0.02 051.1 ккал кг.
Геплосо 1ержапие сухого пара при явлении о к Г/см2
/i 658,3 ккал кг.
л вочы па линии насыщения при этом же давлении
/j 159,3 ккси'кг.
\Л\ сравнения значений < и h видно, что после ре купирования пар
еще остается влажным.
Опре юлим степень сухости пара «а первым реакционным кчапа-
пом, ьли чего напишем уравнение
IS5S.3 л 159.3(1 v) 651,1,
■ >тм ui х 0,986.
После второй ступени снижения канлопин то 3 кГ/im' мы получим
степень сухости пара 0,995. Пар станет сухим только np.i кавленпп
2,2 кГ/см'2. Коэффициент тепловосприятия нагревательных приборов и
калориферов при перегротом паре в 20 -30 раз ниже, чем при
насыщенном, что примочит к уху имению их теплооттачи. Поэтому в о.онительно-
,;ептиляпиоппоп технике применяется только насыщенный пар.
При большой степени перегрева пар прихокнтси увлажнять но toi'i
или о\.'1аж uiTb в теплообменниках, чтобы сделать его насыпи-.шым.
При небольшой степени перегрева пар может стать насыщенным а\
счет потерь тепла трубопроно uimii.
В пашем случае теплота перегрева сухого насыщенного пара, и iy-
щего на вентиляцию после первой ступени редуцирования, составит
Q (661,2 658.3)1500 4Ш кка.г ч,
г le 1500 рас\о i пара в кг/ч.
От парораспре юлительноп гребенки на вентиляцию отхо клтчегыре
ветви Пусть бу чет расхо i пара в кажчой петии о пшаконын. Примем
чпаметры паропрово юв на вентиляцию 1 '/■>".
И( приложения I нахошм теплопотери 1 пог. м ней шлиров.?иного па-
ропровоча, прохокяшего череч отапливаемые помещения цеха при
разности температур пара и окружающей еречы 100 С. (/■ = 202 ккси/ч.
<'ре шяя температура пара а паропрово ic
l(i:i..{ l.'iS.l
., 160,7 С.
Температура возчуха цехе составляет 15°С.
В нашем сл\час теплопотери 1 ног. м трубопровод
а 202 291 ккал,ч.
' Ню
\7<)

I hip umua i r;nu г ii;iriлiiloiitn>iм на i,.iiiik
1.Г.0
/
L'!M-4
3.7 j/.
ветвей, от.хотящнх от napopacnpi целительной гре-
/
то при к
12,3 м.
п. и шлянии 0,7
Bt гвн отопления, то
г и- 1 — количество
боикн.
1'-лц же паропрово i, изолирован,
•5.7
»..Ч
Если такие же подсчеты сделать тля каж ioii
паропрово u>i от ui ivt в помещение теплоту перегрева после тух ст\
пепси ре [уцнрокашгя через 6,7 \\ при отсутствии п*" пиши и чере : 22 м
при наличии и ш.шщш.
На основании произведших подсчетов можно сделать
следующий выво v. теплота перегрева, возникающая пос.ч ре гхцнрования
сухого насыщенного пара, устраняется за счет потерь тепла
паропроводами и в этом случае нет необходимости увлажнять пар, чтобы сделать
его насыщенным.
Пример 44. Произвести расчет магистрального паропровода без
учета и с учетом попутного конденсата при еле 1\ющпх данных: длина
паропровода /=500 м, расход пара G = 6 т/ч, начальное давление
Р„ = Ь кГ/см2, конечное давление должно быть рк 2 кГ/см2. На участке
имеются следующие местные сопротивления: два вентиля, пять П-об-
разных компенсаторов, два водоотделителя, четыр сварных колена.
Паропровод проложен в непроходном канале и изолирован. Температура
воздуха в канале /П1ф = 40°С, к. п. д. изоляции т| = 0,8.
Решение. Примем потери давления на местные гопротивлепня в
размере 40% от общих потерь давления:
20 000 кГ/м2.
Удельные потери давления на трение
0,f) Др О,Г) (Г)0 IXК) ЯМИН))
■f\L|l.\ 1
/»„ = 50 000 кГ/м2. pw =r
I
Среднее давление пара
Ар
ПОИ
ЗГ» кГ/м2
3,5 кГ/см2.
У ильный вес пара при этом давлении -/ер =2,373 „г,...
Условная средняя потеря давления на трение при Тч-л=1
/?ср.ус, =■ #с,..у. ТгР - -- 36-2,373 - 85 кГ/м*.
Зная, что G„ = 6 т/чи#усл=85 кГ/м2 по номограмме приложения
\ III находим диаметр паропрово ia d 152 мм, /?VI =77 кГ/м" vsll -
100 м/сек.
Действительные значения /? и v
R,
V, —
It
•>.37.Г
loo
2.37-Г
- 32,5 кГ/м?;
— 42,1 м/сек.
С \ м м а к о j ф ф и ц и е и т о г, м е с т н ы х с о п р о т и в л о и и ft.
Вентили !1 = 7-2=11-. компенсаторы ^,=2 _5 10; "одоотделители
* Объемный пес пара с этом и других пример; \ счят m < г тяппчни л , почти
рованпю отоппония и воптиляции . Госстройичяат. 1Ч">3.
ISO

£=10' 2 = 20; колена сварные £=1,3 -4 = 5,2; 2£=49,2. Значения — при-
Л
ведены в табл. 41.
Фактические потери давления определяем по формуле (41)
Ар = (/ + Е I-—- ) Ra = (500 + 49,2 ■ 8) 32,5 =
= 29000 кГ/м2 = 2,9 кГ/см2^3 кГ/см2.
Пересчета не требуется.
Определяем теплопотери паропровода Qr. При среднем давлении
3,5 кГ/м2 температура пара £=147,2°С, г=507,1 ккал/кг.
Наружный диаметр паропровода й=\Ъ2мм, &=12,9.
QT = 3,14-0,152-500-12,9(147,2- 40)(1 - 0,8) = 66300 ккал/ч.
Количество попутного конденсата
GK= -И- =~ — -- 132 кг/ч.
г 507,1
С учетом попутно образующегося конденсата нужно подавать пара
Сп = 6 + 0,132 = 6,132 т/ч.
В связи с этим несколько возрастут и потери давления в
паропроводе.
Через паропровод в среднем пройдет пара
Gu = 6000 +Kf = 6066 кг/ч.
Для этого количества пара по номограмме находил?
Яксл = 80 кГ/м2; #д = -^- = 33,7 кГ/м2.
2,373
Фактические потери давления с учетом сконденсировавшегося пара
Ар = (500 + 49,2 ■ 8) 33,7=30 200 кГ/ж2 рк 3 кГ/см2.
Потери пара от конденсации составляют незначительную величину
t2,16°/t). Также незначительны изменения в результатах расчета с
учетом и 6cj учета попутного конденсата (3,8%). Поэтому с достаточной
тля практики точностью расчет магистральных иаропроводов, особенно
па коротких участках, можно вести без учета попутной конденсации
пара. Но это допустимо лишь для изолированных паропроводов. Если бы
наш паропровод не был изолирован, то при той же температуре
окружающей среды теплопотери его возросли бы в 5 раз и потери пара от
контенсации составили бы уже 11%, или 660 кг/ч.
Пример 45. Определить минимальный уклон кондеп-' 1топровода
шаметром 2х/о" и длиной 30 м, через который проходит самотеком
6000 кг контенсата в час при температуре 90°С. Кон-; нсатопровод
работает полным сечением. При расчете конденсатопровода учесть
следующие местные сопротивления: задвижку, вход в конденсационный бак и
тва отвода.
Решение. Из номограммы для расчета водяных сетей находим
шя d=2V2" и G = 6000 кг/ч, R-4 кГ/м2, а = 0,46 м!сек, hz, =10,5 кГ/м2.
Сумма коэффициентов местных сопротивлений ££ =2,5.
Rl$ + Z 4-30-1,31 + 2,5-10,5 = 183,45 кГ/м2,
где р — поправочный коэффициент на шероховатость.
Располагаемо? давление в конденсатопроводе определяется по
формуле
I. А як. 223
181

U = h iа кГ/м2,
где Л — разность отметок начальной и конечной точек конденсатопро-
вода в м;
7— объемный вес конденсата в кг/м3;
а — коэффициент, учитывающий наличие в конденсате воздуха или
эмульсии (для внутренних сетей парового отопления при
р-<0,7 кГ/см2а = 0,Ъ, при р>0,7 кГ/см1 а = 0,65, для наружных
сетей а = 0,75, для напорных конденсатопроводов, работающих
под давлением за счет разности уровней баков сс=1).
Примгм а = 0,5, тогда
Н = /1-965,34-0,5= 183,45 кГ/м2,
откуда Л=0,38 м, но h = li (где / — длина конденсатопровода в м, i — >к-
0 ЯЧ
лон). Следовательно,/= —'-— =0,0127.
' 30
Пример 46. В начале сборного конденсатопровода установлен кон.
денсацнонный горшок, снижающий давление конденсата с 2 до
0,5 кГ/см2. По сборному конденсатопровоцу длиной 65 м неохлажденный
конденсат в количестве 2 т/ч поступает в закрытый конденсационный
бак, расположенный на 2 м выше конденсатоотводчика. Конденсатопро-
вод проложен в подпольном канале и изолирован. К-п.д. изоляции
составляет 0,6. Сумма коэффициентов местных сопротивлений 2ь=3.
Рассчитать конденсатопровод и определить количество .пара вторичного
вскипания с целью использования его для бытовых нужд.
Решение. Так как удельный вес пароводяной эмульсии при
снижении давления с 2 до 0,5 кГ/см2 составляет всего лишь 20 кг/м3 (табл. 43),
при предварительном расчете можно пренебрегать разностью отметок
конденсационного бака й конденсатоотводчика.
Действительно, давление столба пароводяной эмульсии высотой 2 м
составит лишь 2 ■ 20 = 40 кГ/м2. Примем располагаемое давление в кон-
денсатопроводе равным 1000 кГ/м2.
Резервируя 20% на местные сопротивления, получим
«„,_ '«^1=12,3 */>».
Из номограммы для расчета водяных сетей находим d=V/i", R~
= 14 кГ/м2, у = 0,56 м/сек, hv =15,5 кГ/м2. Принимаем (5=1,36 при /С=
= 0,5 мм.
Потери давления в конденсатопроводе
H = Rl$ + Z= 14-65-1,36 + 3-15,5= 1284 «Г/л8» 1,28 я вод. ст.
Давление в конце конденсатопровода
рк = 5 - (1,28 + 0,04) = 3,68 м вод. ст. ^0,4 кГ/см2,
где 0,04 — давление столба пароводяной эмульсии в м вод. ст.;
5 — давление в конденсатопроводе под конденсационным
горшком в м вод. ст.
Удельный объем конденсата при давлении насыщения 0,4 кГ/см1
с0 =0,0010505 м3/кг. Объемный вес
7к = = = 952 кг/м3.
V0 0,0010505
Из табл. 43 удельный вес пароводяной эмульсии 7э ПРИ Рн=2 кГ/см-
и Рк =0,4 кГ/см2 равен 17 кг/м3. По формуле (45) внутренний диаметр
конденсатопровода
182

tf3 = dK №J'19 = 35,75-2,187 = 78,2 мм,
где 35,75 — внутренний диаметр трубопровода при его номинальном
диаметре Vf4"'.
Принимаем диаметр конденсатопровода 89/3,5 мм. Уточняем потерн
давления в конденсатопроводе Из номограммы для расчета водяных
сетей при С=2000 кг/ч и й=89/3,5 мм /? = 0,19 кГ/м2, v = 0,11 м/сек.
hv =0,6 кГ/м2, р=1,31.
Потери давления охлажденного конденсата при /(=0,5 мм
Н = 65-0,19-1,31 +3-0,6= 17,98^18 кГ/м2.
Потери давления в конденсатопроводе с 'неохлажденным
конденсатом по формуле (43)
Н = рк 1*- = 18 — = 1010 кГ/м* =1,01 м вод. ст.
Скорость движения пароводяной эмульсии по формуле (44)
Щ = ич — ~ ОД 1 —- = 6,16 м/сек.
Ъ 17
Давление в конце конденсатопровода
рй = 5 - (1,01 + 0,017-2) = 3,96 м вод. ст. = 0,4 кГ/смй,
где 2 — разность отметок бака и конденсатоотводчика в м;
0,0172 — давление столба пароводяной эмульсии в м вод. ст.
Теплосодержание конденсата:
начальное при р = 2 кГ/см2 ц= 133,4 ккал/кг;
конечное при р = 0,4 кГ/см2 i2— 108,9 ккал/кг;
теплота испарения при р=0,4 кГ/см2 г= 533,4 ккал/кг.
Количество пара вторичного вскипания без учета теплопотерь
трубопроводом определяется по формуле
Сп = Л~'"' GK, С7П = '33.4 — 108,9 200() = 94 кф
г 533,4
Если же учесть попутное охлаждение конденсата, то количество па
ра вторичного вскипания снизится.
При среднем давлении конденсата 0,45 кГ/см2 tK = 109,8 °С.
Принимая коэффициент полезного действия изоляции 0,6, получим
величину теплопотерь для изолированного трубопровода
QT = 3,14-0,089-13,4-65(109,8 - 40) (1 - 0,6) = 6800 ккал/ч,
где 13,4 — коэффициент теплопередачи трубопровода;
0,089— наружный диаметр трубопровода;
40 —температура воздуха в канале.
Падение температуры конденсата
д, = _6800_ = з 4оС
2000
Количество пара вторичного вскипания с учетом попутных
теплопотерь конденсатопроводом составляет
Сп = 94-—— = 81 кг/ч.
лзо,4
Если иметь в виду, что через конденсатоотводчик прорывается из
системы от 1 до 2% пара, то уменьшение количества пара
вторичного вскипания за счет теплопотерь
конденсатопроводом можно не учитывать.
13-
183

Объем закрытого конденсационного бака принимаем равным
получасовому расходу конденсата
V = G_^ 2000^5_ =
Т 952
Принимаем типовой бак № 16 высотой 1 м («Справочник по
проектированию отопления и вентиляции», Госстройиздат, 1963). Определяем
основные размеры гидрозатвора (см. рис. 39): диаметр труб cf=
= 0,04 YGK =0,041/2 = 0,057 м = Ь7 мм, где GK — расход конденсата в
т/ч. Принимаем d=2x/i".
Высота #1 = 4+0,4=4,4 м, где 4 — давление пара в баке, выраженное
в м вод. ст.; 0,4 — запас высоты в м.
Принимаем высоту установки бачка А над конденсационным баком
3.5 м.
Пусть низ гидрозатвора будет на 1,2 м ниже днища бака, тогда Я2 =
= 3,5+1 + 1,2 = 5,7 м>Ни но <10 м, где 1 — высота конденсационного
бака в м.
Объем бачка Б должен быть не менее тройного объема воды в трубе
гидрозатвора высотой Нх. Пусть высота бачка НБ равна его диаметру
Об.
Тогда объем бачка
t.dI 3Hi-dl
V=—£=——?-, (51)
4 4 Ч '
пе dB—внутренний диаметр трубы гидрозатвора, который в нашем
случае равен 0,068 м.
Из уравнения (51) находим
DB = уЩ& = |/3-4,4-0,0682 = 0,395 м.
Принимаем Db =0,4 ж.
Диаметр Da и высоту На бачка А также принимаем одинаковые и
на 15% больше размеров бачка Б
НД =Da =0,4-1,15 = 0,46 м.
Уровень воды в 'бачке Б при наличии расчетного давления Р в
конденсационном баке определяется по формуле
/>
h = Я, = 4,4 = 0,125 м,
Dl-td2 0.4*+ 0,068»
. те dB— внутренний диаметр труб затвора в м.
Установка конденсационного бака показана на рис. 39.
В случае образования вакуума вода из гидрозатвора будет
высасываться в бачок А, оттуда она снова может стекать в затвор через
четыре отверстия, сделанные в трубе у днища бачка А.
Пример 47. Подобрать подпорную шайбу для пропуска 1000 кг
охлажденного конденсата в час. Давление перед шайбой Pi = 2 кГ/см2,
после шайбы /72= 1 кГ/см2.
Решение. Разность давлений конденсата до и после шайбы Ар =
2—1 = 1 кГ/см2.
Зная расход конденсата и потери давления Ар, из графика 1 (см.
,)ис. 41, точка Л) находим диаметр прохода шайбы с?ш=5,6 мм.
Пример 48. Подобрать подпорную шайбу для пропуска 600 кг/ч пе-
>егретого конденсата. Давление перед шайбой Pi = 2 кГ/см2, за шайбой
>»2= 1 кГ/см2.
184

Решение. Из графика 2 (см. рис. 41) находим диаметр прохода
шайбы dm = \\ мм. Решение на графике показано пунктиром.
Пример 49. Подобрать конденсатоотводчик поплавкового типа для
пропуска 400 кг конденсата в час, давление которого до конденсатоот-
водчика равно 2,6, а после — 0,5 кГ/см2.
Решение. Перепад давления конденсата Д/? = 2,6—0,5 = 2,1 кГ/сма.
При подборе конденсатоотводчика принимаем удвоенный расход
конденсата, т. е. 800 кг/ч. Принятой .производительности и перепаду
давления на номограмме соответствует конденсатоотводчик типа 45ч4бр
№ 1 с диаметром отверстия клапана 4,5 мм (точка Б на рис. 40). Объем
поплавка «онденсатоотводчика V=1 л, вес поплавка g=l кг.
Пример 50. Произвести гидравлический расчет паровой системи
отопления цеха, план которого приведен на рис. 44.
Давление пара в парораспределительной гребенке составляет
2 кГ/см2. Схема отопления принята с попутным движением конденсата
(рис. 45—см. вклейку между сгр. 64 и 65).
Решение. Разводящие паропроводы прокладываются над окнам»
цеха, конденсатопроводы — над полом. Вокруг дверей сделаны обводы.
Выпуск воздуха осуществляется через воздушные краны, установленные
в начале каждой ветви конденеатопровода и на обводах.
Принимаем располагаемое падение давления для системы отоплении
равным 0,5 кГ/см2 = 5000 кГ/м2, давление у нагревательных приборов
2—0,5=1,5 кГ/см2. Расчет начинаем с левой ветви как наиболее
протяженной. Длина ветви, считая от парораспределительной гребенки до
нагревательного прибора стояка 5, составляет 68,9 м.
Резервируя 35% давления на местные сопротивления, получим
среднюю удельную потерю давления.
D 5000.0,05 г
Яср.уч = — g 9— = 47,1 кГ/м*.
Но так как расчетная номограмма в приложении VIII составлена для
пара с Y—1. чтобы пользоваться ею /?ер.уд пересчитываем на ^ср.усл
Яср.усл = Яср.у , Тер 47, Ы ,494 = 70,4 кГ/ж2,
где тСр—объемный вес пара при среднем его давлении в ветви
2 1,5
рср = ; = 1,75 кГ/см2.
Все данные расчета сведены в табл. 44.
При давлении р= 1,5 кГ/см2 теплота конденсации пара в приборах г=
= 521,5 ккал/кг. Разделив величину тепловых нагрузок (графа 2) на
величину теплоты конденсации пара, получаем расходы на участках и
заносим их в графу 3 с округлением до целых единиц. Длины участков,
приведенные в графе 4, взяты со схемы и плана отопления.
Гидравлический расчет ведем по формуле (41). Поясним ход расчета.
Участок 1. Давление пара перед прибором равно 1,5 кГ/см2
(графа 5). Для этого давления находим удельный вес пара и заносим его в
графу 6. По расходу пара по номограмме приложения VIII определяем
диаметр паровой подводки к прибору, а также величины RyCn и иуСл.
Эти чанные заносим в графы 7. 8 и 9. Расход пара на участке / меньше
минимального расхода, имеющегося в номограмме. Поэтому RyCJl и vyCJI
приходится определять путем экстраполяции.
При расходе пара 10 кг/ч и й=хУ по номограмме получаем RycJt =
= 25 кГ/м2, г\.сл = 14 м/сек.
185


сеет
/ из котельной

Для расхода пара 6 кг/ч
/?v„ = 25 -®о =15 кГ/м*.
i>ycJT =14 - = 8,4 м/сек.
Разделив А?усл и ty.j, на у (графа 6), находим действительные
значения RR и vA и записываем их в графы 10 и 11. Затем по табл. 41
выбираем значение cl/K и заносим его ,в графу 12. Величина 1пр (графа 15)
равна / + 2££?Д.
Коэффициенты местных сопротивлений участка: тройник на
противотоке при делении потоков £=6,3; утка и отвод cf= '/г" £== 1,5+ 1,5 = 3;
вентиль d=xJ2f' £ = 16; половина прибора £= 1; 2£=26,3.
Потери давления Н на участке получаем путем умножения данных
графы 10 на величину /пр.
Участок 2. Прибавляя к 1,5 кГ/см2 потери давления на участке /,
получаем начальное давление пара на участке 2 (графа 5). При
определении начального давления пара потери давления на предыдущем
участке округляем в большую сторону и выражаем в долях кГ/см2. Повторяя
весь ход расчета, сделанный цля участка 1, получим потерн давления
253 кГ/м2. Складывая их с потерями давления участка /, находим
сумму потерь давления на двух участках, которая равна 411 кГ/м2
(графа 17). Прибавляя эти потери, выразив их в кГ/см2, к давлению пара у
прибора, получаем начальное давление на участке 3 и т. д. Определяем
местные сопротивления участков.
Участок 2 (d = W')-
Отвод £= 1,5; тройник проходной и=1; 2^=2,5.
Участки 3,4,5,7,9, 10.
Тройники проходные £=1.
Участок 6 (d=l").
Отвод £=1; тройник проходной £='1; —1,=2.
Участок 8.
Местные сопротивления те же, что на участке 6.
Участок 11.
Тройник на противотоке при делении потоков £=6,3.
Участок 12 (d=V/4").
Выход из парораспределительной гребенки (внезапное сужение) £=
= 0,5; вентиль £ = 9; отвод £= 1; 2£= Ю,5.
Суммарные потери давления в левой ветви, включая общин с правой
ветвью участок 12, составляют 4860 кГ/м2. Запас давления 5000—
- -4860= 140 кГ/м2, или 2,8%.
Правая ветвь. Располагаемое давление /7=3151 кГ/м2~0,3 кГ/см2.
Давление в начале ветви рк = 1,5 + 0.3= 1,8 кГ/см2. Общая члина ветви
63,9 м.
Яср.уд = -—— = 32,1 КГ/М*.
по, У
Среднее давление пара в ветви
Рср=~^=1.65 кГ/см*.
При рср=1,65 кГ/см2 т =1,443 кг/ж3; #ср.усл =32,1 ■ 1,443 =
= 46,3 кГ/м2.
187

t-i^cocTiCM^r^cncNcc) — со
СО Г* СЧ ОЗ г~Л 30 О «3 1П СЧ <D
С4СО—'ЮСЛОЮСЧЮО^'
(-(.-^.-«^СЧСЧСЧгаСО
•"нсчт^^га — сосчсчт
ОС CN Г- U0 0С"*^ Г— СО <ОСО
ТГ«-"ЮСОС060С73^СОС--Г--.Ц^
сч ю t— ai m ю t— ci to
СЧ **М Л t-~ t--
со —" о оо"еч —1 с4! — *
- - с
JOCNi-n-ri-iCNt-tCSF-ii-, Щ о"
СЧ СЧ СМ ~- СЧ i-
icioiot^r-
©"©©"о©"»
IClOlON
ГЧС7)Г-"*^-»тГ-гГЮсОСТ)1СсО
смсО*—счс^^^ФО
^ «т^ со^г со «г г- со со **
"^ 14 *ч сч га 31 fm о т г^'гСро'ио"
^ TT'ir-CN-^rCNCOCrD^LOr^tD
CfttD (Oi—Г- COOOt^i-»
it
s
a."*
из о;
S SgSS?eg?gg!g3S
«» « ^ ■#
Г~-Г-^-.СЧГ-СЧС0ОСПч*'Ю
щщтчт^^
СЧС0С0С0С01ССО1С Г^-Ю
ic 1Л сч 1Д ic i— rt t--
Щ1-tc7;Lof-'r-M"CT)r-"rrcocO
SOOOQQOOC
88888888888
-чСчс-э'^'о^С^ЭэСп'й^еч

\u i расчета правой нетг.и ничем не отличается от расчет.! левой
ни. Его легко попять in табл. 11. 11екя жа в потерях давления пракой и
левой ветвей незначительная —4,1%. Поэтому нет необходимости в
начале ветвей ставить вентили. Так как расход пара в стояках очень мал,
их диаметры можно принимать без расчета равными 1/2"
Однако мы привели в табл. 15 расчет трех стояков левой ветви,
чтобы показать, какие избытки давления получаются у приборов промеж\
точных стояков.
Располагаемое давление для каждого стояка берем из графы 17
табл. 44. Оно равно сумме потерь явления на последующих (по хо г\
цзижения пара) участках.
Как видно из табл. 45, избыток давления в стояках, начиная с 4.
получается очень большой и достигает 2,42 м вод. ст. ) стояка 18. Если
>тот избыток давления не погасить вентилями .па по (водках к приборам,
то пар может выдавить конденсат в отдаленные стояки и полностью -а
лить водой приборы этих стояков.
Конденсат выходит из нагревательных приборов перегретый ian
ленисм примерно 1,5 кГ/см2. Потерн давления в конденсатопрово ie не
велики.
Если принять во внимание потери тепла трубопроводами, то
опасаться вскипания конденсата не приходится. Лишь за конденсатоотводчиком,
в котором резко снижается давление конденсата, может обра шваться
нар вторичного вскипания, и только в том случае, если температура коп-
(епсата больше 100°С.
При прокладке неизолированного конденсатопрошпа наt полом его
геплопотери в левой ветви составят около 4500 ккал/ч, и темиерат\ра
конденсата в конце конденсатопровода будет равна
/к= 127,2 4"'°° 83,2 С,
102
i до 127.2 — температура конденсата при /7=1,5 кГ/см2;
102 — расход конденсата в ветви в кг/ч.
Если принять коэффициент полезного действия изоляции 0,7 и
температуру окружающего воздуха 35°С, то при прокладке изолированного
конденсатопровода в подпольном канале теплопотери трубопроводами
сшиятся до 2000 ккал/ч, а температура конденсата в копне конденептп
провода составит
/,< - 127,2 -Ш0 - 107,6 С.
11)2
При отсутствии же изоляции температура конденсата окажется
ниже 100°С даже в том случае, если он будет проложен в по игольном ка-
чале. Отсюда следует, что в неизолированных конденсатопроводах
проходит охлажденный конденсат независимо от способа их прокладки. Это
объясняется незначительным расходом кон (енсата в паровых системах
отопления. Конденсатоотводчики устанавливаются в конце каждой
ветви конденсатопровода.
В заключение покажем, как производится расчет паропрово щ с \че
том попутной конденсации пара. Все данные расчета левой ветви
приветны в табл. 46. Графы 1- 1, 16—18 заполняются данными из табл. 11.
Температура пара при среднем давлении 1,75 кГ/см'' /„ 130'Г,
температура вот ха в цехе 16 С , АЛ, 130 16--11 ГС.
И Зяк. 223
ISO

Стоя к 4.HV 411 кГ/.и*
Повязка
П1—2.Ч7
Ш
100 12 «о
Стояк- З.НР V29 кГ/м2
1зо|,1ток давюмил Mi N29 — 171 (13N кГ/м'1
Стоя к 18.//,, ЖК кГ/м'*
ПзГшток дав тенил ЛЯ '2Mb — 217 2121 кГ/л<-
'I а •; II
Рлгхи 1
Пира G к к' '(
3 I
Д'Ш.и'нт1
4 II
о
[ lOli M;jX
6
J (.M'llllll.1
\C.i
7
IH.'I'Ik'MIDI
U .If
8
Д1. iK 1 Mil 1 1 Ihlll.lt
(111141.411)1
II
4 1 1
11 1
St
12
d
13
"1
1
11 V
14
li
"10
.)()()()
}()()()
o,;>
4.3
1,.")
1,32
1,307
1,377
M S,4 11 15,2 0,3 2f>,3 1.4,2 ltf,7 131 lol
22,3 , 12,6 16,4 '1,2 О,' 1,3 11,7.1 ,",23 8(3 2-37
• i()00
1,3117 i/2
S,4
10.
0.' 20
10
l(i
171
171
1100
')
q
i,'>
4,-")
1,77
1.7!»
1 ,303
1 ,:.!.->
V
1/
1.-)
4,4
12,1»
10
u,s
з,б
s,3
o,.-
'>■•">
24,.S
1,3
12,4
0,73
13,9
3,23
139
7S
139
217

"So
0(1',
'.)<
'tf '» !'
Jil
(>'."* f
Of 51
-J и
12 I ■) li
II Ml [|
Г-iO 9
?S<> 1
<>t t
t:G4 f,
tdtf.
Wl ".
41Z 1
oi<: i
M 1
H>(>
(Ml
YS)\
n-
ШЯ) I
0Г9
?.":<:
(>№
«<:*:
s'U
ЧН
9S,t
Oil
to1;
ii?
i:iil
Ik"
H
II
r:\x-
i
i
9
'<)
ST
<.■'<)
«.-'a
о
s'<:
Л' 11
I'M
hi
»' n
(111
I
.Tl
S.''9
''()
''()
r'fl
'.7.' 1
| Ъ IM
S'l
'.■'111
S:'fl
I
I
?.
1
£
i
i
i
■'?
*:'9£
Zl
I'l 'I'll
1 1 l-'Oi:
1 Ll
I ' U'l.6
1 i i'(7
i or.
I я'Л
i'l) | S'l?
i'O li'M
'.-'n ii'o7
'.■'ll | 9'11
'.''О | 0'\)
\Ч
s-'iu
li!
1:'99
i -с
i'f.t
(a
i9
l:'W
f:'0(i
t7
fr'II
91 1 S.4 H
.Ш'/Г U 'j.V i
1
HiiH.-ihi'm iiMH
-ЧГ.ЩКИЭЮ^'
O'J
it '
и ,
Of
j LV
01:
!7 I
1!
lc~
Ik"
91
t-'s
ii
i j\\
Kiirnii
1 1ИП"
ОГ. I
Oil
or, i
001
IS
19
№
'.0
01-
U"l
».
'.■'(:i
■i
, J»
ii
in.
«'.■'I
L't'j'l
?<:'l
w:'i
Git'l
(3<:111
SH-'l
«&'l
iitT
ist'i
ii*:'l
i9i:'l
M
11
Hi'
rtj'
hi'
с ''
s!i'
99'
19'
9'
t1:'
<~(:'
i ■'
Ml
1 ("til
' Dill'
1
Of)
IS
li
<:'}:')
M
i f.t-
\7
-:'l?'
c"l
9
h 'У
-■111
001
II)
Г-Ч
c"i
'.1)
i ■(_■
f.t
lk"
ZZ
1.1
9
ь г
H
i
ZZ
1
—
Z-
T-
(■
Z
z<
1
1
z
\l\ \\
ОПТ
Ш
(»■_■() 1
ViS
Olii
01': 1
otii
( 018
1 «^
1
Oli1.'
Otl 1
(.1-1
9
- С
I
Ve
"в
z!i
«,.
•Л
ll
1 i'O
9
'f-
i
s's
't
XT
i
'Щ
r.'i
'r.i
li
i9
(if
tr
it
'.7
<)l
11
9
s;i!i\
Ч011
h/гх
и
n
и
,i . i. .i
-1

И( приложения I нахошм теп.югютсри 1 ног. м. труб qT при /„
100 Г.. Табличные шачсния qt умножаем на поправочный коэффици-
■ лт — = 1,14 и пол\чеиные данные заносим в граф\ 5. Результат пере
loo - •
мпожеппя данных граф 3 и 5 заносим в графу 6.
Ра пелив данные графы 6 на величину скрытой теплоты
парообразования, которая при р—1.75 кГ1см2 равна 519,3 кксы/кг, получаем коли
честно попутного конченсата на участках (графа 7).
В графе 8 приводятся .расхоти пара на участках с учетом попчтпот
кон icncara. В графе 9 чаются средние расхо 1Ы пара на участках. По
зтнм расхо 1ам в номограмме махо uim RyL, и viCl.
С учетом сконденсировавшегося пара потери давления ветви еоетанл я
юг 6072 кГ/м2, или на 25% больше, чем без учета коп leneamni пара.
.Зная количество попутного конденсата и полыуясь формулой (30), мож
по Гк расчета оп]>е илчить потери ин'.леппя с учетом попутного коп ien
. л га.
Чсйсгвителыю,
Н., НА^1 Г 1К(И) |1!ЬГ (Я71 к! ,м-.
i с, ) Ч7.ч'
Чгиоы н])|шести потери (явлении к за ишпым, нужно принять ша-
Meip участка 12 l'/V'. Слезет ли, о 1нако, поверочный расчет нрон п-.<>
liiTi, i \4ltom попутного кои 1епсата пара? Не слечует.
Полешые потерн тепла трубами в помещение Q„ перекрывают теп-
лонотери разводящего паропровода. Между тем расчетная нагрузка па
приборы (графа 2, табл. 44) при гидравлическом расчете принимается
без учета теплоотдачи трубами в помещение. Если учесть величину Qu
при определении расчетной нагрузки на приборы, то требуемый расхоч
пара в них уменьшится, и экономия в расходе перекроет количество
попутного кон ц-нсата.
Pi нашем случае ноле шан геплоот 1ача труб в це\ учетом iciuooi
Lei ми кон 1енсатоп])ово lob сосганш около 14 000 ккия/ч. что чает
экономию м расхо (.е пара 27 кг/ч. После гп фавлического расчета по и'шрает-
ся поверхность нагрева приборов е учетом полезной теилоот 1ачц труб.
Диаметры кои тенсатопроио юн системы отопления почбираются по
i.iu.i. V2.

ПРИ Л ()Я\ НИШ
ПОПРЯ ПИЛА с/, n Khuilu 1 п»,: и III ИЗОЛ ИРОВАННОИ IPVbbl
ПРИ РАЗНОСТИ ШМПГРЛТУР ВОДЫ В 1РУГ.1 И ОКРУЖЛЮ1ШЮ
ВОЗДУХА К) 1304
\/
L
10
1..
.0
>".
1,0
(Г.
70
i ,
SC1
N..
(.|()
9.",
100
10Г|
По
и :•
121»
12."i
1.;о
1
41
Г)
.49
14
17
Г.1
-~i 1
-,s
(12
(i(i
70
71
7.S
S2
SO
«Ml
'•4
'.17
НИ
U
.49
11
l(.)
".1
")S
Г.4
ГД
тл
7.S
,s:s
.ss
'.к;
У7
102
107
111
11(1
121
12Г)
1
19
.).)
(>1
(i7
7.'5
79
ST.
92
9,S
101
ПО
П(>
122
12S
1.44
110
14(i
1Г.2
1.7.»
Д.|.|\11-|]1
i 'Л
fi2
<i9
7/
■sr.
92
100
10,S
11.-,
124
141
1-49
1 1С)
Г.4
I(i2
\m
177
LS.-i
192
200
It IHll'lVlilX
1 >
70
79
■S7
9(i
lor.
Ill
122
1.41
110
11!)
I.-.7
ни;
17.",
187
19.5
201
210
219
22S
■SI
91
10.,
11 Г,
12",
i:!ii
1 Hi
l.">7
1Г.7
I7S
1S.S
199
209
219
2,i0
240
2:,1
2(il
272
*V.
101
114
12(i
US
1Г.1
l(i.i
17(i
IS.S
2((1
21 1
22(i
2.JD
2Л1
2(57
27(i
2SS
.401
414
',2(5
Дн,|М1'i]
7li
lol
111
127
149
i:>2
Km
177
190
202
21".
22.S
210
2.",.''.
2Wi
27S
291
.404
.41 r,
52K
, 11 MM
H"
119
144
1 IN
l(i.{
17!-
11»-;
207
''22
2:*.7
2.".1
2C.7
2S2
■>9fi
.412
■42(i 1
410
;;.",('•
470
:js.i
II КЛОПОМ РИ (/, I "<><-■ " Ill ИЗОЛИРОВАННО! О ПАРОПРОВОДА
ПРИ РАЗНОСТИ JE.YWIEPAlyp ПАРА И ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ 100 С
St
II (
Юн
кч
Дилметр и noiiM.ix
7. 1 1 V* IV 2 7*
I а 11 1 с к и с чара р 0,7 кГ/см'1
109 П9 172 1Н1 220 2.S",
Д|ммо1|1 и мм
7CS/.1 I ви/-1.
2<SI,
!.$(>
loo
100
97 12-4 l.">4
p 1 кГ/с.м-
9.i '117 1 Hi ' IM
19.4
219
p 1 кГ/см"
191 202 2->2
.401
51S
.id.
.420
.J..S
19

ПРИЛОЖЕНИИ 11
ДОПОЛНИМ ЛЬНОГ ДАВЛ1:НИ| (И ОХЛА/КДГНИЯ ПОДЫ
В МАГИСТРАЛЯХ
3.5
3.0
■м ос
«г
4*>
Г-5
^ 10
0.5
О
Номограмма 1
\
\
I
1
Радиус действий до 25м
&
я
- -
щ
—
22^2
=====
& —
|
i
?0П ЬОО 600 800 WOO 1200 1W0
Чагрузка ча стояк в «г/v
МО
S 1,5
05
О
Номограмма 2
\
■
\\РС
vV4 \
Д\о5
V Ч \о
У|£
- -
диус
%
1
' действия до 50 м
—
1
200 ЬОО 600 800 1000 1200 1^00
И а грузна на стояк в кг/ч
ДОПОЛНИ I LJIMIOL ДАВЛ1.НИ1 OI ОХЛАЖДШИЯ !i«UH>l
В (ГОЯКЛХ СИСПМ ОГОИДЫШЯ
Номограмма 3
ЮО
300
500 700 900 HOD 1300
Нагрузка на стонк В къ/ч
1500
Г.И

II IMl.'l О/К Г II П I III
о( hobhui мо( тянныг величины для рл<;чгг\ трубопроводов
ВОДЯНОГО ОТОПЛЕНИЯ
Дп.1ч1тр
V2"
яи"
\"
1'/4"
IV»"
2'
2Va"
7(i/-l мм
.S!»/i.'>">
HI.S/1
14.5/1
1711/1,7
21'1/C)
Л в лг
1,1)7
0..427
0,12.-,
0,0 И>7
0,02.'Г>
(),()()S4
0,0041
0,2(>
(1,1.52
0,0(177
0,027
0,012N
0,00.47:
«У к
10 l
10 '
10 '
10 l
Ю-"
10 *
10 "^
10 (i
lo ,:
10
10
It»--"
. 10 ''
Д 1Я CllCri'U С
цирку
>d
2,S7
1 Л»
1,1
0,1)7
l),S
i),7S
il, 12
0, 1.4
и,. {'_»."■
0,2(1
ii.iiir,
0,1...,
i (l,l(l.'i
IHI(I\
III К'ПЬНОЙ
П|Ц1К*М
1
dfk
0,47
0,727
0,711
1,0.5
1,2.')
1,72.5
2,. 5S
2,:52S
5, OS
.4,S7
:>,l.i
t>, I.-.
4,71
Д 1Я C1IC1CM С
цирку
;./d
•л,\
-\l
1,77
1,0."
о,1.»
0,(Я
0, 17
0, 17
0,,47
(l,2.s
0,22
0,17
0,114
OCTl'C
ициси
1
1 НО 11 Hull
d/.
0,424
0,47(i
(>,<>47
o,<)72
1.11
i,:.(;
2,22
2,1.5
2,.Mi
.i, Г.7
1.77
:.,ss
S.S.)
ПРИЛОЖЕНИИ IV
П ПЛООТДЛЧЛ ОДНИМ /ЭКВИВАЛЕНТНЫМ КВАДРАТНЫМ МЕТРОМ
(<7skm) ОТОПИТЕЛЬНЫХ ПРИБОРОВ ПРИ РАВНЫХ ЗНАЧЕНИЯХ
к'.
1(1
I.S
70
72
71
ЛИ
.">.s
do
1)2
С)1,Г)
(id
(IS
'„.«
снерху ниш
2S0
21).")
.410
;i2.".
.540
:5С>()
.477
.ЯГ)
417
1.57
ПО
Им
при HMiniiiin
сии iy
НИИ 1
2(>7
2S0
21Н)
.507
■420
•4.40
.44.")
4(10
570
:«>!>
ИХ)
П.")
СИП iV
ШК'рХ
221)
240
272
2(11
277
2S(i
291)
.412
422
,44S
447
.477
А'г
70
72
71
7ti
7S
SO
S2
SI
8(>
SS
1)0
ЭКМ
enepxj пни\ 1
4S0
700
72(1
747
777
777
797
(117
(i.4.7
Г)7(1
C)70
при питании
cinny
и и и i
140
140
177
170
4*7
700
71(1
727
747
7. )7
77(1
они ty
IIHCJIX
.570
4S1
.411.5
107
IIS
1-50
112
177
170
IS1
!!)!
П p II M i т I| Iff1
<' if pi'iibijuii no in i p.imiiim i m-m ivt inn inn» rri ii-ko ,( ill p.n t ■ i: 111 > p ■ i
q по ехпыр питания .ruepvv diiiii лапы для рл ni.i rnpim ргЛристмх
iiiri

II 141. I U /Iv I II II I V
ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТОВ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ kikv
Значения Д'т (теп.тнпситсль — ш> ia)
41—45 4ii -Rl) Г.1—K5
Rfi-60
Gl— ГЛ
I
()G—70 71—75 7fi—H!>
*„.м -Vs « «,2 0,1 R,7 0,S
Hi—чи Д1 lOiinn—mi ill—U
I
7,1 7 .4 7.Г» ' 7,S S.l
ПРИЛОЖННИР VI
ТАБЛИЦЫ ЗНАЧЕНИИ КОЭФФИЦИЕНТОВ ПРИ ОПРЕДЕЛЕНИИ
ПОВЕРХНОСТИ НЧЕРЕВА ОТОПИТЕЛЬНЫХ ПРИБОРОВ
Значении коэффициента %, учитывающего скорость движения поды
в приборе
Т а п mi u я 1
(* i пней ю ibiiMii p.u*x<> l
IKilhl CI 4 П II imi ICC
*1 111
Значения i„ при
подаче воды по
схеме:
сверху вниз
СШиу ВНИЗ .
спилу вверх
1 ,!)'_>
1,07
I ,1Г.
1,0-5 1,<Н
1,11 1,1.-1
1,0'.) 1,11
1 ,()."! 1.0.V) l,()(i
1,17 1,1!1 1/21
1,1.'. l.l.'i 1.1.S
Значении поправочного коэффициента pi на охлаждение воды в трубах
(скрытая и открытая прокладки)
1 a f> т и u a 2
шплснне но 1ы по стояку снту
lllU'pX
PaC'lV! ГЬШЛСММН -1ТЯ/К
хиижсннс p*iii.i по ггкяку сьорху шип
1-4
д
1 I I.IM '
1 I 1 1,01
1 1 1
I I
I 1 ,<>•-> I
1 .ПГ) 1,07 I,OS
i,o:> I 1,0.". ' i,o.s 1,08
1,0 J 1 .0Г. 1,0Г. 1.0.S 1.0.S 1,1
I I
.№>
190

ПРИЛОЖЕНИЕ VII
НОМОГРАММА Г. А. МАКСИМОВА ДЛЯ РАСЧЕТА ПАРОПРОВОДОВ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
^ R
? 90
| 35
\
25
18
Hi
W
8
6
I
1
4
^»
5?
I
§2,5
Ǥ 2
I»
\'<?L
rf>
*/
st
s/
rZ
- я
*''*/.
l_ i-
N&
4^
'ч
X
^
^
ч/
A
&fe
*%
^
4^
-***
*§$><
NS^
4'
117
<>
Sp
^V
^ччLSc^ч^/^
Na>CS&*
Г /,4 1,8 2,5 3.5 ^,5 6 8Ю Ht 18 25 35 50 70 WO I<t0 200 300 500 вООЮОО
Расход тепла В тыс. к кал/ч

ПРИЛОЖЕНИЕ V]
НОМОГРАММА С. Ф. КИРКО И В. В. АНДРЕЯНОВА ДЛЯ РАСЧЕТА
ПАРОПРОВОДОВ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ И ТРУБОПРОВОДОВ СЖАТОГО ВОЗДУХА
£
ч
а.
I
I
<§
I
1
!
1
I
1
1
h
300
250
150
80
60
U0
25
15
в
6
*
2JS
1.5
1
'Щ t
rx/ Г
s/ /
* / ^
Kf/ *
N«
f v~/ /
wA//
J i
^ /
//
if
'>v
/ /<
7
/ Ж >
N.V
V
Ты
i /f
Жг
-//>
^ /
у ♦ a:
^S£s
//V
/ ^4
v\v
7 '/
/ //
//
/Si
\т/
7
V/
//4.
с
t'A
^ ум
//Nit
$J
//
//
//N
N?
rf> f
1
v/
'//
/ *
Uf
4^
^C/
vN?
//
\7
A
f
/>Na. yj /"
//
n
^
<&-
Ny
/
V
7/
l-l...
^ 4
W
?fU
u*k
fN/ N
'fflf f
V A^/
/Mi 7/S
//У
*/
№
э4/Ж/
/ /^
V/
v/
л/
///,
r///
Sv/
' /
/
^N/у
чУ*-
7\. *
>^/i
щ
J-7
V/
/J
/
//
Й
►&£%
ф>
iCv
f*V
nI/
7
/л
i'
£
^
■1
0,07 0G£ 0,04 / Q05 0J5 0,25 0,U 0,6 1 2 3 5 7 9
Рпгхпд паоа или воздуха G- в т/и
трубы еодогазопроводные обыкновенные
— — — трубы усиленные
15 25 40 60

ПРИЛОЖЕНИЕ IX
СРАВНЕНИЕ ЕДИНИЦ СИ, МкГСС И ВНЕСИСТЕМНЫХ ЕДИНИЦ
/. Единицы сил
1 кг = 9.8 к 1 к -0,102 кг
2. Единицы работы, энергии, теплоты
1 кГм = 9,81 дж 1 дж = 0,102 кГм
1 ккал = 4,19- Юз дж 1 дж = 0,289-10_3 /осел
1 квгч = 3,6-10» дж 1 бж = 0,278-10_6 квт-ч
3. Единицы мощности
1 кГм/сек = 9,81 вт 1 вт =0,102 кГм/сек
1 л. с. = 73С вт 1 вт = 1,36- Ю-3 л. с.
4. Единицы давления
1 /сГ/л2 = 9,81 н/м" 1 я/л2 = 0,102 кГ/ма-
1 от = 9,81-10* к/л2 1 к/л2 = 1,02-Ю-5 от
1 лл рт. сг. = 133,3 н/м" I к/л8= 7,5-10 3 лл р7. ст.
1 лл вод. сг. =9,81 к/л3 1 к/л2 = 0,102 лл вод. ст.
5. Единицы углов
1° = —7— рад = 1.75-10—- рад; 1 рад= 57°24'
1' = шкюр"=4-*л(1г*рад
б. Единицы угловой скорости
У мин 1 рад/мш
'сек 1 рад/сек
7. Единицы температур
1 об/мин -2 т: рад/мин 1 рад/мин = 0,1С об/мин
1 об/сек = 1 tz рад/сек 1 рад/сек = 0,16 об/сек
Г У-С = /С ' 273°
S. Прочие единицы
Удельная теплоемкость
ккал/кг С = 4.19-IU3 о\>«-/кг СС
1 ккал/ч= 1,163 вт
Теп юпроводность
ккал/мч °С ^- 1,1 63 ет/л( °С
Примечание. В системе СИ приняты условные обо-
шачеиия: единица силы — н (ньютон);
единицы работы, энергии, теплоты — дж (джоуль):
единица мощности — вт (ватт);
единица давления - н/м2;
единица углов — рад (радиан);

ЛИТЕРАТУРА
Строительные нормы и правила, СНиП, П-В.6-62. Госстройиздат, 1963.
Строительные нормы и правила, СНиП 1I-A.6-62 и 1I-A.7-62. Госстройиздат, 1963-
Строительные нормы и правила, СНиП П-Г.7-62. Госстройиздат, 1963.
Е. А. Б е л и н к и и. Расчет и эксплуатационный режим однотрубных систем
отопления. 11.1 д-во Министерства коммунального хозяйства РСФСР, 1952.
Указания по проектированию отопления и вентиляции производственных и
вспомогательных зданий промышленных предприятий, СН 7—57. Госстройиздат, 1958.
М. И. Кисеи н. Отопление и вентиляция. Ч. I. Отопление. Госстройиздат, 1955.
Справочник по проектированию отопления и вентиляции. Госстройиздат, 1963.
А. Ф. Офицеров. Однотрубные системы водяного отопления. Госстройиздат.
1960.
П. Ю. Гамбург. Таблицы и примеры расчета трубопроводов отопления и
горячего водоснабжения. Госстройиздат, 1962.
Указания по расчету вертикальных однотрубных систем водяного отопления с ниж
ней разводкой трубопроводов горячей и обратной воды, СН 228—62 Госстройиздат.
1963.
Р. В. Щек и н, С. М. К ор е не век и й, Г. Б. Б е м, М. А. А р т ю ш е н к о,
Ф. И. Скороходько. Справочник по теплоснабжению и вентиляции в
гражданском строительстве. Госстройиздат УССР, 1960.
Справочник проектировщика внутренних санитарно-технических устройств, ч. 1.
Стройиздат, 1964.
К. Ф. Ф о к и н. Строительная теплотехника ограждающих конструкций зданий
Госстройиздат, 1953.

ОГЛ А ВЛЕНИЕ
Предисловие . : s г ; s 3
Глава I. Теплотехнический расчет ограждающих конструкций зданий ^
§ 1. Расчетные формулы и справочные данные —
§ 2. Примеры теплотехнического расчета ограждающих конструкций зааний 9
Глава И. Определение теллопотерь и составление тепловых балансов
помещений . : 21
§ 3. Основные и добавочные теплопотери —
§ 4. Учет тепла, расходуемого на нагрев материалов и транспорта Учет
тепловыделений от оборудования, материалов и людей 25
§ 5. Примеры подсчета теллопотерь и составления тепловых балансов 26
Глава III. Системы водяного отопления с естественной циркуляцией . 49
§ 6. Формулы для определения поверхности теплоэтдачи нагревательных
приборов , —
§ 7. Пояснения к примерам гидравлического расчета систем водяного
отопления 51
§ 8. Примеры расчета систем отопления —
Глава IV. Системы водяного отопления с насосной циркуляцией ~9
§ 9. Подбор компенсаторов —
§ 10. Учет естественного давления в насосных системах отопления.
Коэффициенты затекания SO
§ 11. Определение коэффициентов затекания для однотрубных систем с
замыкающими участками 83
§ 12. Гидравлический расчет вертикально-однотрубных проточных
регулируемых « нерегулируемых систем отопления SG
§ 13. Гидравлический расчет однотрубных систем по методу переменных
температурных перепадов . Н7
§ 14 Гидравлический расчет однотрубных систем с нижней разводкой . —
§ 15. Примеры расчета систем отопления 88
L>()1

Глава V. Паровое отопление низкого давления
§ 16. Основы гидравлического расчета . .
§ 17. Примеры расчета систем отопления
Глава VI. Паровое отопление высокого давленид . .
§ 18. Гидравлический расчет и подбор оборудования
§ 19. Примеры расчета трубопроводов и подбора оборудования
Приложения
Литература

Валентин Андреевич Кострюков
Примеры расчета .по отоплению и вентиляции
Бланк для заказов 1964 г. № 28/9
* * *
Стройиздат
Москва, Третьяковский проезд, д. 1
* * *
Редактор издательства Л. Н. Кобуковская
Перетст художника В. С. Кулинича
Технический ррдактор Л. А. Комаровская
Корректор О. В. С т и г н с с в а
Сдано в набор 24/1И 1964 г. Подписано к печати 29/VIII 1964 г.
Т-13223. Бумага 70Х'08'/,Е 6,485 бум. л.—17,47 усл. псч. л.+
4-1 вклейка 0,31 усл. печ. л. (16.3 уч.-изд. л.)
Тираж 16.000 экз. Изд. JVs АШ-8171. Зак. № 223. Цена 67 коп.
Подольская типография Главполиграфпрома
Государственного комитета Совета Министров СССР по печати
г. Подольск, ул. Кирова. 25

ОПЕЧАТ КИ
12
88
154
184
184
12 снизу
10 снизу
Табл. 34, 1
графа, 7 сверху
5 сверху
6 снизу
D-= 0,025 X 7,05 + 0,95)
X 5.1 + 0.025 X 7.29 = 5,21 >
>4.1. И0 <7.1.
50
/ ——
0,0012(95-5)
4,6 см.
76V*
Госстройиздат, 1963).
= 2—1 = 1 кГ/см*
D _0,025 Х7.05 + 0.95
. 5,1 4-0,025 > 7,29 =
-5.21 ^ 4.1, по 7.1.
5
0,0012(95—5)
- 46 я.
2
Госстройиздат. 1953).
-2 — 0-2 кГ/см*.