• Что такое фактурная штукатурка
• Выбираем сухие строительные смеси
• Преимущества напряженного железобетона
• Что влияет на выбор кровельного материала
• В чем преимущество пробковых полов

применяются следующие: 1) гладкие чугунные радиаторы, 2) чугунные ребристые трубы, 3) гладкие железные трубы и 4) для воздушных систем О.-пластинчатые воздухонагревательные приборы (калориферы).

1) Радиаторы. На основании опытов Н. Rietschera коэф. теплопередачи чугунных гладких двухколонных радиэ-торов с расстоянием между секциями не менее 25 мм при водяном О. может быть выражен по L. Dietzy следующей одночленной ф-лой (в Ы/м^ °С час):

fe = 1,6

(26)

и при паровом О. несколько модифицированной ф-лой L. Dietza:

1 п (tcp.np.-te.)°*

(27)

где tep, пр.-средняя температура теплоно- сителя в радиаторе; t.-температура окружающего внутреннего воздуха (нормальная t° помещения); п-количество секций радиатора. К. Thomas на основании своих опытов, проведенных им в Дармштадтской высшей технич. школе, дает для коэф-тов теплопередачи чугунных гладких радиаторов следующую более уточненную ф-лу:

к

.-tj + Стер, (28)

ао,34в. /i0,i26 \ср.пр

где С-константа, равная по Thomasу: а) для двухколонных радиаторов-0,572, б) для трех- и более колонных радиаторов-0,564; 4-расстояние между секциями радиаторов в м; а-толщина секций радиаторов в м; h-полная высота радиаторов без ножек в м; €--коэф. лучеиспускания чугунной поверхности радиаторов, равный 4,48 Са1/л12(°С)*час; г-температурный коэф., равный

где Tl-средняя абсолютная поверхностная темп-ра радиаторов, принимаемая равной средней абсолютной темп-ре теплоносителя в отопительном приборе, и Т^-абсолютная темп-ра окружающего воздуха (темп-ра внутреннего воздуха помещения); (р-угловой коэф., учитывающий на основании закона Ламберта влияние пространственных угловых соотношений лучеиспускающих поверхностей на величину обмена лучистой теплотой последних; по В. Нуссельту он равен:

где п-число секций радиатора, d-расстояние между секциями в м, Ъ-строительная глубина радиатора в м, а-толщина каналов секций радиатора в м, с-константа, равная по Thomasу: а) для двухколонных радиаторов-0,9, б) трех- и более колонных радиаторов-0,8. Для чугунных гладких, двухколонных типов радиаторов, применяющихся в СССР (модели Гамма и Польза ) при d=0,03 м, а=0,05 м, & = 0,185 м, ф-ла Thomasa принимает вид:

4.48т (1-- °) 4-+ 0,88 -

Для водяного отопления при fp. = 90°,

(28а)

90 + 70°

ср.пр.

= 80°,

te. = 20°, t.pnp. -t,= 80°- 20° = 60°, т = 1,36, ур-ие (28а) принимает вид:

7, алг\(1 0,67п-0,60\ , 4,0 /оол\

fe = 6,10(1-----(286)

Для парового отопления низкого давления при t,p, p, = 100°

и. = 20°, t,p np. - te. = 100 - 20° = 80°, т = 1,52, ур-ие (28а) примет вид:

1- о о It 0,67п-0,60\ , 4,6 /ooN

/с = 6,8(1-----(28в)

Для парового О. высокого давления ур-ие (28а) прш?вт вид:

i.7,5(l-) + jM . (28г)

Наконец из приведенных выше ур-ий (286), (28в) и (28г), при среднем числе секций радиаторов w=8, получается: а) для водяного О. низкого давления:

fe-2,5-f, (28д)

б) для парового О. низкого давления

2,8 4-. (28е)

в) для парового О. высокого давления:

(28ж)

2) Ребристые чугунные круглые трубы. На основании опытов Н. Rietschela коэф-т теплопередачи горизонтальной чугунной круглой ребристой трубы с расстоянием между ребрами не менее 17 мм выражается следующей модифицированной ф-лой L. Dietza:

rS.tcp.np.-te.y\ (30)

где %р, пр.-средняя температура теплоносителя (воды или пара) в ребристой трубе; / .- температура окружающего воздуха в помещении.

3) Гладкие железные горизонтальные трубы. Для одинарных свободно лежащих горизонтальных ж;елезных труб коэф. теплопередачи по В. Нуссельту:

fc = 1,02 У cp-np-i<<- + сх, (31)

где tap. пр.-средняя темп-ра теплоносителя в трубе; Х.-темц-ра воздуха в помещении; d-диаметр трубы в лг; С-коэф. лучеиспускания поверхности железной трубы, равный 4,48 СяНм (°С)* час; т-температурный коэфициент, равный

(Щ (Щ

Tl - Та

где Tl-средняя абсолютная температура поверхности трубы, принимаемой равной средней абсолютной температуре теплоносителя в трубе, и Та-абсолютная темп-ра окружающего внутреннего воздуха. Первый член ур-ия (31) учитывает теплоотдачу горизонтальной трубы, обусловленную теплопроводностью и конвекционными токами воздуха, тогда как второй-теплоотдачу, обусловленную лучеиспусканием поверхности трубы. Для водяного О. при tcp, пр. = °%

te. = 20°, t,p, пр. - ts. = 80° - 20° = 60°, т = 1,36 ур-ие (31) примет вид:

(31а)

Для парового О. низкого давления при кр.пр. = 100°, к. = 20°, крпр. - te. = 100° - 20° = =W°, т = 1,52

/с = If + 6,8. (316)

парового

190° f - (\° f ср.пр. > е. ~ > ср.пр.

100°, т = 1,67

к = 4Л,+ 7,5.

О. высокого давления при - L = 120° - 20° =

J0,25

(31в)

При расположении несколысих горизонтальных труб одна над другой, коэф. теплопередачи их уменьшается по сравнению с таковым для одинарных труб примерно на 10-15%.

4) Вертикальные железные гладкие трубы. Коэф. теплопередачи вертикальных железных гладких труб различных диаметров определяется по следующей формуле, полученной на основании опытов W. Kocha (Физико-техническая лаборатория Высшей технической школы в Мюнхене):

к = 1Мкр.пр.-к.У' + Сг, (32)

где tcp.np.-средняя темп-ра теплоносителя в трубе; tg,-темп-ра воздуха в помещении; С-коэфициент лучеиспускания поверхности железной трубы, равный 4,48 Са\1м^{°СУ час;

Табл. 10.-к о э ф и ц и е н т ы теплопередачи отопительных приборов.

Наименование отопительных приборов

Двухколонные радиаторы типа Гамма и Польза ,- общая высота радиаторов (без ножек):

435 ............

635 ............

585 ............

785 ............

986 ............

1 185............

Чугунные круглые ребристые трубы:

а) одинараая горизонтальная труба .......

б) несколько горизонтальных труб одна над другой . Гладкие горизонтальные железные трубы:

а) одинарные трубы наружного диам.:

30-50 мм.........

60-70 .........

80-100 .........

свыще 100 мм.......

б) несколько труб одна над другой наружного диаметра:

30-50 мм.........

60-70 .........

80-100 .........

свыше 100 мм.......

Гладкие вертикальные железные трубы для всех диаметров .........

7,00 6,85 6,75 6,60 6,50 6,35

5,0 4,6

11,5 11,0 10,5 10,0

10,0 9,5 9,0 8,5

11,0

Для парового отопления

о S а,

й В

7,90 7,80 7,70 7,55 7,40 7,30

5,5 6,0

13,0 12,6 12,0 11,6

11,0 10,5 10,0 9,6

12,0

8,50 8,35 8,25 8,10 8,00 7,86

6,0 5,5

14,0 13,5 13,0 12,6

12,0 11,6 11,0 10,6

13,0

т-темп-рный коэф., значение к-рого дано в предыдущих ф-лах. В табл. 10 даны числовые значения коэф-тов теплонередачи отопительных приборов, вычисленных но приведенным вьппе ф-лам.

5) Пластинчатые калориферы. Коэф-ты теплопередачи приготовляемых в СССР типов пластинчатьгх калориферов при О. их паром, при хорошем изготовлении и оцинковке калориферов по опытам лаборатории по отоплению и вентиляции Всесоюзного теплотехнич. ин-та выражаются следующей ф-лой:

k9(iv,p,-y,p:)0\ (33)

где Wcp.-средняя скорость воздуха мелоду пластинами калорифера в м1ск; y-. - средний вес 1 нагреваемого в калорифере воздуха в кг, отнесенный к средним темн-рам воздуха в калорифере. При хорошей оцинковке коэф. теплопередачи калориферов не зависит от давления и t° пара. Сопротивление калориферов h по тем же опытам выражается следующей ф-лой:

(34)

Значения букв ф-лы (34) те же, что и пре-дьщущей ф-лы (33). На фиг. 69 коэф. тепло-

(Wcp. Уср^весоВая скорость Фиг. 69.

передачи пластинчатых калориферов, атак-н^е сопротивление последних Ь. изображены графически, в зависимости от весовой ско-зости между пластинами калорифера (w-y). Дри отоплении калориферов горячей водой коэф-ты теплопередачи последних снижаются примерно на 25-40 % в зависимости от скоростей воздуха и воды. Относительно расчета и выбора вентиляторов см. Вентиляторы и Вентиляция.

4. Расчет генераторов тепла, а)Расчет отопительных котлов- см. Котлы паровые, б) Расчет пароводяных и водоводяных подогревателей (бойлеров). Поверхность нагрева трубчатых водяных подогревателей определяется из уравнения (в jw*):

Fnod.

qiQuac-

(35)

где Fnod.-поверхность нагрева водяного подогревателя (бойлера) в м^; (р-коэф., учи-тьшающий тепловые потери бойлера в окружающую среду и равный примерно 1,02- 1,05; Qmax - часовая максимальная тепло-производительность подогревателя в Cal;fc- коэфипиент теплопередачи поверхности нагрева подогревателя в Cal/.it °С час; Atcp.~ разность меладу средней t° теплоотдающей среды и средней 1° подогреваемой воды. Для водяных подогревателей с металлич. (латунными) трубками при обогреве их паром, коэф. теплопередачи к по R. MolJiery равен

fc = 1700 v/Mv, (36)

где Wg,-скорость движения воды, омывающей стенки нагревательных трубок. При водоводяиых подогревателях коэф. теплопередачи м. б. определен из известного ур-ия для к:

fc-j (2)

cg. л an,

где Og. и -коэф-ты теплоперехода от горячей воды к стенкам нагревательных трубок и от стенок перегревательных трубок к подогреваемой воде в CalM °С час. По R. МоШег'у

a = 300-f 1800i/?, (37)

где Wg -скорость воды, омывающей стенки нагревательных трубок в м/ск. Т. к. величина сопротивления теплопроницанию металлич. стенки нагревательных трубок

весьма мала, то она без ущерба для точности расчета из ур-ия (2) м. б. опущена, тогда последнее принимает вид:

Те = 5. (38)

Разность между средней i° теплоотдающей среды (воды, пара) и средней Г подогреваемой воды в подогревателе paBHano(jrashofy:

(39)

где Д - больщая разность f° между тепло-отдаюгцей средой и подогреваемой водой; Aft.-меньшая разность-темп-р между теплоотдающей средой и подогреваемой водой;

In - натуральный логарифм отношения

большей разности t° к меньшей. Ф-ла (39) применима как при параллельном потоке теплоотдающей среды и подогреваемой воды, так и при противотоке. Например вода подогревается в бойлере с 70° до 110° сухим насыщенным паром в 3 atm; f =132,8°; <=130°. Из приведенных выше соотношений для противотока имеем (°С):

Д^<?. = 130-70 = 60; Д^. = 132,8 - 110 = 22,8;

22,8

60 22,8

38,4.

5. Расчет расширительного сосуда. Расчет объема расширительного со-

суда может быть произведен по следуюпщм формулам:

а) для местных водяных систем отопления с естественной циркуляцией и чугунными секционными котлами

тг Чтах =-500 -

(39а>

б) для местных водяных систем отопления с насосным побуждением

У=л (39б>

в) и наконец для районных водяных насосных систем отопления

= гГоГ- (39в)

В ур-иях (39а), (396) и (39в) означают: V-полный объем расширительного сосуда в литрах; Qmax-часовой максимальный расход тепла отопительных установок в Cal.

6. Расчет теплопроводов. Расчет теплопроводов заключается в подборе соответствующих диаметров для канализации теплоносителя и определении потерь напора в этих теплопроводах. Наиболее известным выралсением для потерь напора в зак:рытых трубопроводах при движении в них жидкости (воды, пара, газа) является (в кг/м^у.

ДР = Pi-Ра =2 0-+2). (40) где ДР = Pi - Р2 - располагаемый (теряемый) напор в системе в кг/м\ Pi-начальное давление в трубопроводе в кг/м'; -конечное давление в трубопроводе в кг/м^;. г-перепад давления в кг/м^ п. м трубопровода, обусловленный трением жидкости в трубопроводе; I-длина трубопровода в .w; Z-потери напора в трубопроводе, обусловленные местными (единичными) сопроти-в.тениями. Перепад давления на 1 и. Л1 трубопровода определяется из ур-ия:

а потери дав.ления, обусловливаемые местными сопротивлениями,-из ф-лы (вкг/м^):

где ъо-скорость движения жидкости в трубопроводе в м/ск; д-ускорение силы земного-притяжения, равное 9,81 м/ск; у-вес 1 м^ жидкости-кг/м^; d-внутренний диам. трубопровода в м; А-коэф. трения жидкости; -коэф. местных сопротивлений. Как известно, движение жидкости по трубам бывает ламинарным и турбулентным, причем род. того или иного движения обусловливается т. н. критич. числом Рейнольдса:

v<tyyi2320, (43)

или критич. скоростью В м/ск:

2320->?-д 2320- >? 2320 Р- dv~~ d-Q ~ d В ур-иях (43) и (44) означают: w-среднюю скорость движения жидкости в трубопроводе в м/ск; d-внутренний диам. трубопровода в м; д-ускорение силы тяжести в .п/ск; Г]-коэф. вязкости движущейся жидкости в

кгек/м^; q = -массовую плотность кг ск/м*; р = -Я^!1 - кинетич. коэф-т вязкости дви-

жущейся жидкости в м^/ск. При движении жидкости по трубам со скоростями ниже критических наблюдается ламинарный ноток, тогда как при скоростях, превышающих критические, поток бьшает турбулентным. Потери напора в трубопроводах при турбулентном движении жидкости определяются совершенно иной закономерностью, чем при ламинарном потоке, при этом они значительно больше потерь, наблюдающихся при ламинарном потоке. По закону PoiseuilleH потери напора в трубопроводах, обусловленные трением жидкости при ламинарном потоке, определяются ур-ием:

др 84 W I 32 . ч w i

Из ур-ий (41) и (45) следует, что

V?2 . у 2sTd

ткуда

(45)

(46)

d w у

-В ур-иях (45) и (46) означают: rj-коэф. вязкости жидкости вкгск/м^; w-скорость жидкости в м/ск; I-длину трубопровода в м; 1?=2го-внутр. диам. трубопровода в м; А- коэф. трения жидкости; д-ускорение силы тяжести в ж/ск; у-вес 1 ж* жидкости в кг;

w-d-y yxid-Q -w-d

-ЧИСЛО Рейнольдса.

40 V

Т. о. коэф. трения жидкости при ламинарном потоке является лишь ф-ией числа Рейнольдса и определяется теоретически из основного ур-ия PoiseuilleH для ламинарного потока. Принимая во внимание, что в техн. трубопроводах имеет место почти исключительно турбулентное движение жидкости, в дальнейшем рассматривается только последний род двиления. При турбулентном движении коэф. трения Я для технически гладких труб-цельнотянутых медных, латунных и свинцовых-является также только функцией числа Рейнольдса-А = /(Дв), тогда как для шероховатых труб-железных, чугунных и прочих-он является ф-ией числа Рейнольдса и относительной шероховатости труб

тде е-линейный размер неровностей (выступов) на внутренней поверхности труб и d-внутренний диам. трубопроводов.По опытам Jakobа и Егска (1924) коэф. трения А для технически гладких труб (медных, латунных, свинцовых) при турбулентном движении выражается ф-лой:

А = 0,00714-Ь IS.

(47)

где i?e-число Рейнольдса. Для железных труб, к-рые исключительно применяются в отопительной технике, наиболее удовлетворительные значения для коэф-та трения А дает ф-ла О. Фритше:

3 2д 9,38 - 10-* 0,0184 хдоч

Значение букв в ур-ии (48) известно из предыдущего изложения. Преобразованная в соответствии с законом подобия, т. е. с введением в ее структуру числа Рейнольдса, соответствующего условиям опытов Фритше ( ?-flf=0,00001785 кг/мскддя воздуха при 15°),

формула (48) принимает следующий вид:

0,0184 f V о \o.i48

V0,00001785/

do,268(.)0,148 V0,00001785y 0,093 / V-g \ 0 f 0,093 , .Q.

где rg-число Рейнольдса и d-внутренний диам. трубопровода в ж. Т. к. часовое объемное ко.1ичество протекающей по трубопроводу жидкости (в м^/ч):

3 600 w я. d2

(50)

а скорость движения жидкости

~ 3 600 я . da

ТО ЧИСЛО Рейнольдса

w-d-y 4Q у 0,000354Q

* п-д гш-л-dri-g d-v

в ур-ии (50) означают: q-часовое объемное количество жидкости в ж'/час, тогда как значения прочих букв известны из предыдущего. Таким же образом получается следующее выражение Для числа Рейнольдса, обусловленное весовым количеством протекающей по трубопроводу жидкости:

4G 0,000036G

3600-n-d-4-fif

или из ур-ия (50):

0,000354G

d-v - у

(50а)

(506)

В ур-иях (50а) и (506) G означает часовое количество протекающей по трубопроводу жидкости в кг, тогда как значение остальных букв известно из предыдущего излонсения. С помощью ур-ий (49), (50) и (506) Р. Биль приходит к следующим весьма простым и очень удобным для расчетов выражениям для коэф-та трения А:

- 0,25 0.148

(51) (52)

GO,125

Значение входящих в ур-ие букв известно из предыдущего. Т. к. ур-ие (51) и (52) дают

11.-К оэфициенты для воды.

вязкости

значения для А очень близкие к таковым, получаемым с помощью формулы (49) О. Фритше, то при технических расчетах удоб-

нее всего пользоваться именно этими уравнениями Биля. В табл. 11 даны коэфициенты вязкости Г] в кг ск/м^, кинематические коэфициенты вязкости V в MIcK для воды и вес 1 воды в кг, в зависимости от температур, по Bin-hamу и Jackson у. На фиг. 70 эти же коэфициенты вязкости изображены графически.

В табл. 12 приведены коэфициенты вязкости?? в кг ок1м^ водяного пара при различных давлениях и температурах по Шпейереру (машинная лаборатория Высшей технической школы в Карлсруэ).

Табл. 12.-к о э ф и ц и енты вязкости ? в кг СК/М2 водяного пара при различных давлениях и тем п-р а х.

го 40 60 во т но мо ао

Температуры ввЗы б °с

Фиг. 70.

Темп-ры пара,

С

Давление пара в atm абс.

Температуры насыщения пара, °С

99,1° 119,6° 142,9° 158,1° 169,6° 179,0°

Коэфициенты вязкости*

*1 По Н. Speyereryy (машинная лаборатория Высшей технич. школы в Карлсруэ). Коэф. вязкости выражены в ч-юз кг ск/м^.

а) Расчет ВОДОВОДОВ. Часовое объемное количество транспортируемой по трубопроводам воды

8 eOOw nda

а скорость движения ее в м/ск w - бооясгг-:3амещая скорость w в основном ур-ии (41) через вновь полученное для нее выражение, имеем в кг/м^:

ДР 0,635-Qa-y

108 . ds

Вводя же в последнее ур-ие вместо значение из ф-лы (51), получим:

АР 0,160 Q1,875fo,148 .у

(53) А его

г = =

108. аъ

откуда в свою очередь:

. 0,0174 1/qb875.y0,148.yy

0,0174.

(54)

(55)

Значение букв в ур-иях (54) и (55) известно из

предыдущего изложения. Принимая среднюю расчетную t° отопительной воды в водоводах в 70°, соответствующий этой t° ки-нематич. коэф. вязкости v=0,415-110j№^/ck, и вес 1 м^ воды=977,78 кг/м^, и вставляя эти числовые значения в ур-ия (54) и (55), получаем в кг/м^:

18 QI.875

108 . ds

(56)

откуда:

18- Ql,876 108 -г

0,045. (57)

Составленный на основании ур-ий (56) и (57) график перепадов напора на 1 п. Л1 трубопровода для различных диам.труб в зависимости от часового объемного количества протекающей по трубам воды на логарифмич. сетке, с нанесением на него и соответствующих скоростей, дает возможность очень .четко и быстро рассчитывать водоводы местных и районных систем водяного отопления. Более подробно относительно метода и техники расчета трубопроводов местных систем водяного отопления см. Водяное отопление.

б) Расчетпаропроводов. Т. к. пар является жидкостью упругой, у которой при ее движении по трубопроводу вместе с изменением давления непрерывно меняется и ее объем, а следовательно и скорость движения, то основное ур-ие (41) для пара будет иметь следующий вид в кг/м^:

(41а)

Принимая во внимание, что часовое весовое количество транспортируемого по трубопроводу пара

3 600 w я. d2

а скорость движения пара

dl Zgd

3 600 л dsy

И вставляя вновь полученное выражение для скорости в основное ур-ие (41а), будем иметь вкг/м^:

dl ~ 108 diy

(58)

Вставляя же в последнее ур-ие (58) значение для коэф-та трения жидкости Я из ур-ия (52), получим в кг/м^:

dp 0,16G1.b75. у0,148

dl ~ 108.d*-y0,875 V)

Паропровод низкого давления. Принимая для парового отопления низкого давления среднее давление в трубопроводах постоянным и равным 1,1 atm абс., соответствующий этому давлению вес 1 м^ пара =0,633 кг/л**, кинематич. коэф. вязкости насыщенного пара при давлении в 1,1 atm абс. v=0,0000627 м^/ск, и встав.чяя принятые числовые значения в ур-ие (59), получим (в кг/м^у.

Pi-Рг

0.057, (60)

057 Gi,875

108.. -0,01416. (61)

Составленный на основании ур-ий (60) и (61) график перепадов напора па.! п. м трубопровода для различных диам. труб в зависимости от часового весового количества транспортируемого пара на логарифмич. сет-

др (Pi-Pg)

~ I I

ке, с нанесением на него и соответствующих скоростей, дает возможность очень легко и быстро рассчитывать паропроводы низкого давления.

Порядок расчета паропроводной сети низкого давления следующий: в зависимости от величины отопительной установки и местных условий выбирается нормальное рабочее давление пара в котлах, определяется расстояние наиболее удаленного от котельной отопительного прибора и наконец определяется п^репад давления.на 1 п. м паропровода, обусловленный трениел! по следующей формуле:

(560

где Pi-начальное нормальное рабочее давление пара в котле в кг/м-; Р.-давление пара на конце паропровода перед наиболее удаленным отопительным прибором принимается равным 150-200 кг1м^; /л-коэф-т, определяющий долю участия потерь давления в местных единичных сопротивлениях паропроводов в общей сумме снижения давления в паропроводах, вызываемого трением и местными сопротивлениями. Обычно ц берется равным 0,25-0,30. По полученному т. о. переладу дав.ггения на 1 п. м трубопровода г по ф-ле (55) или же по графику, составленному на основании этой ф-лы, определяются все диаметры паропроводной сети в зависимости от весового количества пара, траспортируемого в том или другом ее участке. Потери давления, вызываемые местными единичными сопротивлениями, выражаются vp-ием (42)

Вставляя в последнее значение w из соот-

ношения W = , получаем:

Принимая для пара низкого давления у = 0,633 кг/м^, получаем:

-I,j*- (62а)

Числовые значения для коэф-тов местных сопротивлений обычно принимаются: отвод 90° С = 0,5, тройник:

а) по прямому ходу-1,0,

б) по ответвлению--1,5, тр ойник-против от ок-3,0.

Паропровод высокого давления. Сухой насыщенный пар. Потери давления для паропроводов высокого давления, транспортирующих сухой насыщенный пар, определяются по тому же основному уравнению (58)

dP J 0,635- G3

По R. Molliery имеем:

ро,937б. = Const = 1,7235, (63)

у = 0,58. Po-S (63а)

где Р-давление пара в atm абс, у-вес 1 пара при давлении Р. При Р в кг/ж* уравнение примет следующий вид:-

у = 0,0001032Р 9375 кг/м^,

или

р0,9375

= 9 690у,

0,0001032

Р = (9 ш'уух' = 17 580 и наконец

р

(63б>

17 580 у0,ов5

Вставляя последнее значение для у в ур-ие (58), получаем:

dP л-и 168- G2-yO,oeo

di m-di-p

или

л- 11168- G2.y0,065

(64)

108 d*

Замещая в последнем ур-ии коэф. трения Я его значением из ур-ия (52), имеем:

Т) 2792-Gl.873.v0,148.у0,19

- ~ lOTdS

(64а)

Наконец, принимая средние величины для кинематич. коэф-та вязкости {vp) и веса 1 пара (у^р) и рассматривая их как постоянные величины, интегрируем ур-ие(64а):

792 . G1.876 урр.0,148

108 - d-

При i = о Р = Pi - начальному давлению пара; при Z = Zi Р = Ра - конечному давлению пара в трубопроводе; и тогда

Р|-Р2 2792-Gl>875 .v.0,148.y O,19

108. d5

или

5 584 - Gi. - Vcp.o.i*8 Уср.0,19

108 . dS

(65)

P? - P2

Обозначая в ур-ии (65)- через А, будем иметь (в .1и):

5584 - G1.878 . рр0,148

108 А

(66)

А также

= УР1 - л1 . (67)

Паропровод высокого давления. Перегретый пар. Потери давления для паропроводов высокого давления, транспортирующих перегретый пар, определяются из основного ур-ия (59)

dP 0,16 Gl,876 . v0,148 df 108 . di уО,8Тб

Для перегретого пара приближенно можно принять:

p.v = R-T

или

откуда у-

Р р

y-RT = у-А1Т,

4:7 Т

Вставляя последнее значение для у в ур-ие (58), получаем:

DrIT} 7,5-Gl,876 .vO,14e.yO,126T

Принимая падение t° пара в паропроводах равномерным по всей длине последних, а для V я у их средние величины и интегрируя последнее ур-ие, будем иметь:

Pf-Pj 15,0 - G 1.876 Уср. 0,148 . Уср.0,12Ь . Тер. г(>о I ~ 108 . dS °}

Обозначая в ур-ии (68) (Р? - Pi)/i через А, получим (в jm):

Ра = >/р[ХТ. (70)

В ур-иях (65) и (68) означают: Pj - начальное давление пара в трубопроводе в KZjM, Рг - конечное давление в трубопроводе в %zJM; G-часовое количество транспортируемого по трубопроводу пара в кг; у^р.-средний кинематич. коэф. вязкости па-рав MjCK, отнесенный к среднему состоянию пара в трубопроводе; Уср.-средний вес 1 пара в кг, отнесенный к среднему состоянию пара в трубопроводе; I-длина паропровода в м; Т-средняя абсолютная t° пара в °С. Составленные по ф-лам (65) и (66), (68) и (69) графики на логарифмич. сетке, у к-рых орди-

натами является величина А =

циссами-часовое количество пара G в кг для различных диаметров паропроводов, дают возможность очень легко и быстро рассчитывать паропроводы как для насыщенного, так и перегретого пара. Потери давления в местных (единичных) сопротивлениях определяются по той же ф-ле табл. 13.-к (62), как и для пара низкого давления.

Влияние тепловых потерь в паропроводах низкого и высокого давлений на величину потерь давления в последних может быть учтено с достаточной для технических целей точностью увеличением потерь да вления, полученных с помощью ф-л (60), (62), (65) и (68), на величину тепловых потерь паропроводов в %, отнесенных .к максимальным часовым количествам полезно транспортируемого по паропроводам пара.

7. Стоимость оборудования отопительных установок. Стоимость оборудования печного отопления для печей из простого красного или гжельского кирпича с обычной чугунной гарнитурой можно приблизительно принять около 1 рубля на наружной кубатуры отапливаемых небольших жилых зданий. Стоимость оборудования насосных центральных водяных систем отопления в блоковых жилых постройках коммунального типа с собственными котельными по данным Мосстроя м. б. принята примерно 2-2 р. 20 к. на 1 внешней кубатуры отапливаемых зданий, причем по отдельным статьям оборудования эта стоимость распределяется следующим образом в %:

Котлы с монтазкем и обмуровкой....... 16

Оборудование регулировочной станции (насосы, моторы и пр.)................ 2

Каналы для внешней теплопроводной сети . 6

Теплопроводы внешней сети.......... 41/2

Изоляция теплопроводов внешней сети ... 2

Р адиаторы с установкой их на место..... 37

Краны двойной регулировки к радиаторам с установкой их.................. 8

Трубы и фасонные части к ним для теплопроводной распределительной сети внутри здания с монтажем................. 20

Изоляция теплопроводн, сети внутри здания 41/2

Итого.....100

Стоимость оборудования насосных центральных водяных отопительньгх установок, в зависимости от наружной кубатуры отапли-ваемь1х зданий, можрю представить в виде следующего соотношения:

S= °

(71)

где S-стоимость оборудования центральн. сист. отопления в руб. на 1 внешней кубатуры отапливаемых зданий; F,j.-наружная кубатура отапливаемых зданий в м^. Стоимость паровых центральных систем отопления составляет около 70-75% и воздушных систем с децентрализованными воздухонагревательными аппаратами около 60-65% от стоимости устройства насосных водяных отопительньгх установок. Это примерно составляет 15 коп. для водяных О., 11 коп.- для паровых и 9 коп.-для воздушных систем О. на ICal максимальных часовых тепловых потерь зданиями.

VII. Эксплоатация отопительных установок.

1) Расход топлива и стоимость эксплоатации отопит е,л ь н ы х

пдчугунных секционных и железных лов отопительных установок.

установок. В табд. 13 приведены кпд чугунных секционных и железных котлов отопительных установок.

Кпд отопительн. установок в целом, включая и кпд теплопроводной распределительной сети, имеет примерно след. значение:

Водяное отопление 4?/ %

Больницы.................... 65-60

Жилые дома, школы, конторок, здания и т. п. 60-65

Паровое отопление

Больницы.................... 50-55

Жилые дома, школы, конторок, здания и т. п. 45-60

Фабрично-заводские здания, отапливаемые

от фабрично-заводских котельных...... 65-60

Началом отопительного сезона (осенью) считается время, когда 3 суток подряд средняя суточная t° наружного воздуха держится не выше -f 6°, окончание же отопительного сезона-время, когда средняя суточная t° 3 суток подряд держится не ниже 4-8°. Прч этих условиях число отопительных дней, напр. для центральной полосы СССР, равно 200-210 при 4 500 отопитель-

ных часах и средней t° отопительного сезона в -5° С.

Годовой расход топлива в тоннах для отопительных установок определяется по ф-ле:

(72)

- in.pac.)

где Qma-x-максимальные часовые расчетные потери тепла зданиями при максимальной расчетной разности темп-р в Cal; tg - температура внутреннего воздуха отапливаемых помещений; < .рвс.-минимальная расчетная темп-ра наружного воздуха; - средняя температура наружного воздуха за отопительный период; п-число отопительных часов за отопительный сезон; щ-кнд всей отопительной установки, равный rjy = VK.Vmp.i где гу -эксилоатационный кпд отопительных котлов яг]пр.-эксплоатационный кпд теплопроводной сети (местной и районной) за отопительный сезон, равный 0,9-0,8; QP;-рабочая низшая теплотворная способность топлива Са1/кг. Годовой расход условного . (Q: = 7 ООО Са1/кг) топлива в пг на 1 наружного объема отапливаемых гражданских зданий, в зависимости от величины последних, на основании ф-лы (23) можно принять равным

в табл. 14 приведены годовые расходы условного топлива на отопление жилых и конторских зданий, полученные с помощью приведенной выше ф-лы, как для разности температур внутреннего и наружного воздуха в 50°, так и в 1°.

Табл. 14.-Расход топлива на отопление зданий.

При стоимости антрацита (Q;=7 ООО Са1/кг) франко-склад отапливаемого здания 33 р. за т, стоимость 10 Cal тепла в отдельных установках центральных систем О. выражается примерно следующими цифрами:

Стоимость топлива . 9 р. 50 к. 73,0%

Стоимость вывоза

шлаков....... О р. 15 к. 1,0%

Стоимость обслуживания отопительных

установок...... 2 р. 00 к. 15,5%

Стоимость ремонта . i р. 35 к. 10,5%

Итого.. 13 р. 00 к. 100,0%

Эта же средняя стоимость в 13 р. за 1 млн.Cal была выявлена и при обследовании центральных систем отопления Москвы и Ленинграда.

2) Эксплоатация центральных отопительных установок, а) Паровое О. Паровые системы О. оказьша-ются в эксплоатации дороже водяных в вицу добавочных тепловых потерь на прогрев кот-

лов, обычного перегрева отапливаемых зданий в переходное время и т. п. Наиболее целесообразным способом обслуживания паровых систем отопления в переходное время является периодич. подача пара то в одну, то в другую часть отопит, установки. Гл. обр. следует избегать повышения давления пара по сравнению с нормальным рабочим давлением, б) Водяное О. Благодаря возможности иметь простую и весьма гибкую центральную (генеральную) регулировку подачи тепла к отопительным приборам, водяное отопление является наиболее экономичным видом центрального О. Регулировка достигается изменением темп-ры горячей воды в генераторах тепла, а следовательно и в подающих водоводах, соответственно с t° наружного воздуха. Так. обр. теплоотдача отопительных приборов регулируется, с одной стороны, изменением коэф-та теплопередачи этих приборов, поскольку последний является функцией разности t° отопительной воды и окружающего внутреннего воздуха отапливаемых помещений, а с другой-самой разностью t°.

На графике фиг. 71 даны t° отопительной воды в подающих и обратных водоводах

15 Ю' р *о° -ю'

Тгиперотуры тр/жк ! BosdvxaSX. Фиг. 71.

местных водяных систем О., а также в подающих магистральных теплопроводах районных отопительных установок, работающих с перегретой водой в 110-130° для трех различных минимальных расчетных t° наружного воздуха (-30°, -25°, -20°) в зависимости от средних суточных t° наружного воздуха. На этой диаграмме а-кривая температурной воды в подающих водоводах местньх систем, б-кривая температур обратной воды из местных систем, в-кривая температур отопительной воды в подающих водоводах водяных отопительных систем, работающих с максимальными t° горячей воды в 110° С, г-то же для водяньгх отопительных систем, работающих с максимальной t° горячей воды в 120° С, д-то же для водяных отопительных систем, работающих с максимальной Г горячей воды в 130° С. Средние суточные t° наружного воздуха, по к-рым согласно вышеприведенному графику должны устанавливаться t° отопительной воды подающих водоводов, берутся из наблюдений в 9 час. вечера, т. к. эти температуры являются обычно средними суточными температурами этого дня.

Лит.: Оболенский В. Н., Метеорология, М 1927; L е h ш а п п К., Краткий учебник рабочей и профессиональной гигиены, пер. с нем., М.-П., 1923; Маршак М. Е., Метеорологич. фактор и гигиена труда, М.-Л., 1930; Ремизов Н. А.,

Таблицы нормально^эффективных температур, М., 1930; Р у б я е р М., Учебник гигиены, пер. с нем., Петербург, 1897; X л о п ин Г. В., Основы гигиены, т. 1-2, М.-П., 1923; Казанцев А. П., Справочная книга по отоплению и вентиляции, М., 1928; Л у-кашевпч С. В., Курс отопления и вентиляции, 3 изд., СПБ, 1896; П а в л о в с к и й А. К., Курс отопления и вентиляции, 5 изд., ч. 1, М.-П., 1923, ч. 2, М.-Л., 1924; Ритшель Г. и Браббе К., Руководство по отоплению и вентиляции, пер. с нем., т. 1-2, М., 1928; Чаплин В. М., Курс отопления и вентиляции, 2 изд., вып. 1, Отопление, М.-Л., 1928; Шахнер Р., Санитарная техника в жилищном строительстве, пер.,с нем., М.-Л., 1930; Свод производственных строительных норм, Центральное отопление, вып. 1 и 2, М., 1930; Технич. условия и нормы для теплотехнич. расчета ограждающих конструкций и систем отопления в гражданском строительстве, ч. 1, 2 изд., М., 1930; Отопление и вентиляция , М.; Отчеты о съездах немецких инженеров по отоплению и вентиляции, издаваемые периодически (через каждые 2 г.) Об-вом немецких инженеров по отоплению и вентиляции; Отчеты о съездах америк. инженеров по отоплению и вентиляции, издаваемые ежегодно америк. Об-вом ггаженеров по отоплению и вентиляции, Нью Иорк; К о е 1 s с h, Temperatur, Feuchtigkeit u. Lultbewegung In industrlellen Anla-gen etc., Zentralblatt f. Gewerbe u. Unfallversiche-rung , Lpz.-в., 1926, Beihette 5/6; Allen J. R. a. \V a 1 к er J. H., Heating a. Ventilation, N. Y., 1922; ten Bosch M., Die Wurmeubertragung, 2 Aul-lage, В., 1927; Bugge A. u. К о 1 f 1 a a t h A., Ergebnisse von Versuchen ftir den Ban warmer u. billiger Wohnungen, В., 1924; Debesson G., Le chauffage des habitations, 2 M., P., 1920; D 1 e t z L., Lehrbuch d. Liiftungs- u. Heizungstechnik, 2 Aufl., Mch.-Berlin, 1920; Grftber H., Einluhrung In die Lehre von d. Warmeubertragung, Berlin, 1926; Hardin L. A. and W 1 1 1 a r d A. C, Mechanical Equipment of Buildings, v. 1, Heating a. Ventilation, 2 ed., N. Y., 1929; Hencky K., Die Warmever-lustedurchebenewande, Mch.-В.,1921; Hoffmann J. D., Handbook for Heating and Ventilating Engineers, 2 ed., N. Y., 1920; H r> 11 i n g e r M., Helzung n. Luftung, Mch.-В., 1926: H u 11 i g V., Helzungs-u. Ltiltungsanlagen in Fabriken, 2 Aufl., Lpz., 1923; Keuger H. u. Eriksson A., Untersuchungen (ioer das WarmeisolierungsvermOgen von Baukonstruk-tionen, Berlin, 1923; P 6 с 1 e t E., Tralt6 de la cha-leur, t. 3, 4 6d., P., 1878; V e t t e г H., Zur Geschich-te d. Zentralheizungen bis zum tJbergang in die Neuzelt, Beitrage z. Geschichte d. Technik u. Industrie, B. 3, В., 1911; The American Society of Heating and Ventilating Engineers Guide*, New York; Reck-nagels Kalender fur Gesundhelts- und Warmetechnlk, hrsg. v. 0. Ginsburg, .Tg. 31, Mch.-В., 1930; Regeln f. die Berechnung des Warmebedarfes von Gebauden u. f. die Berechnung d. Kessel- u. HeizkOrpergrOssen von Heizungsanlagen, bearbeitet von Schmidt, Berlin, 1927; Rietschels Leitfaden d. Heiz- u. Luftungstechnik, 7 Ann., bearbeitet von K. Brabbe, B. 1-2, В., 1925; Rietschels Leitfaden d. Heiz- u. Luftungstechnik, 9 Aufl., bearbeitet von H.Gr6ber,B.t-2, 1930; Gesund-heits-Ingehieur , Mch.; Heating a. Ventllatingo, Chicago- N. Y.; Heating, Piping and Air Conditioning*, Chicago. T. Максимов.

ОТРАЖАТЕЛЬНЫЕ ИНСТРУМЕНТЫ в геодезии, угломерные инструменты, при помощи которых наблюдент^я производятся с руки, без штатива. Их нередко используют на суше в экспедициях по трудно проходимым местам, но исключительно важную роль они играют на морских судах, где штатив-ные приборы (астролябии, теодолиты, универсалы) не применимы. О. и. основаны на законе отклонения луча при отражении света (см.) от 2 плоских зеркал или граней призм. О. и. бывают следующих двух типов: 1) для разбивки на местности постоянных углов в 45°, 90°, 135° и других углов, в зависимости от установки в инструментах зеркал и призм, а также от размеров самих призм; 2) для измерения произвольных углов. К первому типу относятся эккеры (см.): однозеркальный, двузеркальный, трех-зеркальный, однопризменпый, двупризмен-ный. Ко второму: ceKcmawm (см.) и отражательный круг (см.). Отражательный круг

был сконструирован известным механиком Эртелем (1778-1858 гг.) как усовершенствованный секстант, в к-ром разделенная на градусы дуга в 60° Эртелем была заменена полным кругом, разделенным на 360°. Главным недостатком секстанта и отражательного круга является потеря света при отражении (внешнем) от зеркал. Принимая во внимание этот недостаток, механик Штейн-гейль (1801-1870 гг.) предложил отказаться от зеркйл и заменил их стеклянными призмами; происходящее в призмах полное внутреннее отражение света сопровождается ничтожною его потерею, отчего вьшгрывает точность измерения углов. Однако такие инструменты оказались тяжелыми и шмели нек-рые другие недостатки. Механики Пис-тор (1778-1847 гг.) и Мартино (1816-1871гг.) ввели дальнейшие усовершенствования отражательного круга, оставив в нем принимающее (большое) зеркало и заменив отражающее (малое) зеркало прямоугольною стеклян-ною призмою с равными боковыми гранями.

Каждое наблюдение О. и. требует лишь мгновенного спокойствия руки наблюдателя, держащей инструмент в тот момент, когда производится совмещение изображений: прямо видимого (простым глазом или в трубу) и отраженного. В секстанте и в отражательном круге раз совмещенные изображения остаются совмещенными, как бы ни дрожали руки наблюдателя, как бы ни колебалось основание, на котором наблюдатель помещается (лодка, корабль), хотя изображения и перемещаются в поле зрения трубы.

Лит.: см. Отражательный круг, Секстант, Эккер. ОТРАЖАТЕЛЬНЫЙ КРУГ, угломерный инструмент, устроенный по принципу секстанта (см.). О. к. состоит (фиг. 1) из разделенного круга (чем отличается от секс-

Фиг. 1.

танта, имеющего лишь дугу в 60°) и двух зеркал (О. к. Эртеля), из которых одно А укреплено в середине алидады В, вместе с к-рой и вращается около оси, проходящей через центр круга. Другое зеркало С укреплено неподвижно и посеребрено лишь до половины своей высоты. Объектив зрительной трубы D, также скрепленной неподвиж-

но с кругом, направлен на зеркало С. Ход -лучей представлен на чертеже. В объектив трубы попадают лучи зрения двояким путем: от предмета М, находящегося на продолжении оптич. оси трубы, через непосеребрен-ную часть зеркала С, и от предметаiV-после двукратного отражения от зеркал А и С. Если алидада повернута так, что плоскости обоих зеркал между собою параллельны Ч'что должно соответствовать отсчету 0°0 на круге), то оба пучка лучей, поступающих в трубу, будут также параллельны между собою, вследствие чего оба изображения для -случая далекого предмета будут совпадать и в трубу будет виден лишь один предмет М. При вращении алидады, а вместе .с нею и зеркала А, предмет М, видимый в прямых лучах, будет оставаться в поле зрения тру--бы неподвижным, но кроме него появится и изобралсение другого предмета JV, которое нужно привести в совпадение с первым.

ФПГ. 2.

Если это достигнуто, то угол а менеду обоими объектами равен удвоенному углу по-.ворота алидады, который и отсчитьшается по двум нониусам. Для того чтобы не удваивать отсчеты, деления круга сразу подписываются удвоенным углом; так например, при делении 20° стоит подпись 40°. Во время наблюдения отражат. круг держится в руке (на море) или подвешивается на особом штативе', позволяющем придавать инструменту любое положение. Отражательный круг имеет перед секстантом то преимущество, что в нем благодаря двум нониусам

исключается ошибка эксцентриситета. В не-

iкоторых моделях одно (в О. к. Пистора и Мартинса, фиг. 2) или оба зеркала заменены призмами с полным внутренним отражением. О^ к. употребляется на море и во время

шутешествий вообще для астрономич. определений широты, времени и азимута.

Лит.: Витковский В. В., Топография, 3 издание, Москва, 1928; А m b г о п п L., Handbuch d. astronomischen Instrumentenkunde, В. 2, Berlin, 1899; Valentiner W., Handworterbuch d. Astronomic, B. 3, T. 2, Breslau, 1901; Jordan W.,

-Grundzuge d. astronomischen Zeit-u. Ortsbestlmmung, Berlin, 1885. A. Михайлов.

ОТРАЖЕНИЕ СВЕТА происходит на границе двух различных сред и неразрьшно связано с преломлением света. Если показатели преломления (см.) обеих сред одинаковы, то О. с. не существует, хотя бы среды были совершенно различны по .другим свойствам. Законы О. с. принимают простой вид для случая гладкой поверхности раздела, т. е. Ta.Koii поверхности, неровности и шероховатости к-рой малы в срав-

нении с длиной световой волны. При выполнении этого условия каждый луч падающего пучка света отражается так, что угол падения, образуемый лучом с нормалью к поверхности, равен углу отрал^ения, причем оба луча, падающий и отраженный, лежат в о.цной плоскости с нормалью (закон О. с). В случае шероховатой поверхности свет отражается неправильно (рассеивается во все стороны). Если же беспорядочные неровности поверхности немного превышают по ра.з-мерам д.тану световой волны, то рассеяние света может быть интерпретировано, как дифракция световых волн. В случае круп-пых неровностей рассеяние объясняется, как О. с. от множества маленьких гладких поверхностей, наклоненньгх в различных направлениях. Да.чьнейшее изложение относится к правильному отражению от гладких поверхностей на границе изотропных тел.

Основным свойством правильно отран^ен-ной волны является ее когерентность с волною падающей и преломленной; при встрече падающей и отраженной волны (фиг. 1) происходит интерференция (см.). На этом основан метод получения когерентных лучей в различных интерферометрах (см.). На основании факта когерентности можно заключить с большой степенью точности, что частота световых колебаний при правильном О. с. от ненодвижного зеркала не меняется. Наоборот, амплитуда и поляризация (см.) отраженной волны в общем случае совершенно иные, чем падающей. Следует различать три случая О. с. в изотропных средах: 1) О. с. от прозрачной, непоглощаю-щей среды, 2) полное внутреннее О. с, 3) отражение от поглощающих сред, в частности от металлов. Во всех трех случаях направление отраженного луча определяется вышеуказанным законом О. с. В геометрич. оптике этот закон м. б. выведен из принципа Ферма

Фиг. 1.

(см. Ферма принцип). Законы О. с, касаю-пщеся интенсивности и поляризации отраженного света, очень сложны и совершенно различны в трех указанных случаях; они выводятся из общей теории отражения и преломления.

Теория отражения и прелом-пения света впервые дана Френелем на основе представления о свете как волнах в упругой среде. С форл1альной стороны ур-ия Френеля полностью сохраняют свое значение в электромагнитной теории света. Пусть имеются 2 диэлектрика (см.), разделенные плоской поверхностью и характеризуемые диэлектрическими постоянными fii и £2 (фиг. 2). На поверхность раздела под углом а в плоскости чертежа падает плоская поляризованная волна, разделяющаяся на отраженную (угол а) и преломленную (угол ). Таким образом факт отражения и преломления заранее предполагается. Для решения задачи о направлении, интенсивности и поляризации отраженной и преломленной волны нужно установить условия на границе раздела для электрич. и магнитных сил. Физически ясно,