Эффективность работы вытяжного зонта - Северо

ОЧИСТКА ГАЗОВ И СТОЧНЫХ ВОД
ПРЕДПРИЯТИЙ ЦВЕТНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ
Основы теории и практики расчета устройств
местной вытяжной вентиляции
Методические указания к выполнению практических работ
для студентов, обучающихся по направлению подготовки
150400.62 – «Металлургия цветных металлов»
Составители: Ф. В. Амбалова, В. Б. Амбалов
Владикавказ 2014
0
МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РФ
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение
высшего профессионального образования
"СЕВЕРО-КАВКАЗСКИЙ ГОРНО-МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИЙ ИНСТИТУТ
(ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ)"
Кафедра металлургии цветных металлов
ОЧИСТКА ГАЗОВ И СТОЧНЫХ ВОД
ПРЕДПРИЯТИЙ ЦВЕТНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ
Основы теории и практики расчета устройств
местной вытяжной вентиляции
Методические указания к выполнению практических работ
для студентов, обучающихся по направлению подготовки
150400.62 – «Металлургия цветных металлов»
Составители: Ф. В. Амбалова, В. Б. Амбалов
Допущено
редакционно-издательским советом
Северо-Кавказского горно-металлургического института
(государственного технологического университета).
Протокол заседания РИСа № 2 от 18.02.2014 г.
Владикавказ 2014
1
УДК 66.077+628.3
ББК 22.365+38.761.2
А61
Рецензент
доктор технических наук,
профессор Северо-Кавказского горно-металлургического института
(государственного технологического университета)
Хетагуров В. Н.
А61
Очистка газов и сточных вод предприятий цветной металлургии: Основы
теории и практики: Методические указания к выполнению практических работ
для студентов, обучающихся по направлению подготовки 150400.62 "Металлургия цветных металлов" / Сост. Ф. В. Амбалова, В. Б. Амбалов; СевероКавказский горно-металлургический институт (государственный технологический университет). – Владикавказ: Северо-Кавказский горно-металлургический
институт (государственный технологический университет). Изд-во «Терек»,
2014. – 68 с.
УДК УДК 66.077+628.3
ББК 22.365+38.761.2
Редактор Иванченко Н. К.
Компьютерная верстка Цишук Т. С.
 Составление. ФГБОУ ВПО «Северо-Кавказский
горно-металлургический институт
(государственный технологический университет)», 2014
 Амбалова Ф. В., Амбалов В. Б., составление, 2014
Подписано в печать 3.12.2014. Формат 60х84 1/16. Бумага офсетная. Гарнитура «Таймс».
Печать на ризографе. Усл. п.л. 3,95. Уч.-изд. л. 2,36. Тираж 20 экз. Заказ №
.
Северо-Кавказский горно-металлургический институт (государственный технологический
университет). Издательство «Терек».
Отпечатано в отделе оперативной полиграфии СКГМИ (ГТУ).
362021, г. Владикавказ, ул. Николаева, 44.
2
Содержание
Введение ..................................................................................................... 4
1. Распределение скоростей воздушных потоков вблизи
всасывающих отверстий местных отсосов ............................................. 6
1.1. Распределение скоростей воздушных потоков вблизи
всасывающего отверстия вытяжного шкафа прямоугольного
сечения с фланиевым отсосом или в стене...................................... –
1.2. Распределение скоростей воздушного потока вблизи
всасывающего отверстия вытяжного шкафа прямоугольного
сечения ................................................................................................ 8
1.3. Распределение скоростей воздушного потока вблизи
всасывающего отверстия вытяжного зонта..................................... 10
1.4. Распределение скоростей воздушных потоков вблизи
источников тепла при естественной вытяжке ................................. 12
2. Типовые расчёты устройств местной вытяжной вентиляции ........... 19
2.1. Расчёт эффективности работы местных отсосов
при принудительном движении холодного загрязнённого воздуха ..... –
2.2. Расчёт эффективности работы местных отсосов
при естественном движении холодного загрязнённого воздуха ........... 22
2.3. Расчёт эффективности работы местных отсосов
при принудительном движении нагретого загрязнённого воздуха ...... 25
2.4. Расчёт эффективности работы местных отсосов вблизи
тепловых источников при принудительном движении
загрязнённого воздушного потока ........................................................... 28
2.5. Расчёт эффективности работы местных отсосов
при запылённом газовом потоке .............................................................. 30
3. Рекомендации по устройству местных отсосов
от технологического оборудования ......................................................... 32
3.1. Вытяжные зонты ................................................................................. –
3.2. Вытяжные шкафы ............................................................................... 38
3.3. Бортовые отсосы ................................................................................. 40
4. Приложения............................................................................................ 44
5. Литература.............................................................................................. 68
3
Введение
В настоящее время возрастание роли промышленности в стране и
урбанизация городов привели к значительному увеличению уровня загрязнения окружающей среды. Решение этой проблемы преследует
цель не только сохранить природные ресурсы страны для дальнейшего
развития, но и обеспечить благоприятные санитарно-гигиенические
условия жизни населения. В мероприятиях, связанных с охраной окружающей среды, особое место занимает защита атмосферного воздуха
от загрязнений.
История развития промышленности показывает, что в атмосферном воздухе под действием внешних и внутренних факторов постоянно
протекают гидродинамические, тепловые, электромагнитные, химические и другие процессы, от которых зависят метеорологические параметры атмосферного воздуха и его химический состав. Необходимость
контроля состава воздуха вызвана тем, что зная его природный состав,
можно легко установить присутствие посторонних примесей, что значительно облегчает борьбу за чистоту воздушной среды.
Установлено, что атмосферный воздух никогда не бывает абсолютно
чистым. Так, общее количество загрязнений, находящихся постоянно в
атмосферном воздухе, составляет около 10 млн.т. Это обусловлено как
производственной деятельностью человека, так и протекающими в
природе естественными процессами (пыльные бури, вулканическая деятельность, лесные пожары, испарения с поверхности мирового океана,
космическая пыль и т. д.).
В настоящее время более 70 % всех загрязнений приходится на автотранспорт, выхлопные газы которых представляют собой смесь примерно 200 веществ. Значительный вклад в ухудшение атмосферного
воздуха вносят и практически все отрасли промышленности. С выбросами предприятий в атмосферу попадают аэрозольные частицы, газообразные вещества, пары кислот и многое другое. Из множества отраслей промышленности наибольший объем выбросов приходится на перерабатывающие предприятия, в том числе металлургические и обогатительные производства.
Практика работы указанных предприятий показывает, что наиболее
эффективным методом борьбы с выбросом загрязняющих веществ в
атмосферу является их локализация в месте образования. Для этого используются устройства местной вытяжной вентиляции с последующей
очисткой удаляемого воздуха в специальных аппаратах. В качестве
устройств местной вытяжной вентиляции, чаще всего используют вы4
тяжные зонты и шкафы, боковые и бортовые отсосы, отсасывающие
панели и нижние отсосы.
Настоящее пособие предназначено для студентов металлургического,
механического и обогатительного профилей с целью ознакомления будущих специалистов с основами теории и практики пылегазоулавливания. Изложенные материалы окажут помощь и действующим инженерно-техническим работникам при конструировании и расчёте устройств местной вытяжной вентиляции.
5
1. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ СКОРОСТЕЙ ВОЗДУШНЫХ ПОТОКОВ
ВБЛИЗИ ВСАСЫВАЮЩИХ ОТВЕРСТИЙ
МЕСТНЫХ ОТСОСОВ
1.1. Распределение скоростей воздушных потоков вблизи
всасывающего отверстия вытяжного шкафа прямоугольного
сечения с фланцевым отсосом или в стене
Закон затухания скоростей в зоне всасывающего отверстия для
расстояний, больших меньшей стороны всасывающего отверстия, описывается формулой:
2
̅𝑉x = 2 arcctg [𝑥̅ √1 + 𝑏 2 (1 + 𝑥̅ 2 )] ,
π
𝑎
(1.1)
где 𝑉̅𝑥 = 𝑉𝑥 /𝑉0 ;𝑉𝑥 – скорость по оси факела на рассчитываемом расстоянии, м/с; 𝑉0 – средняя скорость воздуха во всасывающем отверстии,
м/с;
𝑥̅ – относительное расстояние от местного отсоса до расчётной точки,
равное:
𝑥̅ = 𝑥/𝑏 ,
(1.2)
где х – расстояние по оси факела от рассчитываемой точки до всасывающего отверстия, м;
а – размер большей стороны всасывающего отверстия, м;
b– размер меньшей стороны всасывающего отверстия, м;
Для всасывающего отверстия квадратного сечения приведённая
формула упрощается до вида:
2
𝑉̅x = π arcctg(𝑥̅ √2 + 𝑥̅ 2 ).
( 1.3)
Для эффективного действия устройства, важное значение имеет
равномерное распределение скоростей воздушного потока в сечении
отверстия шкафа.
На рис. 1.1 и 1.2 показано распределение скоростей всасывания
воздушного потока на расстоянии x < b для отсосов с равномерным
распределением скоростей в сечении всасывающего отверстия шкафа.
6
Рис. 1.1. Спектр скоростей всасывания воздушного потока вблизи
рабочего окна укрытия шкафного
типа (сечение 800 х 900 мм) при
потоке равномерно распределенном
по сечению.
Рис. 1.2. Спектр скоростей всасывания воздушного потока
вблизи круглого и прямоугольного отверстия в стене
(𝑑 – диаметр, b − меньшая
сторона прямоугольника).
При неравномерном распределении скоростей воздушного потока
вблизи рабочего окна вытяжного шкафа, распределение их по сечению
приведены на рис. 1.3. и 1.4.
Рис. 1.3. Спектр скоростей всасывания воздушного потока вблизи рабочего
окна укрытия шкафного типа (сечение 800 х 900 мм) при потоке,
неравномерно распределенном по сечению.
7
Рис. 1.4. Спектр скоростей всасывания воздушного потока вблизи круглого и
прямоугольного отверстия в стене при потоке неравномерно распределенном
по сечению. (d – диаметр, b − меньшая сторона прямоугольника)
1.2. Распределение скоростей воздушного потока вблизи
всасывающего отверстия вытяжного шкафа
прямоугольного сечения
Закономерность расчёта затухания скоростей вблизи всасывающего отверстия шкафа при отношении x > b аналогична предыдущему
(см. формулу 1.1).
Рис. 1.5. Спектр скоростей всасывания воздушного потока для круглого
и квадратного отверстий при отсосе без фланца (d –диаметр, a – сторона
квадрата)
8
При определении скоростей воздушных потоков вблизи всасывающего отверстия при x < b следует пользоваться спектрами скоростей
всасывания, полученными экспериментальным путём.
Рис. 1.6. Спектр скоростей всасывания воздушного потока для прямоугольного
отверстия с соотношением сторон 1:3 при отсосе без фланца
Рис. 1.7. Спектр скоростей всасывания воздушного потока для прямоугольного
отверстия с соотношением сторон 1:10 при отсосе без фланца
9
Рис. 1.8. Спектры скоростей всасывания воздушного потока для наклонной
панели с высотой всасывающего отверстия h (сплошные линии – спектр скоростей всасывания для панели с козырьком, штриховые – без козырька)
1.3. Распределение скоростей воздушного потока вблизи
всасывающего отверстия вытяжного зонта
Зонты целесообразно применять при незначительной подвижности
воздуха в помещении, но т. к. выделяющиеся вредные вещества легче
окружающего воздуха, то обычно для улучшения работы зонты снабжают свесами или откидными козырьками (бортами).
Практика эксплуатации зонтов показывает, что аэродинамические
характеристики их имеют некоторые особенности, в частности:
1) скорости по осям, перпендикулярным плоскости всасывания,
быстро затухают, вследствие того, что скорости воздушного потока и
подвижность воздуха в помещении примерно одинаковы;
2) изменение скоростей по оси зонта зависит от угла его раскрытия, т. е. чем больше угол раскрытия, тем больше осевая скорость по
сравнению со средней скоростью;
10
3) для зонтов с малым углом раскрытия (60° и менее) скорость по
всему сечению зонта практически одинакова.
Кривая зависимости центральной
скорости воздушного потока от угла
раскрытия зонта приведена на рис. 1.9.
Скорость воздуха в заданной точке
рассчитывается по эмпирической формуле:


y
 , (1.4)
Vxy  Vц Vx  0,1
b( x  0,27) H 

Рис.1.9. Зависимость центральной скорости воздушного потока где Vц – скорость воздушного потока в
центре зонта, м/с
от угла раскрытия зонта
Vц = Vср · ,
(1.5)
где  – коэффициент, зависящий от угла раскрытия зонта (см. рис. 1.9);
Vx – относительная скорость воздушного потока на расстоянии X от
центра зонта;
(1.6)
Vx  Vx Vц ,
Значение относительной скорости Vx в зависимости от относительного расстояния Х и эквивалентного диаметра зонта, приведено на
рис. 1.10. Эквивалентный диаметр зонта для прямоугольного сечения
определяется по формуле:
(1.7)
d экв  2a  b /( a  b) , м,
где a, b – стороны всасывающего отверстия зонта;
y – относительное расстояние от центра зонта до определяемой
точки по оси У;
b – относительная величина одной из сторон зонта;
b  b / dэкв ,
(1.8)
где х – относительное расстояние от центра зонта до определяемой
точки по оси X;
х  х / d экв ,
(1.9)
H – относительная величина высоты зонта;
11
Н  Н / d экв ,
(1.10)
Рис. 1.10. Зависимость относительной скорости 𝑉̅x по оси зонта
от относительного расстояния 𝑋̅
1.4. Распределение скоростей воздушных потоков вблизи
источников тепла при естественной вытяжке
Причиной возникновения свободной конвекции вблизи теплового
источника является неустойчивое распределение плотностей воздуха,
обусловленное неравномерностью его нагрева. При этом температурный
напор определяет разность плотностей и величину подъёмной силы, а
размер поверхности – зону распространения конвекции. На рис. 1.11 показаны типовые картины свободного движения нагретого воздуха.
а
б
в
12
г
Рис.1.11. Характер течения среды вблизи тепловых источников
в условиях свободной конвекции
Около нижней части (см. рис. 1.11а) движение нагретого воздуха
вдоль вертикальной стенки имеет ламинарный характер. С повышением температурного напора движение принимает своеобразную локонообразную форму с переходом в дальнейшем в развитое турбулентное
движение, которое сохраняется далее на всём протяжении течения воздуха вдоль вертикальной стенки. На рис. 1.11б, в, г показан характер
движения воздуха около горизонтальных плоских стенок обращённых
нагретой поверхностью вверх. При поверхности стен более 4 м нагреваемая среда имеет местные восходящие и нисходящие потоки, при
малой же поверхности устанавливается один восходящий поток. Для
стен, обращённых нагретой поверхностью вниз (см. рис. 1.11г), движение воздуха происходит и в тонком слое над поверхностью.
При расчёте эффективности теплоудаления местными отсосами можно
воспользоваться следующими формулами:
от горизонтальной поверхности:
3
𝑄ƨ = 1.3 ∙ 𝐹ƨ ∙ 𝑘 √(𝑡n − 𝑡в )2 ,
(1.11)
от вертикальной поверхности:
3
𝑄в = 𝑘 ∙ 𝐹в √(𝑡n − 𝑡в )2 ,
(1.12)
где k – коэффициент, принимаемый в зависимости от температуры и
равный:
t, ℃
50
100
200
300
400
500
1000
k
1,66
1,58
1,53
1,45
1,4
1,35
1,18
где Fг, 𝐹в – площади горизонтальной и вертикальной теплоотдающих
поверхностей, м2 ;
𝑡n – температура нагретой поверхности, ℃.
𝑡в − температура воздуха в помещении, ℃.
При расчёте тепловыделения при испарении (при вынужденной
конвекции воздуха), а также при наличии тепла поступающего от химической реакции, расчёты производятся в соответствии с закономерностями присущими данным процессам. Рассмотрим характер тепловых струй над горизонтальными тепловыми источниками, имеющими
13
местные отсосы для локализации тепла поступающего в производственные помещения. Условно такие источники можно разделить на
заделанные заподлицо с плоскостью (рис. 1.11. б и в), и источники,
установленные на основании (рис. 1.11. г). На рис. 1.12. показаны схемы тепловых струй над горизонтальными тепловыми источниками. На
рисунке тепловая струя условно разделена на участки.
а
б
Рис. 1.12. Схемы тепловых струй над горизонтальными тепловыми источниками: а – тепловой источник установлен заподлицо с плоскостью; б – то же,
на основании; I – Пограничный слой; II – участок разгона;
III – переходный участок; IV – основной участок
Пограничный слой состоит из ламинарного подслоя, расположенного вблизи нагретой пластины и основного пограничного слоя. В пограничном ламинарном подслое движение происходит вдоль горизонтальной плоскости (для источника заделанного заподлицо с плоскостью) и вдоль вертикальной плоскости для источника установленного
на основании. Тепло от источника в этом подслое передаётся теплопроводностью. Толщина пограничного слоя для источника круглого сечения:
e = 0.2 d, м,
(1.13)
для прямоугольного источника со сторонами «а» и «b», при b < a:
14
e = 0.2 b, м,
(1.14)
где d – диаметр сечения источника тепловыделений;
a, b – соответственно длина и ширина источника прямоугольного
сечения.
По данным исследований начальный объём воздуха 𝐿0 в тепловой
струе, поднимающейся над источником, составляет:
𝐿0 = 0,405√𝑄 ∙ 𝐹 2  𝐻 , м3 /с,
3
(1.15)
где Q – количество конвективного тепла, выделяющегося от источника,
кДж/с;
F – горизонтальная проекция источника тепловыделения, м2 ;
H – расстояние от источника до рассматриваемой точки в пределах
пограничного слоя, м.
Согласно опытных данных количество воздуха, подтекающего в
пределах пограничного слоя к круглой пластине, заделанной заподлицо
с плоскостью, составляет:
𝐿0 = 6,7∙ 𝑑5/3 ∙ 𝑄1/3, м3 /час.
(1.16)
Интенсивность подтекания воздуха в пределах пограничного слоя
больше, чем в вышележащей части тепловой струи.
Над пограничным слоем находится разгонный участок II, являющийся первым участком тепловой струи. Пределы разгонного участка:
1,2 ≤ Z / d ≤ 3,2,
(1.17)
где Z – расстояние от полюса струи источника тепла до рассматриваемой точки, м;
Z = 𝑍П + 𝑍Н ,
(1.18)
здесь 𝑍П – расстояние от полюса струи до источника тепла, м;
𝑍Н – расстояние от источника до рассматриваемой точки, м.
На разгонном участке скорость струи пропорциональна корню
квадратному из действующей подъемной силы, которая в свою очередь
пропорциональна избыточной температуре. Скорость теплового потока
в любой точке струи определяется из выражения:
15
∆𝑡 n
) , м/с.
∆𝑡m
𝑉 = 𝑉m (
(1.19)
где 𝑉m – осевая скорость тепловой струи, м/с;
∆𝑡 – избыточная температура в любой точке струи, °C;
∆𝑡m – избыточная температура на оси струи, °C;
n – показатель степени, равный 1/𝑃r (𝑃r – критерий Прандтля).
На разгонном участке наблюдается некоторая поджатость струи на
расстоянии X, равном 1,5d источника, где осевая скорость достигает
максимума. Начиная с этого сечения, скорость постепенно убывает.
Для инженерных расчетов эффективности местных отсосов, расположенных в зоне разгонного участка, можно считать, что скорость в любой точки струи в пределах её границ является величиной постоянной,
т. е.:
𝑉 = 𝑉m = const .
(1.20)
Количество воздуха в тепловой струе на её разгонном участке
определяется по формуле:
𝑧
𝐿x = 1,16[89 ((𝑑)
2
3
5
1
− 72]  d3  𝑄 3 .
(1.21)
За разгонным идет переходный участок III , характеризуемый изменением профиля скоростей избыточных температур. Пределы этого
участка 3,2 ≤ z / d ≥ 7.
Изменение скорости, а следовательно и расхода воздуха на данном
участке объясняется значительным изменением турбулентности, характеризуемой в формуле 1.19. показателем n, который изменяется в пределах участка от 0,5 до 1,66. При показателе n = 1,66 начинается основной участок IV, для которого z / d ≥ 7. В таблице 1.1 приведены формулы для расчета тепловых струй, распространяющихся в наружном
воздухе с плотностью ρ = 1,2 кг/м3.Для инженерных расчетов можно
считать, что секундное количество тепла в каждом сечении остается
постоянным, равным:
𝑄 = 𝐿  ρср  сср (𝑡ср − 𝑡окр ),
кДж
час
,
(1.22)
м3
где L – объём воздуха, проходящего через рассматриваемое сечение, час ;
ρср-плотность газов в сечении, кг/м3 ;
сср - средняя теплоёмкость газов в сечении, кДж/кг  К;
16
𝑡ср-средняя температура по сечению, °C;
𝑡окр – температура окружающей среды, °C.
17
Таблица 1.1
Формулы для расчета основного участка тепловой струи
Определяемая величина
Формула
Расстояние от нагретой
пластины до полюса струи, м
𝑧п = П𝑑
Коэффициенты пропорциональности
для нагретой пластины
заделанной заподлиустановленной
цо с плоскостью
на основании
П=1
П = 1,7
𝑣m = 𝐶𝑑 3 ∆𝑡𝑛 (𝑧/𝑑)1/3
𝑣m = 𝐶1 𝑄1/3 𝑧 −1/3
C = 0,136
𝐶1 = 0,13
–
𝐶1 = 0,168
м2/3  с К4/9
м4/3  с Вт1/3
𝑣m max 𝐶2 𝑑1/3 ∆𝑡 4/9
𝑣m max 𝐶3 𝑄1/3 𝑑 −1/3
𝑧
∆𝑡m = 𝐵∆𝑡 8/9 ( )−5/3 𝑑 −1/3
𝑑
∆𝑡m = 𝐵1 𝑄2/3 𝑧 −5/3
𝐶2 = 0,095
𝐶3 = 0,093
B = 0,55
–
𝐶3 = 0,115
–
м2/3  с  К4/9
м4/3  с  Вт1/3
м1/3  К1/9
𝐵1 = 0,53
m = 81
𝐵1 = 0,415
m = 90
К  м5/3 /Вт2/3
–
P = 105
P = 100
–
𝐶4 = 19
–
м2/3 /(К4/9 ч)
𝐶5 = 18,4
𝐶5 = 21,2
–
м4/3 /(Вт1/3 ч)
Вт/(м3  К4/3 )
кгс/(
2
м с К4/3 )
1/м
1
Скорость на оси струи, м/с
Максимальная скорость
на оси струи, м/с
17
Избыточная температура
на оси струи, К
Скорость в любой
точке струи, м/с
Избыточная температура
в любой точке струи, К
Расход воздуха
в струе, м3 /ч
Мощность кинетической
энергии тепловой струи, Вт
Размерность
коэффициентов пропорциональности
–
𝑣 = 𝑣m 𝑒
𝑦
−𝑚( )2
𝑧
𝑦 2
∆𝑡 = ∆𝑡m 𝑒 −𝑝( 𝑧 )
4/9 𝑧
𝐿 = 𝐶4 𝑑 7/3 ∆𝑡𝑛 ( )5/3
𝑑
𝐿 = 𝐶5 𝑄1/3 z 5/3
𝐶6 = 19,610−6
𝐶6 = 210−6
𝐶7 = 18,310−6
4/3
𝐸 = 𝐶6 𝑑 2 ∆𝑡n 𝑧
𝐸 = 𝐶7 𝑄𝑧
0
𝐶7 = 34,310−6
Примечание. В таблице приведены значения коэффициентов пропорциональности С и В в системе СИ (поток тепла и мощность
кинетической энергии тепловой струи – в Вт). Все линейные размеры в формулах даны в метрах.
1
Расход воздуха в конвективной струе, образующейся около нагретой вертикальной поверхности, на единицу ширины этой поверхности,
определяется по формуле:
Lx  7,6 3 Q  x 5 , м3/час.
(1.23)
А максимальная скорость в такой струе:
Vm  0,53 3 Q  x , м/с,
(1.24)
где Q – количество тепла отдаваемого конвекцией единицей площади
поверхности, кДж/м2 ;
Х – расстояние от низа греющей поверхности до рассматриваемого
поперечного сечения струи, м.
Исходя из рассмотренных зависимостей, на рис.1.13 представлены
графики изменения температуры, скорости, расхода и количества тепла
в различных сечениях тепловой струи.
а
б
в
г
Рис. 1.13. Изменение параметров в различных сечениях тепловой струи:
а – изменение скорости v; б – температуры;
в – расхода воздуха L; г – количества тепла Q
Таким образом, приведенные ниже закономерности распространения тепловых струй и их характеристики позволяют подойти к рассмотрению вопросов их локализации и удаления из рабочих зон производственных помещений.
18
2. ТИПОВЫЕ РАСЧЕТЫ УСТРОЙСТВ,
МЕСТНОЙ ВЫТЯЖНОЙ ВЕНТИЛЯЦИИ
2.1. Расчет эффективности работы местных отсосов
при принудительном движении холодного загрязненного воздуха
Расчет основан на решении уравнений распространения вредных
веществ во встречном потоке воздуха диффузией. С достаточной точностью можно считать, что в среде, в которой происходит выделение
вредных веществ, наблюдаются беспорядочные потоки воздуха, вызванные движущимися предметами, приточными и тепловыми струями.
Беспорядочные потоки воздуха в помещении характеризуются коэффициентом турбулентного обмена. Концентрацию вредных веществ
во встречном потоке воздуха на расстоянии Х от источника их выделения определяют по формуле:
𝐶x = 𝐾 𝐶0  e−Vx/Ax , мг/м3 ,
(2.1)
где К – коэффициент пропорциональности, учитывающий диффузионную способность вещества:
K = м1 м2 ,
(2.2)
где м1 – молярная масса воздуха;
м2 – малярная масса рассматриваемого вещества;
𝐶0 − средняя массовая концентрация вредного вещества над центром источника выделений, мг/м3
𝐶0 =𝐺0 /𝐿;
(2.3)
где 𝐺0 − количество выделяющегося вредного вещества, мг/ч;
L − объем воздуха, проходящего через всасывающее отверстие
местного отсоса, м3/ч;
V − скорость воздушного потока во всасывающем отверстии местного отсоса, м/с;
Х − расстояние от центра источника выделения до места поступления воздуха в местный отсос, м;
Ах − коэффициент турбулентного обмена в месте поступления
вредного вещества во всасывающее отверстие местного отсоса, м2 /с.
19
Следует отметить, что формула 2.1 учитывает распределение концентраций вредных веществ во встречном потоке воздуха и дает меньшую погрешность, когда приточные струи не направлены непосредственно в отверстия местных отсосов, а подвижность воздуха в помещении значительно меньше скоростей во всасывающем отверстии и
фоновые концентрации меньше концентраций вредных веществ, образующихся непосредственно над источником выделения.
Для определения эффективности работы местного отсоса с источником выделения, расположенным снаружи местного отсоса, и скорости воздушного потока, превышающей на дальнем конце источника
подвижность воздуха в помещении (V ≥ 𝑉n ), в формулу 2.1, подставляют следующие величины:
X − расстояние от центра источника выделения до дальнего его
конца, м;
V − скорость воздушного потока на дальнем конце источника выделения, м/с;
𝐶0 − средняя массовая концентрация вредного вещества над центром источника выделений, мг/м3 ;
𝐺0 − количество выделяющегося вредного вещества, мг/ч;
L − объем воздуха, проходящего через центр источника, м3 /ч.
L = 3600  𝐹  𝑉1 ,
(2.4)
где F − площадь всасывающего отверстия отсоса, м2 ;
𝑉1 − скорость воздушного потока над центром источника выделений, м/c;
Ах − коэффициент турбулентного обмена на дальнем конце источника выделений, м2 /с.
При V < 𝑉п в формулу подставляют иные величины :
X − расстояние от центра до дальнего конца источника выделений,
попадающего в зону действия местного отсоса, м;
V− скорость воздушного потока в конце зоны действия отсоса, т. е.
где V = 𝑉п , м/c;
𝐶0 − средняя массовая концентрация вредного вещества, мг/м3 ;
G − количество выделяющегося вредного вещества с части источника выделения и попадающего в зону действия местного отсоса, мг/ч;
L − объем воздуха, проходящего через центр части источника выделения и попадающего в зону действия отсоса, L = 3600  F  𝑉2 , м/ч;
𝑉2 −скорость потока в центре части источника выделения, попадающей в зону действия отсоса, мг/ч.
20
Ах − коэффициент турбулентного обмена над центром части источника выделений, попадающей в зону действия отсоса, м2 /с.
Для источника выделений при скорости воздушного потока на его
дальнем конце большей чем подвижность воздуха в помещении (V ≥ 𝑉п ), в
формулу поставляют X = 𝑋p – расстояние от центра источника выделения до рабочего места и V = 𝑉p – расчетную скорость воздушного потока на рабочем месте, м/с.
Для источника выделения, при скорости потока на дальнем конце
V < 𝑉п , в формуле X = 𝑋p – расстояние от центра части источника, попадающей в зону действия отсоса,до рабочего места и V < 𝑉p − расчетная
скорость воздушного потока на рабочем месте.
Расход вещества, движущегося навстречу потоку воздуха, направляющегося к местному отсосу, определяют по формулам 2,5–2,7 в зависимости от относительной скорости:
𝑉̅ = 𝑉/𝑉п
При значении относительной скорости 𝑉̅ ≥ 2 расход вещества:
L(𝐶x −𝐶ф )
𝐺1 =
(1−e
−v 
x
Ax )∗1000
, г/ч,
(2.5)
где L − расход воздуха в центре источника выделений, м3 /ч;
Сф − фоновая концентрация вредного вещества, мг/м3 ;
Если относительная скорость находится в пределах 1,2 <̅̅𝑉̅̅< 2,0 ,
то расход вещества будет:
𝐺2 =
𝐿(𝐶x − 𝐶ф )
1000
, г/ч
(2.6)
Если же 𝑉̅ ≤ 1,2, то расход вещества определяется по формуле:
−v 
2𝐿(𝐶x − 𝐶ф )(1 − e
𝐺3 =
(2−e
−v 
x
Ax )
x
Ax )  1000
.
(2.7)
При скорости воздушного потока над частью источника выделения
меньшей подвижности воздуха в помещении, расход вещества движущегося в противоположную от источника сторону, равен сумме расходов вещества – расходу от части источника, попадающего в эту зону.
21
Эффективность работы местного отсоса определяется по формуле:
ЭФ =
𝐺0 − 𝐺
𝐺0
 100 % ,
(2.8)
где 𝐺0 −количество выделяющегося вещества, г/час;
G − количество вредного вещества,направленного в противоположную от местного отсоса сторону, г/час.
При расчете эффективности работы проектируемых местных отсосов, расход воздуха принимают по [1]. Исходя из рекомендуемых скоростей, рассчитывают расход воздуха 𝐿 = 𝐹 𝑉, где F − площадь живого сечения местного отсоса.
Расход воздуха, удаляемого одно -идвубортовыми отсосами без
сдува, рассчитывают по формуле; м3 /час
𝑎
𝐿 = 1400[0,53b · 𝑏+𝑎 + 𝐻p ]1,3  𝑏 𝑎 𝐾1  𝐾∆t  𝐾t ,
(2.9)
где a, b − соответственно длина и ширина ванны, м;
𝐻p − расстояние от зеркала вредных выделений до оси щели бортового отсоса, м;
К1 − коэффициент, учитывающий конструкцию бортового отсоса
(для двубортового К1 = 1, для однобортового К1 = 0,8);
Кt – коэффициент, учитывающий токсичность выделяющихся
вредных веществ;
Кt – коэффициент, учитывающий разность температур ∆𝑡 раствора и помещения:
∆𝑡, ℃
𝐾∆t :
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Однобортовой отсос
Двубортовой
отсос
1
1,03
1,06
1,09
1,12
1,15
1,18
1,21
1,24
1
1,16
1,31
1,47
1,63
1,79
1,94
2,10
2,26
2.2. Расчет эффективности работы местных отсосов
при естественном движении холодного загрязненного потока
При естественном движении холодного воздушного потока, загрязненного вредными веществами, интенсивность диффузионного пе22
реноса характеризуется коэффициентом Дт. Чисто молей вещества,
диффундирующего в двух направлениях через единицу поперечного
сечения в единицу времени, определяется по формуле:
𝑑 = −ДАВ  𝐹
d𝐶A
d𝑥
 𝑑x ,
(2.10)
где ДАВ − кинематический коэффициент диффузии в системе газ А и
воздух В;
F − площадь сечения,через которое и идет диффузия, м2 ;
СА − концентрация диффундирующего вещества, мг/м2 ;
Х− расстояние в направлении диффузии, м;
d𝐶
Величину d𝑥A называют градиентом концентрации компонента А.
Знак минус перед градиентом показывает, что концентрация 𝐶A
уменьшается в направлении диффузии. Следует отметить, что градиент
тем больше, чем больше сопротивление диффузии молекул вещества А.
Для источника, установленного на основании, площадь сечения
равна поверхности шара:
𝐹 = 4П𝑅 2.
(2.11)
Если область распространения вредного вещества ограничена
твердыми стенками ,то площадь диффузии равна свободной площади:
𝐹 = 𝐹cb .
(2.12)
Для источника заделанного заподлицо с плоскостью стены:
𝐹 = 2П𝑅 2 .
( 2.13)
Согласно исследованиям, коэффициент диффузии газов в воздухе
рассчитывают по формуле:
100μ  𝑉
ДАВ = 0,122М − м1,3 ,
(2.14)
где μ −динамический коэффициент вязкости газа А;
𝑉м − молярный объем газа А;
М − молярная масса газа А;
Коэффициент диффузии, в зависимости от изменения температуры, описывается формулой:
23
𝑇
3/2
Дt2 = Дt1 (𝑇2 )
1
,
(2.15)
где Дt1 и Дt2 − коэффициенты диффузии при температурах 𝑇1 и 𝑇2 ;
Согласно исследований ,концентрация вредного вещества вблизи
источника выделений (точечный источник установленный на основании) будет :
4
𝐺 = 3 П𝑅 3  𝐶0 ,
(2.16)
для источника, заделанного подлицо с плоскостью стены:
2
3
𝐺 = П𝑅 3  𝐶0 ,
(2.17)
Для источников прямоугольной формы, с некоторым приближением вместо R может быть принято 𝑅экв. В формулах 2.16 и 2.17 величина
𝐶0 является объемной концентрацией вредного вещества вблизи источника выделения, найденная из баланса вещества в элементарном объеме.
Исходя из неравномерности распределения вещества в объеме, где
расположен источник выделения, можно записать:
Сх = 𝑘 С0  e−x̅ ,
(2.18)
где 𝑘 −коэффициент пропорциональности, учитывающий диффузионную способность вещества:
К
Д2
 М1 М 2 ,
Д1
(2.19)
где Д1 и 𝑀1 − коэффициент диффузии и молярная масса рассматриваемого вещества;
Д2 и 𝑀2 − тоже среды, в которых диффундирует рассматриваемое
вещество ;
х̅ − относительное расстояние, равное:
х  х/R ,
(2.20)
где х – наименьшее расстояние от источника выделения вредного вещества до рассматриваемой точки .
24
Тогда формула 2.18 примет вид:
Сх = 𝑘  С0  e−x/R .
(2.21)
Количество вредного вещества, проходящего через сферическую
поверхность на расстоянии Х > R, равно:
4
3
Сх = П𝑅 3  𝑘  С0  e−x/R .
(2.22)
Для источника установленного заподлицо с плоскостью стены:
2
Сх = 3 П𝑅 3  𝑘  С0  e−x/R .
(2.23)
Количество вредного вещества, попадающего в местный отсос с
естественным движением воздуха, пропорционально площади, покрываемой данным отсосом.
Для источника заделанного заподлицо с плоскостью:
𝐺0 = 𝐺x = 𝑅02 /2x 2 .
(2.24)
Для источника установленного на основании:
𝐺0 = 𝐺x  𝑅02 /4x 2 ,
(2.25)
где 𝑅0 − радиус патрубка местного отсоса, м;
2.3. Расчет эффективности местных отсосов
при принудительном движении нагретого загрязненного воздуха
Распределение вредных газообразных веществ над тепловым источником может быть представлено как совокупность двух различных
по характеру схем: распределение, относящееся к зоне распространения
тепловой струи, и распределение вне её зоны действия. На рис. 2.1 показано распределение скоростей всасывания на входе в местный отсос
над тепловым источником А при принудительной системе вентиляции.
Количество вредных газообразных веществ, распределяющихся
между рассматриваемыми зонами:
𝐺 = 𝐺1 + 𝐺2 ,
25
(2.26)
где G1 − количество вредных веществ, поступающих в помещение в
результате диффузионного переноса из пограничной зоны тепловой
струей;
G2 −количество вредных веществ, поступающих с тепловой струей.
Рис.2.1. Распределение скоростей всасывания на входе в местный отсос над
тепловым источником А при принудительной системе вентиляции:
1 – подвижность воздуха в помещении; 2 – скорость воздушного
потока, обусловленная тепловым источником; 3 – скорость
воздушного потока, обусловленная принудительной системой
вентиляции на входе в местный отсос; 4 – суммарная скорость
всасывания.
Количество вредных веществ, поступающих из пограничной зоны
с тепловой струей:
G1 = gуд.с · Fc,
(2.27)
где gуд.с – удельное количество вредных веществ, теряемых с единицы
поверхности тепловой струи: gуд.с = G/F,
26
𝐹 − общая поверхность тепловой струи, м2 ;
𝐹c − поверхность свободной тепловой струи ,принимается для вертикально расположенного местного отсоса – до нижней его кромки ,для
горизонтального – до его оси симметрии.
Количество вредных веществ, поступающих из пограничной зоны
с тепловой струей, для источника, установленного на основании:
4
3
𝐺1 = П𝑅 3  𝐶0 .
(2.28)
– для источника, заделанного заподлицо с плоскостью:
2
𝐺2 = 3 П𝑅 3 𝐶0.
(2.29)
По приведенным формулам можно определить и объемную концентрацию вредного вещества 𝐶0 :
– для источника, установленного на основании:
С𝟎 =
𝟑𝑮  𝑭𝐜
𝟒𝑭П  𝑹𝟑
.
(2.30)
– для источника, заделанного заподлицо с плоскостью:
𝟐𝑮 𝑭
С𝟎 = 𝟑𝑭П  𝑹𝐜𝟑 .
(2.31)
Количество вредного вещества , поступающего в местный отсос в
рассматриваемой зоне, пропорционально площади ,перекрываемой
местным отсосом, и для источника, установленного на основании, равно:
𝐺отс = 𝐺x  𝑅02 /4𝑅2 .
(2.32)
Для источника, заделанного заподлицо с плоскостью:
𝐺отс = 𝐺x  𝑅02 /2𝑅2 ,
(2.33)
где 𝐺x − изменение концентрации вредных веществ на некотором расстоянии х от тепловой струи;
𝑅 − расстояние от источника тепла, до рассматриваемой точки, м;
𝑅0 − радиус патрубка местного отсоса, м.
27
28
2.4. Расчет эффективности работы местных отсосов вблизи
тепловых источников при принудительном движении
загрязненного воздушного потока
Тепловая напряженность конвективного потока на расстоянии х от
источника выделения тепла во встречном потоке воздуха определяется
по формуле:
gx = g0 · e
−V·
x
Ax
, Вт/м3 .
(2.34)
Распределение температур, обусловленное изменением конвективного потока, пропорционально изменению тепловой напряженности
газового потока вблизи источника его выделения и выражается формулой:
𝑡x = 𝑡0 · e
−V·
x
Ax
,
(2.35)
где g 0 − средняя теплонапряженность воздушного потока над центром
источника выделений, Вт/м3 :
g 0 = 𝑄0 /𝐿 ,
(2.36)
где 𝑄0 − количество выделяющегося конвективного тепла, Вт;
𝐿 − объем воздуха, проходящего через всасывающее отверстие
местного отсоса, м3 /ч;
𝑡0 − температура над центром теплового источника ,℃ ;
х − расстояние, (м);
Для теплового источника, расположенного внутри вытяжного
шкафа- от центра источника тепла до места поступления воздуха в
местный отсос;
– для источника тепла, расположенного снаружи местного отсоса
при скорости воздушного потока на дальнем конце источника , превышающей подвижность воздуха в помещении 𝑉 > 𝑉п , расстояние от центра источника поступления тепла до дальнего его конца;
– для источника, расположенного снаружи местного отсоса, при
скорости воздушного потока на дальнем конце меньшей или равной
подвижности воздуха в помещении 𝑉 ≤ 𝑉п , расстояние от центра части
теплового источника, попадающего в зону действия отсоса, до границы
зоны его действия;
𝑉 − скорость воздушного потока, м/с, равная:
29
– для источника, расположенного в вытяжном шкафе – во всасывающем отверстии местного отсоса;
– для источника, расположенного снаружи, при скорости на дальнем конце, превышающей подвижность воздуха в помещении 𝑉 > 𝑉п , в
расчетах берется скорость на дальнем конце теплового источника;
– для источника, расположенного снаружи местного отсоса, при
скорости потока на дальнем конце меньшей или равной 𝑉 ≤ 𝑉п , скорость равна расчетной скорости воздуха от местного отсоса.
Распределение скоростей воздушных потоков на входе во всасывающие отверстия местных отсосов при принудительной системе вентиляции, а также над тепловым источником при естественной вентиляции рассмотрено в главе 1.
Значение скоростей потока в любой точке над тепловым источником при принудительной системе вентиляции равно векторной сумме
скоростей от теплового источника при естественной конвекции воздушного потока от местного отсоса и принудительной системе вентиляции. В приведенной формуле 2.35 величина 𝐴𝑥 – коэффициент турм2
булентного обмена воздушного потока, с :
– для источника, расположенного в вытяжном шкафу, принимается
для всасывающего отверстия местного отсоса;
– для источника, расположенного снаружи отсоса, при скорости
потока на дальнем конце 𝑉 > 𝑉𝑛 , принимается для дальнего его конца
– для источника, расположенного снаружи при 𝑉 ≤ 𝑉𝑛 , принимается равным коэффициенту турбулентного обмена воздушных потоков
помещения, т. е.:
𝐴𝑥 = 𝐴𝑛 .
Следует помнить, что приведенные формулы распределения тепловой напряженности и температур теплового потока во встречном потоке воздуха справедливы, если приточные струи не направлены непосредственно на конвективную струю источника и местный отсос и, когда тепловое напряжение помещения значительно меньше теплового
напряжения потока струи.
Количество тепла, направленное навстречу потоку воздуха, движущемуся к местному отсосу, при скорости потока на дальнем конце
𝑉 > 𝑉𝑛 , определяется:
– для источника, расположенного в вытяжном шкафу, исходя из
скорости воздушного потока в месте выделения конвективного тепла в
помещение;
30
– для источника, расположенного снаружи местного отсоса, исходя
из скорости воздушного потока на его дальнем краю при 𝑉̅ ≥ 2.0(𝑉̅ =
= 𝑉/ 𝑉n ):
𝐿𝑥  𝑔𝑥
𝑄1 = 1−𝑒 −𝑣
(2.37)
 𝑥/𝐴𝑥 , Вт
где 𝐿𝑥 – расход воздуха в рассматриваемом сечении, м3 /час.
При 1,2 < 𝑉̅ ≤ 2,0 , количество тепла определяется:
𝑄 = 𝐿𝑥  𝑔𝑥 , Вт
(2.38)
При 𝑉̅ ≤ 1,2 , расход тепла можно определить из выражения:
𝑄1 =
2 𝐿x  (1−e−v  x/Ax )
,
(2−e−v  x/Ax )
Вт
(2.39)
При скорости воздушного потока над частью теплового источника
меньшей скорости подвижности воздуха в помещении, расход тепла,
направленного в противоположную от источника сторону, равен суммарному количеству тепла от части источника, попадающего в зону
действия отсоса 𝑄1 и тепла, не попадающего в зону действия отсоса 𝑄2 .
Эффективность работы местного отсоса определяется по формуле:
Эф =
𝑄0 −𝑄
 100 %
𝑄0
,
(2.40)
где 𝑄0 – количество конвективного тепла, выделяющегося от теплового
источника;
𝑄 – количество тепла, направленного в противоположную от местного отсоса сторону:
𝑄 = 𝑄1 + 𝑄2 .
(2.41)
При проверочном расчете эффективности ориентировочно принимают расход воздуха, проходящего через местный отсос, исходя из рекомендуемых скоростей в рабочем проеме местного отсоса.
2.5. Расчет эффективности работы местных отсосов
при запыленном газовом потоке
Для эффективного улавливания пылевых выбросов необходимо создавать такую скорость во всасывающем отверстии местного отсоса,
при которой пылевая частица не будет оседать, а будет двигаться с га31
зовым потоком. Скорость газов, при которой пылевая частица удерживается во взвешенном состоянии, называется скоростью витания. Скорость витания в значительной степени зависит от критерия Рейнольдса:
Re2  φ = 𝑀ч  ρ𝑟  𝑔/μ2𝑟 ,
(2.42)
где R e – критерий Рейнольдса;
φ – безразмерный коэффициент сопротивления;
𝜌𝑟 – плотность газа, кг/м3 ;
𝑔- ускорение свободного падения, м/с2 ;
μ𝑟 – динамическая вязкость газовой среды, Па  с.
𝑀ч – масса пылинки в газовой среде, кг.
𝑀ч = π 𝑑∋2  ρч /6 ,
(2.43)
где 𝑑∋ – эквивалентный диаметр частицы, равный диаметру шара, объем которого равен объему данной частицы, м.
ρч – плотность частицы, кг/м3 .
Динамическая вязкость воздуха при давлении 760 мм.рт.ст. равна:
Температура
воздуха, ℃
Значение μ
0
10
20
40
60
80
100
1,71а
1,71а
1,83а
1,95а
2,07а
2,19а
2,33а
Примечание. Значение а = 9,8  10−5.
При критерии Рейнольдса 0 < R e ≤ 1, для частиц диаметром до
50÷60 мкм, применим закон Стокса. Тогда скорость витания можно
определить по формуле:
𝑉ч =
𝑑∋2 (ρч −ρr ) 𝑔
.
18 μr
(2.44)
Для более широкого диапазона размеров частиц, при 𝑑∋ > 1,
скорость витания определяется по формуле:
𝑉ч =
Re  μr
𝑑э  ρ𝑟
32
.
(2.45)
3. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО УСТРОЙСТВУ МЕСТНЫХ ОТСОСОВ
ОТ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ
3.1. Вытяжные зонты
На основании приведенных ниже рекомендаций можно осуществлять предварительный выбор конструктивного оформления
местных отсосов, а также объемы удаляемого ими воздуха при известных вредных веществах и рассчитывать поля их концентраций
или температур.
В настоящем методическом пособии в рекомендациях по выбору
предварительного объема удаляемого воздуха не учитывается степень
подвижности воздуха в помещении, вызываемая воздушными потоками
приточных струй вентиляции, движением воздуха, обусловленного
тепловыми источниками, имеющими высокую температуру, а также
движением воздуха, возникающим при падении больших количеств
сыпучего материала со значительной высоты.
Расчетные минимальные скорости воздуха для конкретных местных отсосов и отдельного технологического оборудования можно
найти из выражения:
𝐿 =𝐹·𝑣.
(3.1)
Расчетные минимальные скорости воздуха в открытом проеме
местного отсоса приведены в таблице 3.1.
Для ряда специфических производственных процессов величины
удаляемых объемов воздуха и данные для их определения приведены в
таблице 3.2.
Место установки отсоса определяется условиями технологического
процесса. Для повышения эффективности отсоса следует ограничить
зону подтекания воздуха к всасывающему отверстию, предусматривая
вокруг него различного вида откидывающиеся шторки.
Из всех конструкций местных отсосов наибольшее распространение получили вытяжные зонты. Эти устройства можно устанавливать
как при механической вентиляции, так и при естественной. Объем удаляемого воздуха определяют исходя из рекомендуемой скорости в рабочем проеме (см. табл. 3.1), которая должна быть не менее скорости
подвижности воздуха в помещении. Вытяжные зонты рекомендуется
устанавливать на уровне не превышающем 2 𝑑экв или 3В при устойчивой конвективной струе и 𝑑экв или 1,5В при неустойчивой.
33
Таблица 3.1
Расчетные минимальные скорости воздуха в открытом проеме
местного отсоса
Оборудование
и технические операции
Стол для ручной сварки
мелких изделий
Местный отсос
Вытяжной шкаф с рабочим
проемом 800 × 400
Решетка в плоскости стола с
живым сечением 50 %
Скорость
движения
воздуха, м/с
0,5–0,7
0,5
Электропечи сопротивления Козырек над загрузочным отв термическом производстве верстием
0,6
Камерные печи с газовым
нагревом термического
производства
0,8
Комбинированный зонт
Ванна:
обезжиривания щелочью
То же
промасливания
>>
Ванна для закладки в масле >>
укрытие
3,5
5,3
10
0,7
Печь дуговая плавильная
укрытие
1,0
Индукционная печь для
плавки стали
Зонт
1,0
Ванны и агрегаты гальванического производства:
холодные растворы
Полные укрытия
То же
(𝑡𝑝 < 50 ℃)
нагретые растворы
Обезжиривание мелких
деталей
0,7
1,0
0,7
Травление:
азотной кислотой
соляной кислотой
Вытяжной шкаф
То же
Хромирование
>>
0,7–1
0,5–0,7
1–1,5
34
Таблица 3.2
Скорость
транспортироОборудование тип вытяжного
вания воздуха,
воздушный поток
устройства
м/с
Мешалки*
Полное
Скорость воздуха 0,5–1,0 м/с
13–18
укрытие
в вытяжных отверстиях
Молотковые
Местное
Вытяжка со скоростью 12 м/св
13–18
зернодробилки вытяжное
расчетном сечении, но не
устройство
менее 85 м3 /ч
Вибрационные Вытяжное
Не менее 1370 м3 /ч на 1 м2
13–18
аппараты,
устройство
площади поверхности
встряхиватели,
смесители∗2
Сварочное
Местная
130 мм от дуги – 255 м3 / ч
10–20
оборудование
вытяжка
130–255 мм от дуги 470 м3 /ч
200–250 мм от дуги – 720 м3 /ч
250–300 мм от дуги –
1020 м3 /ч
Вытяжка снизу 2750–4570 м3 /ч на 1м2
10
площади решетки
Укрытие
0,5 м/с (в расчетном сечении)
10
Горны для
Зонты
Скорость воздуха в расчет8
ручных
ном сечении зонта 1 м/с
кузнечных работ
Выхлопные
трубы
автомашин:
В гаражах
Местный отсос 170 м3 /ч на 3-дюймовый
над отверсти- шланг для автомашин с двием выхлопной гателями мощностью не метрубы
нее 200 л. с.;
Вентиляция
В
производ- То же
ственном помещении
330 м3 /ч на 4-дюймовый
гибкий шланг для тягачей и
автомашин с двигателем
мощностью более 200 л. с.;
760 м3 /ч – для дизельных
двигателей
*Вытяжка требуется только при загрузке и выгрузке
∗ вытяжное устройство с окнами у каждого смесителя
Для локализации конвективных струй рекомендуется на уровне
0,1 𝑑экв от верхней плоскости компактного источника или 0,1 В от
плоскости большей длины прямоугольного источника обеспечивать
следующие скорости:
35
V = 0,3 м/с – при размещении источников в рабочей зоне и процессах, требующих ручных операций;
V = 0,2 м/с – при установке источника в рабочей зоне и процессах,
не требующих ручных операций;
V = 0,1 м/с – при размещении на полу крупногабаритного источника высотой, превышающей рабочую зону.
Размеры зонта с учетом подвижности воздуха и температуры помещения следует определять из соотношений:
A = a + 2x
и
B = b + 2x
2/3
x = 0,594  𝐶г  ρг  𝑇п

5/3
𝑉п  0,1𝑑экв
𝑄 2/3
,м
(3.2)
где 𝐶г – теплоемкость газовой смеси среды, кДж/м3  К
ρг – плотность газовой смеси среды, кг/м3
𝑇п – температура газовой смеси, ℃
Q – количество тепла поступающего от источника, Вт.
Расход воздуха удаляемого зонтом определяют по формуле:
𝐹 3
𝐿 = 125 𝐹3 √𝑄𝑘  𝑥  𝐹32 , м3 /ч.
𝑢
(3.3)
где 𝐹3 и 𝐹u соответственно площади зонта и источника, м2
𝑄k – конвективная составляющая источника, Вт.
x – расстояние от нагретой поверхности до приемного отверстия
зонта, м.
При неустойчивой конвективной струе следует обеспечивать равномерную скорость воздуха в сечении зонта. При устойчивой же неравномерную, которая определяется углом раскрытия зонта. Для обеспечения равномерной скорости в сечении воздухоприемника, при соотношении 𝑉п /𝑉0 = 1 ÷ 1,1 следует применять зонты с малыми углами
раскрытия 60 ÷ 70°(см. рис. 3.1)
Для обеспечения неравномерной скорости в сечении воздухоприемника при соотношении 𝑉п /𝑉0 = 1.65 и более, следует применять зонты с углами раскрытия 90° и более.
Над входными отверстиями печей и другого подобного оборудования для удаления выбивающихся газов при загрузке и выгрузке материала, применяют зонты-козырьки. Расчет сводится к определению
размеров зонта, объема удаляемых продуктов горения и воздуха.
36
Для определения габаритных размеров необходимо, прежде всего,
определить
количество
газов, вырывающихся через печное отверстие и
занимаемую ими площадь
при входе в зонт. Во избежание
чрезмерного
окисления металла в печи
избыточное
давление
поддерживают
равным
Рис. 3.1. Зависимость отношения скорости вознулю.
духа по оси зонта к средней ее величине по
В этом случае давлесечению от угла раскрытия зонта
ние на уровне верхней
кромки печного козырька составляет:
1  h  (г  г ) ,
(3.4)
где h – высота рабочего отверстия, м.
г – плотность воздуха помещения, кг/м3
г – плотность газовой смеси внутренней среды газов выходящих
из печи, кг/м3 .
На рис. 3.2. приведены общий вид и конструктивные размеры зонта-козырька.
Рис. 3.2. Конструктивные размеры зонта-козырька
37
Средняя скорость выхода горячих газов из печи при открытой
дверце определяется по формуле:
𝑉ср = 𝑧√2𝑔 · ∆ρ/ρ′′
г ,
(3.5)
где – коэффициент местного сопротивления
∆ρ – среднее, избыточное давление в отверстии печи, равное ∆ρ =
ρ1 /2
По скорости, размерам отверстия и температуре в печи определяют
критерий Архимеда, характеризующий выходящую из печи струю:
g  𝑑экв 𝑇г − 𝑇в
Au =

,
(3.6)
2
𝑉ср.
𝑇в
где 𝑑экв – диаметр равновеликого отверстия, равный:
𝑑экв = 4𝐹/П или 𝑑экв = 2𝑏  ℎ/(𝑏 + ℎ);
b, h, П – соответственно ширина, высота и периметр печного отверстия, м,
𝑇г , 𝑇в – абсолютные температуры газов в печи и воздуха в помещении, °K.
Под воздействием гравитационных сил поток выбивающихся из
печи газов, искривляется, и его ось пересекает плоскость входного отверстия зонта на расстоянии:
3 𝑦 𝑚 2  𝑑 2
экв
𝑥=√
,
0,63ℎ  Аг
(3.7)
где y – расстояние по вертикали от середины загрузочного отверстия
до уровня всасывающего отверстия зонта (y = h/2);
m – экспериментальный коэффициент, значения которого для прямоугольного отверстия печи могут быть в пределах 4,2÷5.
Расстояние по горизонтали от стенки до противоположной стенки
зонта равно:
𝑙 = 𝑥 + 𝑑x /2,
(3.8)
где 𝑑x – ширина струи на расстоянии X от ее выхода из отверстия, м.
(𝑑x = 𝑑экв + 0,44 𝑥).
Ширину зонта “b” обычно принимают на 150÷200 мм больше ширины печного отверстия. Объем газов, выходящих из отверстия печи,
определяется по формуле:
𝐿п = 𝑉ср  ℎ  𝑏 .
(3.9)
38
Объем смеси удаляемых газов и воздуха, подсасываемого из помещения, равен:
𝐿x = 𝐿п + [0,85 𝑑
𝑥
экв
𝑥
2
𝑇
+ 0,0014 (𝑑 ) ]  𝐿п √𝑇в .
экв
г
(3.10)
Удаляемая через зонт смесь газов и воздуха может выбрасываться
в атмосферу системами с естественным побуждением или вентиляторами. При удалении системами с естественным побуждением температура газов не должна превышать 300 ℃, а вентиляторами без водяного
охлаждения – не выше 80 ℃.
В электрических печах сопротивления при открывании отверстия
через его нижнюю часть воздух входит в печь, а через верхнюю – выбивается наружу. Поэтому рекомендуется следующие размеры зонта –
козырька:
Вылет (длина) зонта – 𝑙 = (1,2 ÷ 1,25)  H мм
Ширина зонта – 𝑏 = 𝐵 + 200 мм
где H и B – высота и ширина загрузочного отверстия. Объем воздуха
выбиваемого из загрузочного отверстия:
𝐿=𝐵
𝐿′ = 7700𝐻3/2
3
𝐿′ м3
,
𝐻 ч
,
(3.11)
3
𝑛
√𝑛
√ √3
3
1+ √𝑛 1+ √𝑛
∗ (𝑛 − 1) ,
(3.12)
где n – коэффициент, равный
𝑛 = 𝑇г /𝑇в ≈ ρв /ρг .
(3.13)
3.2. Вытяжные шкафы
Вытяжные шкафы применяют тогда, когда имеется возможность
практически полностью изолировать источники вредных выделений.
Различают вытяжные шкафы с верхним, нижним и комбинированным
удалением воздуха. Шкафы с верхним отводом воздуха применяют для
удаления тепла и легких газов, с комбинированным – для пылей, тяжелых газов и тепловыделений. В последних из нижней зоны удаляют от
1/3 до 2/3 общего объема воздуха, отводимого через вытяжной шкаф, в
зависимости от характера выделяющихся вредных веществ.
39
Предварительный расход воздуха L, удаляемого из шкафа в отсутствие тепловыделений, определяют исходя из скорости воздуха в его
рабочем проеме. Скорости высасывания могут колебаться от 0,3÷0,5 до
1,5÷2,5 м/с.
В лабораторных химических шкафах предусматривают обычно
комбинированное удаление загрязненного воздуха. Расход воздуха из
таких шкафов определяют с учетом полностью открытого рабочего
проема. В том случае когда размер рабочего проема установить невозможно., количество удаляемого воздуха принимают исходя из следующих условий:
– 1000 м3 /ч. на 1 м ширины рабочего проема при работе с веществами 3-го и 4-го классов опасности;
– 2000 м3 /ч. при работе с веществами 1-го и 2-го классов опасности.
При проектировании укрытий для пылящего оборудования, окрасочных камер и других аналогичных устройств, внутри укрытия или
камеры создают разрежение, которое препятствует поступлению воздуха в помещение через неплотности и открытые рабочие отверстия.
Расчетная скорость всасывания воздуха:
𝑉 = √2g ∆ρ/𝑟  ρ, м/с,
Рис.3.3
α – недостаточное гравитационное давление;
β – нормальное гравитационное давление
40
(3.14)
где g –ускорение свободного падения, м/с2
∆ρ – разрежение
внутри укрытия, кг/м3
r – коэффициент
местного сопротивления отверстий и щелей;
ρ – плотность воздуха, кг/м3
На рис. 3.3 представлены схемы различных гравитационных давлений в вытяжном шкафу при наличии в нем теплового
источника.
Разность плотностей воздуха внутри
укрытия и вне его при-
водит к тому, что через верхнюю часть проема загрязненный воздух
выходит из помещения, а через нижнюю в укрытие поступает чистый
воздух из помещения. Гравитационное давление будет максимальным у
верхней кромки рабочего проема, что позволит предотвратить проникновение вредных выделений в помещение. Таким образом, условие благоприятного улавливания формулируется в виде равенства динамических
давлений разнонаправленных потоков на верхней кромке проема:
(3.15)
г . в . Vh2гр  г Vh2 ,
где  г . в . ,  г , – плотности газовой смеси в укрытии и в помещении, кг/м3;
Vh2гр , Vh2 – скорости гравитационного движения и всасывания на
верхней кромке проема вытяжного шкафа, м/с.
Исходя из данной предпосылки, рекомендуемый, предварительный объем удаляемого через вытяжной шкаф воздуха, составит:
 h
L  0,0341    3 F 2  h  Q , м3/с,
 a
где F – площадь рабочего проема, м2
h – высота рабочего проема, м;
Q – тепло производительность источника, Вт;
a – глубина рабочего проема, м.
(3.16)
3.3. Бортовые отсосы
Рис.3.4. Схема опрокинутого бортового отсоса
41
Бортовые
отсосы
применяют в гальванических и травильных процессах. Различают обычные и опрокинутые отсосы (рис. 3.4).
Бортовые
отсосы
обычно располагают с одной стороны ванн (однобортовые) или с двух ее
сторон
(двухбортовые).
При проектировании бортовых отсосов следует
учитывать следующие рекомендации:
– предельная ширина ванны для однобортового отсоса должна быть не
более 0,7 м;
– двухбортовые отсосы целесообразно применять для ванн, если
загружаемые детали могут нарушить работу однобортового;
– ванны с особо вредными выделениями следует снабжать только
двухбортовыми отсосами;
– не рекомендуется устраивать бортовые отсосы у ванн, из которых происходит значительное испарение вредных веществ, вызваное
большой подвижностью воздуха над поверхностью испарения. В таких
случаях нельзя устраивать бортовые отсосы со сдувом, так как подвижность воздуха над ванной возрастает;
– не рекомендуется устраивать бортовые отсосы со сдувом у ванн с
особо вредными выделениями. Такие ванны следует снабжать бортовыми отсосами без сдува или вытяжными зонтами. Целесообразно
применение плавающих на поверхности ванн покрытий в виде различного рода легких шариков;
– отсос со сдувом не рекомендуется и тогда, когда возможно повреждение факела сдува загружаемыми в ванну деталями;
– чтобы не нарушать работу ботровых отсосов ванны рекомендуется устанавливать в местах, где нет сквозняков и интенсивных конвективных потоков.
Количество воздуха, удаляемого через бортовой отсос, зависит от
его вида и размеров, токсичности и интенсивности выделяющихся
вредных веществ, температуры раствора и некоторых других факторов.
Для определения количества удаляемого от ванн воздуха рекомендуется следующая формула:
𝐿 = 𝑎 √∆𝑡 𝑙 𝐾H  𝐾V , м3 /ч,
3
(3.17)
где a – расход воздуха, отнесенный к 1 м длины ванны, зависящий от
токсичности вредных выделений и определяемый высотой распространения выделений, шириной зеркала ванны В и видом отсоса (табл. 3.3);
∆𝑡 – избыточная температура раствора в ванне (не менее 10℃),
равная разности температур раствора и воздуха рабочей зоны;
𝑙 – длина ванны, м;
𝐾H – поправочный коэффициент на глубину уровня раствора в
ванне, Н;
𝐾V – поправочный коэффициент, учитывающий скорость движения
воздуха в помещении.
42
Таблица 3.3
Расход воздуха L в зависимости от высоты распространения
вредных веществ, ширины зеркала ванны В и вида отсоса, м𝟑 /ч
Отсос
Обычный
односторонний
Обычный
двухсторонний
Опрокинутый
односторонний
Опрокинутый
двухсторонний
Высота распространения вредностей, мм
40
80
160
40
80
160
40
80
160
40
80
160
В, мм
500
600
700
800 900 1000 1100
730 1000 1300 –
–
–
530 800 1000 –
–
–
400 600 800 –
–
–
375 450 525 600 675 750
285 350 400 455 520 575
220 260 300 350 380 430
680 900 1100 –
–
–
500 700 900 –
–
–
400 530 690 –
–
–
400 490 575 670 750 900
300 375 455 540 600 680
240 300 350 410 470 520
–
–
–
825
680
480
–
–
–
940
750
580
Для обычного однобортового отсоса 𝐾H =1,12÷0.0015 H, двубортового при H = 80 мм 𝐾H = 1, при H > 80 мм:
𝐵
𝐵
𝐾𝐻 = 0,015( 𝐻)2 − 0,305 𝐻 + 2,6 .
(3.18)
Для гальванических и травильных цехов, относящихся к помещениям с незначительными теплоизбытками и категорией работы средней
тяжести, скорость движения воздуха в рабочей зоне может быть принята равной 0,4÷ 0,5 м/с. .Тогда значение𝐾𝑉 определяют по следующим
зависимостям:
для однобортового
𝐾V = ℎ0,07 (1 − ℎ0,2  ∆𝑡 10−3 ).
(3.19)
для двубортового
𝐾V =
∆𝑡 ℎ0,2 (1 − ℎ0,05  ∆𝑡 10−3 )
80
∆𝑡 − 10 ln ( 𝐻 )
(3.20)
Приближенные значения коэффициента 𝐾V можно взять из табл. 3.4.
Токсичность вредных выделений определяется высотой их распространения h и принимается равной:
43
40 мм – для очень токсичных выделений (травление в азотной и
плавиковой кислотах, свинцевание и осветление в холодных растворах,
хромирование при 𝑡𝑝 = 45 ÷ 60℃,оксидирование черных металлов при
𝑡𝑝 = 130 ÷ 155℃, снятие металлических покрытий азотной кислотой
при t p = 30℃);
80 мм – для вредных выделений (холодные процессы декапирования меди в цианиде калия и стали в хромпике, цианистое травление
цветных металлов, полирование и снятие металлических покрытий соляной и серной кислотами, цианистое кадмирование, травление стали
серной и соляной кислотами при 𝑡p = 30 ÷ 40 ℃, лужение при 𝑡p =
60 ÷ 70 ℃, цианистое латунирование при 𝑡p = 30 ÷ 40 ℃, железнение
при 𝑡p = 100 ℃);
160 мм – для всех остальных технологических процессов гальванических и травильных производств.
Таблица 3.4
Коэффициент 𝑲𝐕, учитывающий подвижность воздуха
в помещений
Разность
температур,
℃
10
20
30
40
50
100
м
и ℎ, м
с
0,12
0,2
1,95 2,15
1,7
1,8
1,55 1,65
1,4
1,45
1,33 1,40
1,25 1,30
𝑣п = 0,2
0,08
1,8
1,6
1,45
1,35
1,28
1,2
м
и ℎ, м
с
0,12
0,2
2,40
2,6
2,05
2,2
1,8
1,9
1,6
1,7
1,52
1,6
1,42 1,48
𝑣п = 0,4
0,08
2,25
1,95
1,7
1,55
1,47
1,38
44
м
и ℎ, м
с
0,12
0,2
2,7
2,85
2,25
2,4
2,0
2,1
1,8
1,9
1,7
1,8
1,57 1,64
𝑣п = 0,6
0,08
2,65
2,2
1,95
1,75
1,65
1,53
Приложения
(Примеры расчетов)
45
1. К разделу 2.1
1. Определить расход воздуха удаляемого двубортовым и однобортовым отсосами от ванны хромирования.
Исходные данные. Концентрация хромовой кислоты 40 гр/л; сила
тока I = 500 А; длинна ванны 1,1 м, ширина 0,6 м. Расстояние от зеркала жидкости до оси щели бортового отсоса Hp = 0,2. Температура воздуха в помещении tВ = 26 ºC, температура жидкости 56 ºС.
Решение.
Для двубортового отсоса К1 = 1,0, для однобортоовго К1 = 0,8. Разность температур жидкости и помещения Δt = 56 – 25 = 30 ºС. Коэффициент учета разности температур раствора и помещения КΔt = 1,47. Коэффициент учета токсичности выделяющихся с поверхности раствора в
ванне вредных веществ Кt = 1,25. Расход воздуха, удаляемого отсосом
без поддува через однобортовой отсос по 2,9 будет:
1
1,1 0,6
м3
3
𝐿 = 1400 (0,53
+ 0,2)  1,1 0,6 0,8 1,47 1,25 = 1000
.
1,1 + 0,6
час
через двубортовой отсос:
𝐿 = 1400 (0,53
1
1,1 0,6
м3
+ 0,2)3  1,1 0,6 1 1,47 1,25 = 1250
.
1,1 + 0,6
час
2. Сравнить эффективность работы одно- и двубортового отсосов
от ванны травления размером 600х1100 мм.
Исходные данные. Высота щели бортового отсоса b = 70 мм. Объем
удаляемого воздуха L = 1000 м3/час. Количество выделяющегося вещества (НСl) G0 равно 2,4 г/час. Кратность воздухообмена в помещении
Кp = 10. Приточный воздух подается в помещение через пристенные
воздухораспределители. Скорость выхода воздуха через решетки
V0 = 2,5 м/с. Подвижность воздуха в помещении Vп = 0,16 м/с. В помещении имеется источник тепла, установленный на основании, с тепловыделением Q = 29 000 Вт. Местный отсос установлен на расстоянии
0,65 м от источника тепловыделения по вертикали. Объем помещения
V = 450 м3. Фоновая концентрация HCl в помещении Сф = 0.
Решение.
Поправочный коэффициент на скоростное давление для пристенного воздухораспределителя равен 2. Тогда энергия приточных струй
будет:
46
𝑒п.с. = Кр
𝑒 𝑣 2
2 2,52
м2
= 10
= 0,0174 3 .
2
2 3600
с
Теплонапряженность объема:
𝑄̅ =
𝑄 29000
Вт
=
= 64,5 3 .
𝑉
450
м
Плотность воздуха при температуре равном 26 ºС составляет:
ρ = 1,155 кг/м3. Расстояние от источника до полюса струи Zп = 1,7d, где
d – определяющий размер для теплового источника и принимается равным наибольшей стороне ванны d = 1,1 м.
Zп =1,7 1,1=1,87 м.
Расстояние от источника до местного отсоса Zu = 0,65 метров. Тогда расстояние от полюса струи до отсоса:
𝑍 = 𝑍п + 𝑍𝑢 = 1,87 + 0,65 = 2,52 м.
Коэффициент пропорциональности С для источника тепла установленного на основании равен 34,3 10–6. Количество энергии вносимой в воздух тепловыми струями:
𝑒т.с. = С
𝑄̅
64,5 2,52
 𝑍 = 34,3 10−6 
= 0,00467 м2 /c 3 .
𝜌
1,155
Площадь проема плоскости кромок двубортового отсоса с учетом
боковых сторон:
F = 1,1 0,6 + 0,07 0,6 2 = 0,744 м2.
Скорость воздуха в плоскости верхних кромок двубортового отсоса:
𝐿
1000
𝑉0 = 𝐹 = 0,744 3600 = 0,373 м / с.
Скорость воздуха во всасывающем отверстии однобортового отсоса:
𝑉0 =
1000
= 3,6 м/с.
0,07 1,1 3600
47
Энергия воздушных потоков помещения составит:
e = eп.с + eт.с = 0,0174 + 0,00467 = 0,02207 м2/с3.
Определяющий размер рассматриваемого двубортового отсоса:
𝐼 = √𝐹 = √1,1 0,07 2 = 0,38
Произведение:
1
4
1
4
e3  𝐼 3 = 0,223  0,383 = 0,077.
Коэффициент турбулентного обмена двубортового отсоса:
𝐴𝑥 = 0,25 0,077 = 0,0193 м/с.
Расстояние от плоскости испарения вредного вещества до плоскости верхних кромок двубортового отсоса х1 = 0,1 м. Концентрация
вредного вещества в воздушном потоке над ванной:
𝐶0 =
2400
= 2,4 мг/м3 .
1000
При коэффициенте пропорциональности К = 0,892, концентрация
вредного вещества в плоскости верхних кромок двубортового отсоса:
С𝑥 = 𝐾 𝐶0  𝑒
−𝑉 𝑥
𝐴𝑥
= 0,892 2,4 𝑒
−0,373 0,14
0,0193
= 0,079 мг/м3 .
Расход вредного вещества направленного в противоположную от
𝑉
0,373
местного отсоса сторону при =
= 2,33 > 2,0:
𝑉п
0,16
𝐺 = 𝐹 𝑉(𝐶𝑥 − 𝐶ф )
3,6
(1 − 𝑒
=
0,744 0,373 (0,079 − 0) 3,6
1−𝑒
−0,373 0,14
0,0193
48
−𝑉 𝑥
𝐴𝑥
=
)
= 0,153 г/ч.
Эффективность работы местного отсоса:
Эф =
𝐺0 − 𝐺
2,4 − 0,153
 100 =
 100 = 93,6 %.
𝐺0
2,4
Концентрация вредного вещества на рабочем месте:
𝐶𝑥 = 𝐶0 − 𝑒
−𝑉 𝑥
𝐴𝑥
= 0,892 𝑒
−0,373 0,65
0,0193
= 0,00001 мг/м3 .
Рассматриваемые определяющие размеры помещения и однобортового отсоса, соответственно, равны:
𝐼п = √6 4,3 = 5,08 м; 𝐼0 = √0,07 1,1 = 0,278 м.
1
4
Произведения 𝑒 3  𝐼 3 :
1
4
– для помещения 0,0223  5,083 = 2,455;
1
4
– для однобортового отсоса 0,0223  0,2783 = 0,051.
Коэффициент турбулентного обмена:
– для помещения Ап = 0,25 2,455 = 0,613 м2 /с;
– для однобортового отсоса А0 = 0,25 0,051 = 0,0127 м2 /с.
Так как расстояние от щели бортового отсоса х1=0,6 м, а от дальнего края ванны до рабочего места х2 = 0,2 м, до расстояние от щели бортового отсоса до рабочего места составит: х3 = х1 + х2 = 0,6 + 0,2 = 0,8 м.
𝑥
0,6
Расстояние от бортового отсоса до центра ванны 𝑥4 = 21 = 2 = 0,3 м.
𝑥
𝑏
Из соотношения 𝑥̅ = , относительные расстояния будут:
0,6
0,8
0,3
𝑥̅1 = 0,07 = 8,57; 𝑥̅3 = 0,07 = 11,43; 𝑥̅4 = 0,07 = 4,285.
Относительные скорости воздуха на расстояние х рассчитываем по
формуле:
𝑉̅𝑥 =
2
𝑏2
arcctg [𝑥̅ √1 + 2 (1 − 𝑥̅ 2 )],
𝜋
𝑎
тогда:
49
𝑉̅𝑥1 =
2
0,072
arcctg [8,57√1 + 2 (1 +
180
1,1
8,572 )] = 0,064;
𝑉̅𝑥3 =
2
0,072
arcctg [11,43√1 + 2 (1
180
1,1
+ 11,432 )] = 0,045;
𝑉̅𝑥4 =
2
0,072
arcctg [4,285√1 + 2 (1
180
1,1
+ 4,2852 )] = 0,139.
Скорости воздушного потока на расстояние х по формуле 𝑉𝑥 = 𝑉̅𝑥  𝑉0
составят:
𝑉1 = 0,064 3,6 = 0,23 м/с;
𝑉3 = 0,045 3,6 = 0,162 м/с;
𝑉4 = 0,139 3,6 = 0,5 м/c.
Определим расстояние, где скорость воздушного потока от однобортового отсоса равна подвижности воздуха в помещении, то есть
𝑉
0,16
Vx = Vп. Поскольку 𝑉̅x = 𝑉x, получим 𝑉̅x = 0,36 = 0,44.
0
Подставляя это вычисленное значение 𝑉̅x = 0,44 в вышеприведенную формулу относительной скорости, определим значение 𝑥̅ = 11,4.
Поскольку 𝑥 = 𝑥п = 𝑥̅  𝑏, то: 𝑥п = 0,07 11,4 = 0,79 м.
Расстояние от границы, где V = Vп, до центра источника выделения
𝑥 ′ = 𝑥п − 𝑥 = 0,79 − 0,3 − 0,49 м, где 𝑥 – это расстояние от однобортового отсоса до центра источника выделения. Тогда:
– относительное расстояние 𝑥̅ ′ =
𝑥′
𝑏
=
0,49
0,07
= 7 м;
– относительная скорость воздуха на расстоянии 𝑥 ′
𝑉̅x′ =
2
0,072
(1 + 72 )] = 0,08.
arcctg [7 √1 +
180
1,12
Скорость воздуха на расстоянии 𝑥 ′ составит:
𝑉x′ = 𝑉̅x′  𝑉0 = 0,08 3,6 = 0,288 м/с.
50
Коэффициент турбулентного обмена на дальнем, от однобортового
отсоса, краю ванны выделений:
𝐴x =
=
0,613 0,288

3,6
𝐴п  𝑉x′

𝑉0
1
𝑉
𝐴п  (𝐴 п
 (𝑥п −𝑥)
0 ∗𝑉0 −1)
1
𝑋п
=
+1
0,613 0,16/(0,0127 3,6−1) (0,79−0,3)
+
0,79
= 0,0287 м2 /с.
1
Расход воздуха в сечении, параллельном всасывающему отверстию
местного отсоса на расстоянии 𝑥4 от местного отсоса до центра ванны:
𝐿4 = 𝐹 𝑉4 = 0,07 1,1 3600 0,5 = 138,6 м2 /час.
Концентрация вредного вещества над центром источника выделений:
𝐺0 =
𝐺 2400
=
= 17,32 мг/м3 .
𝐿 138,6
При коэффициенте пропорциональности К = 0,892 концентрация
вредного вещества на рабочем месте:
Сx = 𝐾 𝐶0  𝑒
−𝑉∗𝑥
𝐴𝑥
= 0,892 17,32 𝑒
−0,23∗0,5
0,0287
= 0,282 мг/м3 .
Расход вещества, направленного в противоположную от местного
𝑉
0,23
отсоса сторону, при =
= 1,43 > 1,2:
𝑉п
𝐺=
0,16
𝐿(𝐶x  𝐶ф ) 138,6 (0,282 − 0)
=
= 0,039 г/час.
1000
1000
Эффективность работы однобортового отсоса:
Эф =
𝐺0 − 𝐺
2,4 − 0,039
 100 =
 100 = 98 %.
𝐺0
2,4
в) Определить эффективность работы вытяжного зонта круглого
сечения при производительности L = 8000 м3/час.
51
Исходные данные. Количество выделяющегося вредного вещества
(HCl) G0 = 100 г/час. Кратность воздухообмена в помещении Кр = 10. Скорость выхода воздуха через решетки пристенного воздухораспределителя
Vп = 0,2 м/с. Радиус вытяжного зонта r = 0,5 м. Расстояние от источника
выделения до зонта x = 0,4 м. Фоновая концентрация HCl Сф = 0.
Решение. Поправочный коэффициент на скоростное давление для
пристенного воздухораспределителя e = 2,0. Тогда энергия приточных
струй:
𝑒 𝑉 2
2 32
𝑒п.с. = 𝐾р 
= 10
= 0,025 м2 /с2 .
2
2 3600
Энергия тепловых потоков и движущихся предметов в помещении
eт.с. = eд.п. = 0. Скорость воздуха во всасывающем отверстии зонта:
𝑉0 =
𝐿
8000
=
= 2,83 м/с.
𝐹 0,785 12  3600
Коэффициент местного сопротивления вытяжных зонтов принимается равным eм.с. = 0,1. Энергия воздушных потоков помещения
eп = eт.с. + eп.с. = 0,025 + 0 = 0,025 м2/с3. Определяющий размер вытяжного зонта
𝐼 = √𝐹 = 2𝑟 = 1,0 м,
для помещения
𝐼 = √12 4,5 = 7,35 м.
Коэффициент турбулентного обмена для:
– вытяжного зонта
1
4
1
4
𝐴 = 0,25 𝑒 3  𝐼3 = 0,25 0,0253  13 = 0,0735 м2 /с;
– помещения
1
4
Ап = 0,25 0,0253  7,353 = 1,0507 м2 /с.
Расстояние от зонта до источника выделения вредного вещества
x = 0,4 м. Расстояние от края зонта до дальнего края источника выделений x = 0,4 м. Тогда относительное расстояние
𝑥̅ =
𝑥 0,4
=
= 0,4
𝑑 1,0
52
Относительная скорость воздуха на расстоянии x при 𝑥̅ < 𝑑 равна
𝑉̅x = 0,33. Скорость воздуха на расстоянии x: 𝑉x = 𝑉0  𝑉̅x = 0,33 2,83 =
= 0,934 м/с. Определяем расстояние, где скорость вблизи всасывающего отверстия зонта равна подвижности воздуха в помещении, то есть
когда Vx = Vп: Приведенная скорость на расстоянии x равна:
𝑉̅x =
𝑉п
0,2
=
= 0,7
𝑉0 2,83
В то же время, приведенная скорость:
𝑉̅x = 1 −
𝑥
𝑥̅
√1+𝑥̅ 2
,
𝑥
где 𝑥̅ = 𝑟 или 𝑥̅ = 0,5
Решая приведенное уравнение, определяем расстояние x при Vx = Vп:
𝑥
0,5
0,7 =
2
√1 + ( 𝑥 )
0,5
Из уравнения x = 1,255 м. Расстояние 𝑥 ′ = 1,255 − 0,4 = 0,855.
Относительное расстояние 𝑥̅ ′ =
𝑥′
𝑑
0,855
1,0
= 0,855. Относительная скорость воздуха на расстоянии 𝑥 ′ при x<d по рис 1,5 равна 𝑉̅x′ = 0,11.
Скорость воздуха на расстоянии 𝑥 ′ по 𝑉x′ = 𝑉̅x ∗ 𝑉0 равна
=
𝑉x′ = 0,11 2,83 = 0,312 м/с.
Коэффициент турбулентного обмена на расстоянии x(на дальнем
краю источника выделений):
𝐴x =
1,0507 0,312

2,83
1
1,0507 0,2
[
−1] (1,255−0,4)
0,0735 2,83
1,255
= 0,1086 м2 /с.
+1
Расход воздуха в сечении, параллельном всасывающему отверстию
зонта, на расстоянии x:
𝐿 = 𝐹 𝑉 = 0,785 12  0,934 3600 = 2640 м3 /час.
53
Концентрация вредного вещества в месте выделения:
𝐶0 =
𝐺0 100000
=
= 37,88 мг/м3 .
𝐿
2640
При коэффициенте пропорциональности K = 0,892, концентрация
вредного вещества на расстоянии x (в противоположную сторону от
направления движения воздуха):
𝐶x = 𝐾 𝐶0  𝑒
−𝑉 𝑥
𝐴𝑥
= 0,892 37,88 𝑒
−0,934 0,25
0,1086
= 3,935 мг/м3 .
Расход вещества направленного в противоположную от зонта сто𝑉
0,934
рону; при 𝑉 = 0,2 = 4,67 > 2,0:
п
𝐶=
𝐹 𝑉(𝐶x − 𝐶ф ) 3,6
1−𝑒
−𝑉 𝑥
𝐴𝑥
=
0,785 12  0,934(3,925 − 0) 3,6
1−𝑒
−0,934 0,25
0,1086
= 11,77 г/ч.
Эффективность работы зонта:
Эф =
𝐺0 − 𝐺
100 − 11,77
 100 =
= 88 %.
𝐺0
100
Концентрация вредного вещества на рабочем месте:
𝐶x = 𝐾 𝐶0  𝑒
−𝑉 𝑥
𝐴𝑥
= 0,892 37,88 𝑒
−0,934 0,45
0,1086
= 0,684 мг/м3 .
2. К разделу 2.2
1. Определить эффективность работы вытяжного зонта диаметром
1 м, установленного на расстоянии 0,6 м от источника вредного выделения (HCl).
Исходные данные. Количество выделяющегося HCl составляет
10 г/час. Температура воздуха в помещении 20 ºС. В помещении осуществляется естественное движение воздушного потока. Источник выделений установлен на основании. Определить концентрация HCl на
рабочем месте, если: расстояние от зонта до рабочего места 0,7 м, расстояние от источника до зонта 0,6 м, диаметр входного отверстия зонта
– 1 м, диаметр источника выделений – 0,9 м, расстояние от источника
выделений до рабочего места – 0,45 м.
54
Решение. Коэффициент пропорциональности, учитывающий диффузионную способность вещества:
𝑀1
28,96
𝐾=√
=√
= 0,892,
𝑀2
36,46
где М1 – молярная масса воздуха;
М2 – молярная масса HCl (хлористого водорода).
Объемная концентрация HCl вблизи источника выделения:
𝐶0 =
𝐺
4
( )  𝜋𝑅 3
3
=
10000
4
( )  3,14 0,453
3
= 26100 мг/м3 .
Концентрация HCl на входе в патрубок зонта:
−0,6
−𝑥
𝐶x = 𝐾 𝐶0  𝑒 𝑅 = 26100 0,892 𝑒 0,45 = 6172 мг/м3 .
Расстояние от источника выделения до рабочего места:
𝑥2 = √0,72 + 0,452 = 0,83 м.
Концентрация HCl на рабочем месте:
−0,83
𝐶x2 = 0,892 26100 𝑒 0,45 = 3695 мг/м3 .
Количество вредного вещества, проходящего через сферическую
поверхность радиусом R:
4
4
𝐺x = 3 π 𝑅 3  𝐶x = 3  3,14 0,453  6172 = 2349 мг/час.
Количество HCl, попадающего в приемное отверстие зонта:
𝐺0 = 𝐺x
𝑅0 2
0,52
=
2349

= 406 мг/час.
4𝑥 2
4 0,62
Количество HCl, проходящего мимо зонта:
𝐺n = 10000 − 406 = 9594 мг/час.
55
Эффективность улавливания HCl зонтом:
Эф =
10000 − 9594
 100 = 4,1 %.
10000
2. Определить эффективность работы вытяжного шкафа при выключенной механической вентиляции.
Исходные данные. Размер открытого проема шкафа 0,5х0,8 м. Количество выделяющегося HCl – 10 г/час. Температура источника и воздуха в помещении 20 ºС. В помещении естественное движение воздушного потока. Диаметр патрубка, через который удаляется воздух из
шкафа d = 0,4 м. Расстояние от шкафа до рабочего места – 0,8 м. Определить концентрацию HCl на рабочем месте.
Решение. Площадь проема вытяжного шкафа:
𝐹1 = 0,5 0,8 = 0,4 м2 .
Площадь патрубка для удаления воздуха из шкафа:
𝐹2 = 0,785 0,42 = 0,125 м2 .
Количество HCl, удаляемого вытяжным шкафом:
𝐺0 =
10 0,125
5,25
= 2,38 г/час.
Количество HCl, поступающего в помещение:
𝐺𝑛 = 10 − 2,38 = 7,62 г/час.
Эффективность работы шкафа:
Эф =
10 − 7,62
 100 = 23,8 %.
10
Эквивалентный диаметр открытого проема шкафа, из которого
вредное вещество поступает в помещение:
Дэ =
2𝑎 𝑏 2 0,5 0,8
=
= 0,615 м.
𝑎 + 𝑏 0,5 + 0,8
Коэффициент пропорциональности, учитывающий диффузионную
способность вещества (см. выше) К = 0,892.
56
Объемная концентрация HCl вблизи источника выделения:
𝐶0 = 2
3
𝐺
π𝑅 2
=2
3
7620
 3,14 0,3073
= 126000 мг/м3 .
Концентрация HCl на рабочем месте:
𝐶x = 𝐾 𝐶0  𝑒
где 𝑅 =
Дэ
2
=
−(
0,615
2
𝑋
)
𝑅−1
= 0,892 126000 𝑒
0,8
)
0,307−1
−(
= 8362 мг/м3 ,
= 0,307.
3. К разделу 2.3
Определить эффективность работы вытяжного зонта диаметром
Д = 1,0м, установленного над тепловым источником выделения вредных веществ.
Исходные данные. Диаметр теплового источника вредных выделений 0,8 м. Объем удаляемого от зонта воздуха L = 8000 м3/час. Источник установлен на основании. Количество выделяющегося конвективного тепла Q0 = 6000 Вт. Количество выделяющихся вредностей: СО (оксид углерода) – 100 г/час., NO2 (диоксид азота) – 20 г/час.
Кратность воздухообмена в помещении Кр = 10. Приточный воздух подается через пристенные воздухораспределители. Скорость выхода
воздуха из их решеток V = 3,0 м/c. Подвижность воздуха, при объеме
помещения Vп = 800 м3, равна Vп = 0,2 м/с. Температура воздуха в помещении t = 24 ºC. Тепловая напряженность помещения, без учета теплового источника, 𝑄̅ ф = 2 Вт/м3. Фоновые концентрации CO и NO2 равны нулю.
Решение. Поправочный коэффициент на скоростное давление для
приточного пристенного воздухораспределителя e = 2,0. Тогда энергия
приточных струй:
𝑒п.с. = 𝐾
𝑒 𝑣 2
2  32
= 10
= 0,025 м2 /c 3 .
2
2 3600
Коэффициент пропорциональности для источника установленного
на основании C = 34,3 10-6. Плотность воздуха при температуре помещения ρ = 1,189 кг/м3.Теплонапряженность теплового источника:
𝑄̅ист. =
𝑄0 6000
=
= 7,5 Вт/м3 .
𝑉п
800
57
Теплонапряженность объема помещения:
𝑄̅п = 𝑄̅ист. + 𝑄̅ф = 7,5 + 2,0 = 9,5 Вт/м3 .
Расстояние от источника до полюса струи Zn = 1,7d, где d –
определяющий размер теплового источника, равный диаметру источника или меньшей стороне при прямоугольном сечении источника: 𝑍n = 1,7 0,8 = 1,36 м.
Расстояние от источника до рассматриваемой точки 𝑍н = 0,4 м, а
от полюса струи: 𝑍 = 𝑍n + 𝑍н = 1,36 + 0,4 = 1,76 м.
Энергия тепловой струи:
𝑒т.с. = 𝐶
𝑄̅
9,5 1,76
 𝑧 = 34,3
= 0,0048 м2 /с3 .
𝜌
1,189
Тогда энергия воздушных потоков помещения:
𝑒 = 𝑒п.с. + 𝑒т.с. = 0,025 + 0,0048 = 0,0298 м2 /с2 .
Определяющие размеры:
– зонта 𝐽 = 𝑑 = 1 м,
– помещения 𝐽 = √𝐹 = √12 4,5 =7,35.
Коэффициенты турбулентного обмена для:
1
4
1
4
– зонта А0 = 0,25 𝑒 3  𝐽3 = 0,25 0,02983  13 = 0,0775 м2 /с.
1
4
– помещения Ап = 0,25 0,02983  7,353 = 1,105 м2 /с.
Расстояние от зонта до источника 𝑍 = 𝑍н = 0,4 м. Тогда относительное расстояние будет равно:
𝑋̅ =
𝑋 0,4
=
= 0,4.
𝑑 1,0
Скорость воздуха во всасывающем сечении зонта:
8000
𝑉0 = 0,785 1 3600 = 2,83 м/с.
Скорость воздуха на расстоянии X от источника тепловыделения:
м
𝑉𝑋 = 𝑉̅𝑋 ∗ 𝑉0 = 0,33 ∗ 2,83 = 0,934 ,
с
где 𝑣̅𝑥 – относительная скорость воздуха при механической вентиляции
на расстоянии х (𝑣̅𝑥 = 0,33).
58
Скорость теплового потока над источником на расстоянии х = 0,4 м
равна:
1
Vм = 0,0425
𝑄 𝑋 3
( 𝑋0 2 ) =0,0425
1
6000 0,4 3
( 0,42 ) =1,04
м/с.
Скорость воздушного потока во всасывающем сечении зонта, обусловленная механической системой вентиляции без теплового источника:
V = V0 – Vм = 2,83 – 1,04 = 1,79 м/с.
Расход воздуха в сечении параллельном зонту на расстоянии х:
𝐿X = 𝐹 𝑉X = 0,785 12 0,934 3600 = 2640 м3 /с.
Расстояние, где скорость воздуха на входе во всасывающее сечение зонта равна подвижности воздуха в помещении, определяется из
условия, что в данной точке vx = vп.
Но Vx = ̅̅̅
𝑣𝑥  v или ̅̅̅
𝑣𝑥 = Vx / V = Vn / V = 0,2/1,79 = 0,11 м/с.
С другой стороны:
𝑉̅X = 1 −
где 𝑋̅ =
𝑋
𝑟
или 𝑋̅ =
𝑋
.
0,5
𝑋̅
√1+𝑋̅ 2
,
Приравняв оба уравнения для 𝑉̅X и решив их совместно:
𝑋
0,5
0,11 = 1 −
√1 +
𝑋 2
( )
0,5
,
получим 𝑥 = 𝑥п = 1,4 м.
Расстояние 𝑥 ′ = 𝑥п − 𝑥 = 1,4 − 0,4 = 1,0 м.
Относительное расстояние :
𝑥̅ ′ =
𝑥’ 1,0
=
=2
𝑟
0,5
Относительная скорость ̅̅̅̅
𝑣𝑋 ′ на расстоянии x’:
̅𝑣̅̅х̅′ = 1 –
59
2
√1+22
= 0,114.
Скорость воздуха на расстоянии x’:
𝑉X′ = 𝑉̅X′  𝑉 = 0,114 1,79 = 0,204 м/с.
Коэффициент турбулентного обмена на расстоянии x (на дальнем
краю источника тепловыделения):
𝐴X =
𝐴п  𝑉X

𝑉
1
𝐴 𝑉
[ п п ] 𝑋 ′
𝐴0  𝑉−1
𝑋п
==
+1
1,105 0,204

1,79
1
1,105 0,2
[
] 1
0,0775 1,79−1
1,4
=
+1
= 0,0885 м2 /с
Концентрация вредных веществ над центром источника:
𝐺
100000
для СО 𝐶0 = 𝐿 = 2640 = 37,9 мг/м3;
–
20000
– для NO2 𝐶0 =
= 7,57 мг/м3 .
2640
Малярные массы 𝑀CO = 28; 𝑀NO2 = 44; воздуха 𝑀B = 29.
Коэффициенты пропорциональности, учитывающие диффузионМ
М2
ную способность по К = √ 1 :
29
КCO = √ = 1,02;
28
29
КNO2 √ = 0,815.
44
Концентрация вредных веществ на краю источника:
СXCO = 1,02 379 𝑒
СXNO2 = 0,815 75,7 𝑒
−0,934 0,15
0,0885
−0,934 0,15
0,0885
= 79,7
мг
,
м3
= 12,7 мг/м3 .
Так как V / Vп = 0,934 / 0,2 = 4,67 > 2, то количество вредных веществ, направленных на противоположную от зонта сторону, определяется по формуле:
60
𝐺CO =
𝐿X  𝐶X
1−𝑒
−𝑉 𝑋
𝐴𝑋
𝐺NO2 =
2640 79,7
=
1−𝑒
−0,934 0,15
0,0885
2640 12,7
1−𝑒
0,15
−0,934
0,0885
= 26500 мг/час = 26,5 г/час.
= 4220
мг
= 4,22 г/час.
час
Эффективность работы вытяжного зонта:
100 − 26,5
 100 % = 73,5 %
100
20 − 4,22
NO2 ЭФ =
 100 % = 77,8 % .
20
– по СО Эф =
– по
;
4. К разделу 2.4
1. Определить эффективность работы вытяжного шкафа с верхним
удалением воздуха.
Исходные данные. В шкафу установлен тепловой источник мощностью 3000 Вт на расстоянии 0,2 м от вытяжного отверстия размерами
1,2 х 0,9 м. Oбъем удаляемого через шкаф воздуха 2840 м3/час. Объем
помещения, где установлен вытяжной шкаф, 500 м3. Кратность воздухообмена в помещении Кр = 8. Скорость выхода приточного воздуха и
потолочного воздухораспределителя V = 3 м/c. Подвижность воздуха в
помещении Vп = 0,1 м/с. Температура над центром теплового источника
t0 = 300 0C. Определить температуру на рабочем месте, расположенном
на расстоянии 0,2 м от вытяжного шкафа.
Решение. Поправочный коэффициент на скоростное давление для
приточного воздухораспределителя е = 1,3. Энергия приточных струй:
𝑒п.с = Кp 
е 𝑉 2
1,3 32
= 8
= 0,013 м2 /с3 .
2
2
Энергия тепловых струй eт.с = 0. Энергия движущихся предметов
eд.п = 0. Тогда, полная энергия воздушных потоков в помещении:
𝑒 = 𝑒п.с + 𝑒т.с + 𝑒д.п = 0,013 м2 /с3 .
Определяющий размер местного отсоса:
𝐼 = √𝐹 = √1,2 0,9 = 1,04 м.
61
Коэффициент турбулентного обмена:
1
4
1
4
АX = 0,25 𝑒 3  𝐼 3 = 0,25 0,0133  1,043 = 0,0617 м2 /с.
Скорость воздушного потока во всасывающем отверстии вытяжного шкафа:
𝐿
2840
𝑉0 = =
 0,9 3600 = 0,64 м/с.
𝐹
1,2
Относительная скорость в сечении открытого проема на уровне
Н = 0,3 м (высота установки теплового источника) 𝑉̅ = 0,55. Скорость
воздушного потока на высоте установки теплового источника:
𝑉 = 𝑉0  𝑉̅ = 0,64 0,55 = 0,35 м/с.
Средняя тепловая напряженность газового потока над центром источника выделения:
3000
𝑞0 =
= 1,058 Вт/м3 .
2840
Тепловая напряженность конвективного потока во всасывающем
отверстии шкафа:
𝑞x = 𝑞0  𝑒
−𝑉 𝑋
𝐴𝑋
Так как отношение
= 1,058 𝑒
𝑉
𝑉п
=
0,35
0,1
−0,35 0,2
0,0617
= 0,378 Вт/м3 .
= 3,5 > 2, то количество тепла,
направленного в противоположную от местного отсоса сторону, определится по формуле:
𝑄1 =
𝐿X  𝑞X
1−𝑒
−𝑉 𝑋
𝐴𝑋
=
2840 0,378
= 1670 Вт.
1 − 𝑒 −0,35 0,2/0,0617
Эффективность работы вытяжного шкафа:
Эф =
𝑄 − 𝑄1
3000 − 1670
 100 =
 100 = 44,3 %.
𝑄
3000
Температура воздушного потока на рабочем месте:
62
𝑡X = 𝑡0  𝑒
−𝑉 𝑋
𝐴0
= 300 𝑒
−0,35 0,2
0,0617
= 31 ℃,
где x – расстояние от центра источника до рабочего места 𝑥 = 0,2 +
+ 0,2 = 0,4 м;
2. Определить эффективность работы вытяжного зонта диаметром
d =1,0 м, установленного под источником выделения тепла диаметром
0,8 м.
Исходные данные. Объем удаляемого зонтом воздуха L = 8000 м3/час.
Источник установлен на основании. Количество выделяющегося конвективного тепла Q0 = 6000 Вт. Кратность воздухообмена в помещении
Кр = 10. Приточный воздух подается в помещение через приточные
воздухораспределители с е = 2,0. Скорость выхода воздуха из решеток
v = 3 м/с. Подвижность воздуха в помещении Vп = 0,2 м/с. Объем помещения Vп = 800 м3. Температура в помещении t = 24 0C. Тепловая
напряженность помещения 𝑄̅ ф= 2 Вт/м3 (без учета рассматриваемого
теплового источника).
Решение. Поправочный коэффициент на скоростное давление для
используемого пристенного воздухораспределителя:
еп.с
е 𝑉 2
2  32
= 𝐾p 
= 10
= 0,025 м2 /с3 .
2
2
Энергия движущихся предметов ед.п = 0. Энергия тепловой струи:
ет.с. = С
𝑄̅
9,5 1,76
м2
 𝑍 = 34,3 10−6 
= 0,0048 3 ,
𝜌
1,189
с
где С – коэффициент пропорциональности для источника установленного на основании С = 34,3 10−6 .
ρ – плотность воздуха при температуре помещения ρ = 1,189 кг/м3.
𝑄̅ – теплонапряженность объема помещения, равная:
𝑄̅ = 𝑄̅ ист + 𝑄̅ ф .
Теплонапряженность источника:
𝑄
6000
𝑄̅ист = 𝑉ист = 800 = 7,5 Вт/м3 .
п
63
Тогда 𝑄̅ = 7,5 + 2,0 = 9,5 Вт/м3.
Расстояние от источника до полюса струи:
𝑍n = 1,7 𝑑 = 1,7 0,8 = 1,36 м.
где d – определяющий размер для теплового источника, равный диаметру источника или меньшей стороне, если источник прямоугольной
формы.
Расстояние от источника до рассматриваемой точки х:
𝑍X = 𝑋 = 0,4 м.
Тогда расстояние от полюса струи до рассматриваемой точки будет:
𝑍 = 𝑍п + 𝑍X = 1,36 + 0,4 = 1,76 м.
Кинетическая энергия воздушных потоков помещения:
𝑒 = 𝑒п.с + 𝑒т.с + 𝑒д.п = 0,025 + 0,0048 + 0 = 0,0298 м2 /с3 .
Определяющие размеры:
– зонта 𝚥 = d = 1 м
– помещения 𝚥 = √𝐹 = √12 4,5 = 7,35 м.
Коэффициент турбулентного обмена:
1
4
– зонта А0 = 0,25 0,02983  13 = 0,0775 м2 /с.
1
4
– помещения Ап = 0,25 0,02983  7,353 = 1,105 м2 /с.
Расстояние от зонта до источника тепловыделения 𝑋 = 0,4 м. То𝑋
0,4
гда относительное расстояние 𝑋̅ = =
= 0,4.
𝑑
1,0
Скорость воздуха во всасывающем отверстии зонта:
𝑉0 =
8000
 1,0 3600 = 2,83 м/с.
0,785
Скорость воздуха на расстоянии х:
𝑉x = 𝑉̅x  𝑉0 = 0,33 2,83 = 0,934
64
м
,
с
где 𝑉̅x = 0,33 – относительная скорость воздуха при механической вентиляции на расстоянии х при х̅ < d по рис.1.5.
Скорость теплового потока над источником на расстоянии х = 0,4 м:
1
1
𝑄x 3
6000 0,4 3
𝑉M = 0,0425 ( 2 ) = 0,0425 (
) = 1,04 м/с.
𝑟
0,42
Скорость воздушного потока во всасывающем отверстии зонта,
обусловленная механической системой вентиляции:
𝑉 = 𝑉0 − Vм = 2,83 − 1,04 = 1,79 м/с.
Расход воздуха в сечении, параллельном зонту, на расстоянии X:
𝐿X = 𝐹 𝑉 = 0,785 12 0,934 3600 = 2640 м3 /час.
Расстояние, на котором скорость воздуха на входе во всасывающее
отверстие зонта равна подвижности воздуха в помещении, определяется из условия:
𝑉x = 𝑉̅x  𝑉0 ;
𝑉x = 𝑉п ;
𝑉̅x =
𝑉x 𝑉п
0,2
=
=
= 0,11.
𝑉0 𝑉0 1,79
В то же время:
𝑋̅
√1−𝑋̅ 2
𝑉̅x = 1 −
где х̅ =
𝑋
𝑟
,
𝑋
или х̅ = 0,5.
𝑉̅x = 1 −
𝑋
0,5
√1−( 𝑋 )
2
,
0,5
Тогда, 0,11 = 1 −
𝑋
0,5
√1−( 𝑋 )
2
;
0,5
Решая уравнение, получим: 𝑥 = 𝑥п − 1,4 м.
Расстояние x' = 𝑥п − 𝑥 = 1,4 − 0,4 = 1,0 м.
𝑋′
1,0
Относительное расстояние 𝑥̅ ′ = 𝑟 = 0,5 = 2,0.
Относительная скорость 𝑉̅x для расстояния x':
𝑉̅x = 1 −
𝑥̅
√1 − 𝑥̅ 2
=1−
65
2,0
√1 + 22
= 0,114.
Скорость воздуха на расстоянии x:
𝑉x = 𝑉̅x  𝑉0 = 0,114 1,79 = 0,204 м/с.
Коэффициент турбулентного обмена на расстоянии x (на дальнем
краю источника тепловыделения):
𝐴X = 𝐴п  𝑉X 
1
=
𝐴 𝑉
[ п п −1] (𝑋п  𝑋)
𝐴0 ∗𝑉0
+1
𝑋п
=
1,105 0,204

1,79
1
1,15 0,2
[
−1] (1,4−0,4)
0,0775 1,79
1,4
= 0,0885 м2 /с.
+1
Тепловая напряженность воздушного потока в центре теплового
источника:
𝑄 6000
𝑞0 =
=
= 2,27 Вт/м3 .
𝐿X 2640
Тепловая напряженность конвективного потока на краю источника
тепловыделения:
𝑞X = 𝑞0  𝑒
При отношении
𝑉
𝑉п
−𝑉 𝑋
𝐴𝑋
=
= 2,27 𝑒
0,934
0,2
−0,934 0,2
0,0885
= 0,278
Вт
,
м3
= 4,67 > 2,0 количество тепла направ-
ленного в противоположную от зонта сторону:
𝑄1 =
𝐿X  𝑞X
1−𝑒
−𝑉 𝑋
𝐴𝑋
=
2640 0,228
1−𝑒
−0,934 0,2
0,0885
= 840 Вт.
Эффективность работы зонта:
Эф =
𝑄0 − 𝑄1
6000 − 840
 100 % =
 100 = 86,0 %.
𝑄0
6000
66
5. К разделу 2.5
1. Определить скорость витания сферической частицы размером
5 мкм и плотностью 2000 кг/м3.
Исходные данные. Вязкость газа близка к вязкости воздуха. Температура воздуха t = 20 0C. Давление наружной среды 𝛲 = 1 105 Па.
Решение: Масса пылинки в газовой среде:
МТ.В =
П 𝑑э3
6
3
=
3,14(5 10−6 )  2000
6
=130,8 10-15 кг.
Плотность воздуха при t = 20 0C равна 𝛲𝑟 = 1,205 кг/м3. Динамическая вязкость среды при t = 20 0C равна μr = 9,8 1,83 10-6 Па с. Скорость витания частиц:
𝑉μ =
2
𝑑э(Р
 𝑔 (5 10−6 )2  (2000−1,205) 9,8
u −𝑃r )
18μr
=
18 9,8 1,83 10−6
м
= 0,0015 с .
2. Определить эффективность работы укрытия шкафного типа,
расположенного около фасовочного стола.
Исходные данные. Количество выделяющейся пыли G0 = 100 г/час.
Дисперсный состав пыли: до 2 мкм – 5 %, от 2 до 5 мкм – 7 % , от
5–10 мкм – 17 %, от 10–20 мкм – 32 %, от 20 до 40 мкм – 18 %, от 40 до
60 мкм – 12 %, более 100 мкм – 9 %. Плотность пыли 1500 кг/м3. Вязкость газа близка к вязкости воздуха. Температура воздуха t = 20 0C.
Давление наружной среды 𝛲 = 1 105 Па. Объем удаляемого воздуха
L = 2480 м3/час. Подвижность воздуха в помещении vп = 0,1 м/с.
Решение. Плотность среды (воздуха) при t = 20 0C составляет
Рг = 1,205 кг/м3. Динамическая вязкость среды (см.пример выше)
µ r = 9,83  1,83  10 -6 Па  с. Масса пылинок в газовой среде по Мт.в =
Р
= π  dэ3 г составит:
6
dэ = 2 мкм – Мт.в = 6,28 10–15кг;
dэ = 5 мкм – Мт.в = 9,8 10–14кг;
dэ = 10 мкм – Мт.в = 7,85 10–13кг;
dэ = 20 мкм – Мт.в = 6,28 10–12кг;
dэ = 40 мкм – Мт.в = 5 10–11кг;
dэ = 60 мкм – Мт.в = 1,7 10–10кг;
dэ = 100 мкм – Мт.в = 7,85 10–10кг.
g
Скорость витания частиц по 𝜈ч = 𝑑э 2 (𝑃ч − Рг )
18 μг
dэ = 2 мкм – 𝜈ч = 0,0002 м/с;
67
dэ = 5 мкм – 𝜈ч = 0,001 м/с;
dэ = 10 мкм – 𝜈ч = 0,005 м/с;
dэ = 20 мкм – 𝜈ч = 0,018 м/с;
dэ = 40 мкм –𝜈ч = 0,07 м/с;
dэ = 60 мкм –𝜈ч = 0,18 м/с;
dэ = 100 мкм – 𝜈ч = 0,28 м/с.
Скорость воздуха во всасывающем отверстии:
Vo = L / F = 2480/1,2 0,9 3600 = 0,64 м/с.
Относительная скорость воздуха в месте выделения пыли в наружную среду (по рис. 1.3) 𝑉̅x = 0,55. Тогда скорость воздуха
𝑉х = 𝑉̅х  𝑉0 = 0,64 0,55 = 0,352 м/с.
Сравнивая скорости витания частиц со скоростью воздуха на рабочем столе (в нижней части рабочего проема укрытия шкафного типа)
делаем вывод, что количество пыли, поступающей в наружную среду,
будет равно нулю. Следовательно, эффективность работы укрытия равна 100 %.
68
Литература
1. Швыдкий В. С., Ладышчев М. Г., Швыдкий Д. В. Теоретические
основы очистки газов. М.: Машиностроение, 2001. 502 с.
2. Швыдкий В. С., Ладышчев М. Г., Швыдкий Д. В. Очистка газов
(справочник). М.: Теплотехник, 2005. 640 с.
3. Боровков В. С., Майрановский Ф. Г. Аэрогидродинамика систем
вентиляции и кондиционирования воздуха. М.: Стройиздат, 1978.
4. Посохин В. Н. Расчет местных отсосов от тепло- и газовыделяющего оборудования. М.: Машиностроение, 1984.
5. Рекомендации по расчету отсосов от оборудования, выделяющего тепло и газы. АЗ – 877. М.: Сантехпроект, 1983.
6. Елинский И. И. Вентиляция и отопление гальванических и травильных цехов машиностроительных заводов. М.: Машиностроение,
1982.
7. Тищенко Н. Ф. Охрана атмосферного воздуха. Расчет содержания вредных веществ и их распределение в воздухе. Справ. изд. М.:
Химия, 1991.
69