Koeffisient for lokal motstandsventilasjonstabell. Hvordan finne motstandskoeffisienten til en ventilasjonsgrill

Basert på disse verdiene bør de lineære parametrene til luftkanalene beregnes.

Algoritme for beregning av lufttrykkstap

Beregningen skal begynne med å tegne et diagram over ventilasjonsanlegget med obligatorisk angivelse av romlig plassering av luftekanalene, lengden på hver seksjon, ventilasjonsrister, tilleggsutstyr for luftrensing, teknisk innredning og vifter. Tap fastsettes først for hver enkelt linje, og deretter summeres. For en egen teknologisk seksjon bestemmes tap ved hjelp av formelen P = L × R + Z, hvor P er tap Lufttrykk på beregnet strekning, R - tap på løpemåler seksjon, L - den totale lengden på luftkanalene i seksjonen, Z - tap i tilleggsbeslagene til ventilasjonssystemet.

For å beregne trykktapet i en sirkulær kanal brukes formelen Ptr. = (L/d×X) × (Y×V)/2g. X er den tabellformede luftfriksjonskoeffisienten, avhenger av produksjonsmaterialet til luftkanalen, L er lengden på den beregnede seksjonen, d er diameteren til luftkanalen, V er den nødvendige luftstrømmen, Y er luften tetthet, tatt i betraktning temperatur, er g akselerasjonen av fall (fritt). Hvis ventilasjonssystemet har firkantede luftkanaler, bør tabell nr. 2 brukes for å konvertere runde verdier til firkantede.

Tab. nr. 2. Ekvivalente diametre av runde kanaler for kvadratiske

Den horisontale er høyden på den firkantede kanalen, og den vertikale er bredden. Ekvivalentverdien til det sirkulære snittet er i skjæringspunktet mellom linjene.

Lufttrykkstap i bend er hentet fra tabell nr. 3.

Tab. nr. 3. Tap av trykk på bend

For å bestemme trykktapet i diffusorene benyttes data fra tabell nr. 4.

Tab. nr. 4. Trykktap i diffusorer

Tabell nr. 5 gir et generelt diagram over tap i et rett snitt.

Tab. nr. 5. Diagram over lufttrykktap i rette luftkanaler

Alle individuelle tap i en gitt seksjon av kanalen er oppsummert og korrigert med Tabell nr. 6. Tab. nr. 6. Beregning av strømningstrykkfallet i ventilasjonsanlegg

Ved prosjektering og beregninger anbefaler eksisterende regelverk at forskjellen i trykktap mellom enkeltseksjoner ikke bør overstige 10 %. Viften skal installeres i den delen av ventilasjonssystemet med høyest motstand, de fjerneste luftkanalene skal ha minimum motstand. Hvis disse betingelsene ikke er oppfylt, er det nødvendig å endre utformingen av luftkanaler og tilleggsutstyr, under hensyntagen til kravene i forskriften.

Du kan også bruke den omtrentlige formelen:

0,195 v 1,8

Rf. (10) d 100 1 , 2

Feilen overstiger ikke 3 - 5%, noe som er tilstrekkelig for tekniske beregninger.

Det totale friksjonstrykktapet for hele seksjonen oppnås ved å multiplisere de spesifikke tapene R med lengden av seksjonen l, Rl, Pa. Dersom det benyttes luftkanaler eller kanaler fra andre materialer, er det nødvendig å innføre en korreksjon for ruhet βsh i henhold til Tabell. 2. Det avhenger av den absolutte ekvivalente ruheten til kanalmaterialet K e (tabell 3) og verdien av v f .

Tabell 3 Absolutt ekvivalent ruhet av kanalmateriale

For stålluftkanaler βsh = 1. Mer detaljerte verdier for βsh finnes i tabell. 22.12. Med denne korreksjonen i tankene oppnås det justerte friksjonstrykktapet Rl βsh , Pa ved å multiplisere Rl med verdien βsh . Bestem deretter det dynamiske trykket på deltakerne

under standardforhold ρw = 1,2 kg/m3.

Deretter oppdages lokale motstander på stedet, lokale motstandskoeffisienter (LMR) ξ bestemmes og summen av LMR i denne delen (Σξ) beregnes. Alle lokale motstander føres inn i erklæringen i følgende skjema.

ERKLÆRING KMS VENTILASJONSSYSTEMER

Etc.

PÅ kolonnen "lokale motstander" registrerer navnene på motstandene (bøy, tee, kryss, albue, rist, luftfordeler, paraply, etc.) tilgjengelig i dette området. I tillegg er deres antall og egenskaper notert, i henhold til hvilke CMR-verdiene bestemmes for disse elementene. For eksempel, for en rund bøyning, er dette rotasjonsvinkelen og forholdet mellom rotasjonsradius og diameteren til kanalen r/d, for et rektangulært utløp - rotasjonsvinkelen og dimensjonene til sidene av kanalen a og b. For sideåpninger i en luftkanal eller kanal (for eksempel på installasjonsstedet til et luftinntaksgitter) - forholdet mellom åpningsarealet og tverrsnittet til luftkanalen

f resp / f ca . For T-stykker og kryss på passasjen er forholdet mellom tverrsnittsarealet av passasjen og stammen f p/f s og strømningshastigheten i grenen og i stammen L o/L s tatt i betraktning, for tees og kryss på grenen - forholdet mellom tverrsnittsarealet til grenen og stammen f p / f s og igjen, verdien av L ca /L med. Det bør huskes at hver tee eller kryss forbinder to tilstøtende seksjoner, men de refererer til en av disse seksjonene, der luftstrømmen L er mindre. Forskjellen mellom tees og kryss på et løp og på en gren har å gjøre med hvordan designretningen løper. Dette er vist i fig. 11. Her er den beregnede retningen vist med en tykk linje, og luftstrømmenes retninger er vist med tynne piler. I tillegg er det signert nøyaktig hvor i hvert alternativ bagasjerommet, passasjen og avkjørselen er plassert.

gren tee for riktig valg relasjoner fп / fс , fо /fс og L о /L с . Merk at i tilførselsventilasjonsanlegg utføres beregningen vanligvis mot bevegelse av luft, og i avtrekksanlegg langs denne bevegelsen. Seksjonene som de vurderte teene tilhører, er angitt med hake. Det samme gjelder for kryss. Som regel, men ikke alltid, vises tees og kryss på passasjen ved beregning av hovedretningen, og på grenen vises de ved aerodynamisk kobling av sekundære seksjoner (se nedenfor). I dette tilfellet kan samme tee i hovedretningen betraktes som en tee per passasje, og i den sekundære

– som en gren med en annen koeffisient. KMS for kryss

aksepteres i samme størrelse som for tilsvarende tees.

Ris. 11. Tee-beregningsordning

Omtrentlig verdi av ξ for vanlige motstander er gitt i tabell. 4.

*) negativ CMR kan oppstå ved lav Lo /Lc på grunn av luftutkast (suging) fra grenen ved hovedstrømmen.

Mer detaljerte data for KMS er gitt i tabell. 22.16 - 22.43. For de vanligste lokale motstandene -

tees i passasjen - KMR kan også beregnes tilnærmet ved å bruke følgende formler:

– for suge-T-stykker (eksos).

Etter å ha bestemt verdien av Σξ, beregnes trykktapet ved lokale motstander Z P d , Pa og det totale trykktapet

på seksjonen Rl βsh + Z , Pa.

Resultatene av beregningene er lagt inn i tabellen i følgende skjema.

AERODYNAMISK BEREGNING AV VENTILASJONSSYSTEMET

Når beregningen av alle seksjoner av hovedretningen er fullført, oppsummeres verdiene av Rl βsh + Z for dem og den totale motstanden bestemmes.

ventilasjonsnettets motstand P nettverk = Σ(Rl βw + Z ).

Etter å ha beregnet hovedretningen, kobles en eller to grener sammen. Hvis systemet betjener flere etasjer, kan du velge gulvgrener i mellometasjer for sammenkobling. Hvis systemet betjener en etasje, kobler du grener fra hovednettet som ikke er inkludert i hovedretningen (se eksempel i punkt 4.3). Beregningen av de koblede seksjonene utføres i samme sekvens som for hovedretningen, og registreres i en tabell i samme form. Sammenkobling anses gjennomført dersom beløpet

trykktapet Σ(Rl βsh + Z ) langs de koblede seksjonene avviker fra summen Σ(Rl βsh + Z ) langs parallellkoblede seksjoner av hovedretningen med ikke mer enn 10 %. Seksjoner langs hoved- og koblingsretningene fra punktet av deres forgrening til endeluftfordelere anses å være parallellkoblet. Hvis kretsen ser ut som den som er vist i fig. 12 (hovedretningen er markert med en tykk linje), så krever retning 2 justering at verdien av Rl βsh + Z for seksjon 2 er lik Rl βsh + Z for seksjon 1, hentet fra beregningen av hovedretningen, med en nøyaktighet på 10 %. Kobling oppnås ved å velge diametrene til runde eller tverrsnittsdimensjoner til rektangulære luftkanaler i de koblede seksjonene, og hvis dette ikke er mulig, ved å installere strupeventiler eller membraner på grenene.

Valget av en vifte bør utføres i henhold til produsentens kataloger eller i henhold til dataene. Viftetrykket er lik summen av trykktapene i ventilasjonsnettverket i hovedretningen, bestemt i den aerodynamiske beregningen av ventilasjonssystemet, og summen av trykktapene i elementene i ventilasjonsaggregatet ( luftventil, filter, luftvarmer, lyddemper, etc.).

Ris. 12. Et fragment av skjemaet til ventilasjonssystemet med valg av en gren for kobling

Til slutt er det mulig å velge en vifte bare etter en akustisk beregning, når spørsmålet om å installere en lyddemper er bestemt. Akustisk beregning kan kun utføres etter foreløpig valg av viften, siden de første dataene for den er lydeffektnivåene som sendes ut av viften inn i luftkanalene. Akustisk beregning utføres, veiledet av instruksjonene i kapittel 12. Om nødvendig, beregne og bestemme størrelsen på lyddemperen , , og velg til slutt viften.

4.3. Regneeksempel forsyningssystem ventilasjon

Tilførselsventilasjonsanlegg for spisestue vurderes. Anvendelsen av luftkanaler og luftfordelere på planen er gitt i punkt 3.1 i den første varianten ( typisk opplegg for haller).

Systemdiagram

1000х400 5 8310 m3/t

Flere detaljer om beregningsmetodikken og nødvendige innledende data finnes på,. Den tilsvarende terminologien er gitt i .

UTTALELSE AV KMS SYSTEM P1

VEDLEGG Kjennetegn på ventilasjonsrister og skjermer

I. Levende seksjoner, m2, til- og avtrekkslamellerister RS-VG og RS-G

Hastighetskoeffisient m = 6,3, temperaturkoeffisient n = 5,1.

II. Karakteristikk av taklamper ST-KR og ST-KV

Hastighetskoeffisient m = 2,5, temperaturkoeffisient n = 3.

REFERANSER

1. Samarin O.D. Valg av tilluftsutstyr ventilasjonsaggregater(klimaanlegg) type KCKP. Retningslinjer for gjennomføring av kurs- og vitnemålsprosjekter for studenter av spesialiteten 270109 "Varme- og gassforsyning og ventilasjon". – M.: MGSU, 2009. – 32 s.

2. Belova E.M. Sentralsystemer klimaanlegg i bygninger. - M.: Euroclimate, 2006. - 640 s.

3. SNiP 41-01-2003 "Oppvarming, ventilasjon og klimaanlegg". - M.: GUP TsPP, 2004.

4. Katalog over utstyr "Arktos".

5. sanitærutstyr. Del 3. Ventilasjon og klimaanlegg. Bok 2. / Red. N.N. Pavlov og Yu.I. Schiller. – M.: Stroyizdat, 1992. – 416 s.

6. GOST 21.602-2003. System med designdokumenter for konstruksjon. Regler for implementering av arbeidsdokumentasjon for oppvarming, ventilasjon og klimaanlegg. - M.: GUP TsPP, 2004.

7. Samarin O.D. Om regimet for luftbevegelse i stålluftkanaler.

// SOK, 2006, nr. 7, s. 90-91.

8. Designerens håndbok. Innvendig sanitærutstyr. Del 3. Ventilasjon og klimaanlegg. Bok 1. / Red. N.N. Pavlov og Yu.I. Schiller. – M.: Stroyizdat, 1992. – 320 s.

9. Kamenev P.N., Tertichnik E.I. Ventilasjon. - M.: ASV, 2006. - 616 s.

10. Krupnov B.A. Terminologi for bygnings termofysikk, oppvarming, ventilasjon og klimaanlegg: retningslinjer for studenter av spesialiteten "Varme- og gassforsyning og ventilasjon".

Når luftstrømmen beveger seg i luftkanalene og kanalene til ventilasjons- og luftkondisjoneringsanlegg (V og KV), spiller i tillegg til trykktap på grunn av friksjon, tap på lokale motstander en betydelig rolle - formede deler av luftkanaler, luftfordelere og nettverksutstyr.

Slike tap er proporsjonale med det dynamiske trykket R q = ρ v² / 2, hvor ρ er lufttettheten, omtrent lik 1,2 kg / m³ ved en temperatur på omtrent +20 ° C; v— hastigheten [m/s], bestemt som regel i seksjonen av kanalen bak motstanden.

Proporsjonalitetskoeffisientene ξ, kalt lokale motstandskoeffisienter (LRC), for ulike elementer Systemene B og HF bestemmes vanligvis fra tilgjengelige tabeller, spesielt i og i en rekke andre kilder. Den største vanskeligheten i dette tilfellet er oftest søket etter KMS for tees eller grennoder. Faktum er at i dette tilfellet er det nødvendig å ta hensyn til typen av tee (for passasje eller gren) og modusen for luftbevegelse (tvinging eller suging), samt forholdet mellom luftstrømmen i grenen og strømmen i bagasjerommet L´ o \u003d L o /L c og tverrsnittsareal av passasjen til tverrsnittsarealet av stammen F´ p \u003d F p / F s.

For tees under suging er det også nødvendig å ta hensyn til forholdet mellom tverrsnittsarealet til grenen og tverrsnittsarealet av stammen F´ o \u003d F o / F s. I håndboken er de relevante dataene gitt i tabell. 22.36-22.40. Men når du gjør beregninger ved hjelp av Excel-regneark, som for tiden er ganske vanlig på grunn av den utbredte bruken av forskjellige standarder programvare og bekvemmeligheten av å rapportere resultatene av beregninger, er det ønskelig å ha analytiske formler for CMR, i det minste i de vanligste områdene av endringer i egenskapene til tees.

I tillegg vil det være tilrådelig i utdanningsprosessen å redusere teknisk arbeid studenter og overføre hovedbelastningen til utvikling av konstruktive løsninger for systemer.

Lignende formler er tilgjengelige i en ganske grunnleggende kilde som, men der presenteres de i en veldig generalisert form, uten å ta hensyn til designfunksjonene til spesifikke elementer i eksisterende ventilasjonssystemer, og bruker også et betydelig antall tilleggsparametre og krever, i noen tilfeller, med henvisning til visse tabeller. På den annen side vises i i det siste programmer for automatisert aerodynamisk beregning av systemene B og KV bruker noen algoritmer for å bestemme CMR, men som regel er de ukjente for brukeren og kan derfor reise tvil om deres gyldighet og korrekthet.

Det vises også for tiden noen verk, hvis forfattere fortsetter forskning for å avgrense beregningen av CMR eller utvide spekteret av parametere til det tilsvarende elementet i systemet, som de oppnådde resultatene vil være gyldige for. Disse publikasjonene vises både i vårt land og i utlandet, selv om antallet generelt ikke er for stort, og er hovedsakelig basert på numerisk modellering av turbulente strømmer ved hjelp av en datamaskin eller på direkte eksperimentelle studier. Imidlertid er dataene innhentet av forfatterne, som regel, vanskelige å bruke i praksisen med massedesign, siden de ennå ikke er presentert i ingeniørform.

I denne forbindelse virker det hensiktsmessig å analysere dataene i tabellene og på grunnlag av dem oppnå tilnærmingsavhengigheter som ville ha den enkleste og mest hensiktsmessige formen for ingeniørpraksis, og samtidig reflektere arten av de eksisterende avhengighetene. for CMR-t-skjorter. For deres vanligste varianter - tees i passasjen (enhetlige grennoder), ble dette problemet løst av forfatteren i arbeidet. Samtidig er det vanskeligere å finne analytiske relasjoner for tees på en gren, siden selve avhengighetene ser mer kompliserte ut her. Generell form tilnærmingsformler, som alltid i slike tilfeller, oppnås basert på plasseringen av de beregnede punktene på korrelasjonsfeltet, og de tilsvarende koeffisientene velges av metoden minste kvadrater for å minimere avviket til den konstruerte grafen ved bruk av Excel. Så for noen av de mest brukte områdene F p / F s, F o / F s og L o / L s uttrykk kan fås:

på L´o= 0,20-0,75 og F´ o\u003d 0,40-0,65 - for tees under injeksjon (tilførsel);

på L´o = 0,2-0,7, F´ o= 0,3-0,5 og F´n\u003d 0,6-0,8 - for tees med sug (eksos).

Nøyaktigheten av avhengighetene (1) og (2) er vist i fig. 1 og 2, som viser resultatene av behandlingstabellen. 22.36 og 22.37 for KMS unified tees (grennoder) på en gren med sirkulært tverrsnitt under suging. Ved et rektangulært snitt vil resultatene avvike ubetydelig.

Det kan bemerkes at avviket her er større enn for utslagssteder per pass, og i gjennomsnitt er 10-15 %, noen ganger til og med opptil 20 %, men for tekniske beregninger kan dette være akseptabelt, spesielt gitt den åpenbare innledende feilen i tabellene, og samtidig forenkling av beregninger ved bruk av Excel. Samtidig krever de oppnådde relasjonene ingen andre innledende data, bortsett fra de som allerede er tilgjengelige i den aerodynamiske beregningstabellen. Faktisk må det eksplisitt angi både luftstrømningshastighetene og tverrsnittene i gjeldende og i naboseksjonen, som er inkludert i de listede formlene. For det første forenkler dette beregningene ved bruk av Excel-regneark. Samtidig Fig. 1 og 2 gjør det mulig å verifisere at de funnet analytiske avhengighetene ganske tilstrekkelig gjenspeiler arten av påvirkningen fra alle hovedfaktorene på CMR av tees og den fysiske naturen til prosessene som skjer i dem under bevegelsen av luftstrømmen.

Samtidig er formlene gitt i denne artikkelen veldig enkle, klare og lett tilgjengelige for tekniske beregninger, spesielt i Excel, så vel som i utdanningsprosessen. Bruken deres gjør det mulig å forlate interpoleringen av tabeller samtidig som den opprettholder nøyaktigheten som kreves for ingeniørberegninger, og direkte beregne koeffisientene for lokal motstand til tees på en gren i et veldig bredt spekter av forhold mellom tverrsnitt og luftstrømningshastigheter i stammen og grener.

Dette er nok for utformingen av ventilasjons- og klimaanlegg i de fleste bolig- og offentlige bygninger.

1. Designerens håndbok. Innvendige sanitærutstyr. Del 3. Ventilasjon og klimaanlegg. Bok. 2 / Ed. N.N. Pavlov og Yu.I. Schiller. - M.: Stroyizdat, 1992. 416 s.
2. Idelchik I.E. Håndbok for hydraulisk motstand / Red. M.O. Steinberg. - Ed. 3. - M.: Mashinostroenie, 1992. 672 s.
3. Posokhin V.N., Ziganshin A.M., Batalova A.V. Til bestemmelse av koeffisientene for lokale motstander til forstyrrende elementer rørledningssystemer// Nyheter om universiteter: Bygg, 2012. Nr. 9. s. 108–112.
4. Posokhin V.N., Ziganshin A.M., Varsegova E.V. Til beregning av trykktap i lokale motstander: Soobshch. 1 // Nyheter om universiteter: Bygg, 2016. Nr. 4. s. 66–73.
5. Averkova O.A. Eksperimentell studie av separerte strømmer ved inngangen til sugehullene // Vestnik BSTU im. V.G. Shukhov, 2012. Nr. 1. s. 158–160.
6. Kamel A.H., Shaqlaih A.S. Friksjonstrykktap av væsker som strømmer i sirkulære ledninger: En gjennomgang. SPE-boring og komplettering. 2015. Vol. 30. Nei. 2.Pp. 129–140.
7. Gabrielaitiene I. Numerisk simulering av et fjernvarmesystem med vekt på transient temperaturatferd. Proc. av den åttende internasjonale konferansen "Environmental Engineering". Vilnius. VGTU Forlag. 2011 Vol. 2.Pp. 747–754.
8. Horikiri K., Yao Y., Yao J. Modellering av konjugert strømning og varmeoverføring i et ventilert rom for innendørs termisk komfortvurdering. Bygg og miljø. 2014. Nei. 77.Pp. 135–147.
9. Samarin O.D. Beregning av lokale motstander i ventilasjonssystemer til bygninger // Journal of S.O.K., 2012. Nr. 2. s. 68–70.

Beregning av tilbud og eksosanlegg luftkanaler reduseres til å bestemme dimensjonene til tverrsnittet av kanalene, deres motstand mot luftbevegelse og koble trykket i parallelle forbindelser. Beregningen av trykktap bør utføres ved bruk av metoden for spesifikke friksjonstrykktap.

Beregningsmetode:

Et aksonometrisk diagram av ventilasjonssystemet er bygget, systemet er delt inn i seksjoner, hvor lengden og strømningshastigheten er plottet. Designskjemaet er vist i figur 1.

Hovedretningen (hoved) er valgt, som er den lengste kjeden av suksessivt plasserte seksjoner.

3. Seksjoner av motorveien er nummerert, med start fra seksjonen med lavest vannføring.

4. Dimensjonene på tverrsnittet til luftkanalene på de beregnede seksjonene av hovedledningen bestemmes. Vi bestemmer tverrsnittsarealet, m 2:

F p \u003d L p / 3600V p ,

hvor L p er estimert luftstrøm i området, m 3 / h;

I henhold til de funnet verdiene F p ] er dimensjonene til luftkanalene tatt, dvs. er F f.

5. Den faktiske hastigheten V f, m/s bestemmes:

V f = L p / F f,

hvor L p er estimert luftstrøm i området, m 3 / h;

F f - det faktiske tverrsnittsarealet av kanalen, m 2.

Vi bestemmer ekvivalent diameter ved formelen:

d ekv = 2 α b/(α+b) ,

hvor α og b er tverrmålene til kanalen, m.

6. Verdiene til d eq og V f brukes til å bestemme verdiene for spesifikke friksjonstrykktap R.

Trykktapet på grunn av friksjon i den beregnede seksjonen vil være

P t \u003d R l β w,

hvor R er det spesifikke friksjonstrykktapet, Pa/m;

l er lengden på kanalseksjonen, m;

β w er ruhetskoeffisienten.

7. Koeffisientene til lokale motstander bestemmes og trykktapene i lokale motstander i seksjonen beregnes:

z = ∑ζ P d,

hvor P d - dynamisk trykk:

Pd \u003d ρV f 2/2,

hvor ρ er lufttettheten, kg/m3;

V f - den faktiske lufthastigheten i området, m / s;

∑ζ - summen av CMR på nettstedet,

8. Samlede tap beregnes etter seksjoner:

ΔР = R l β w + z,

l er lengden på seksjonen, m;

z - trykktap i lokale motstander i seksjonen, Pa.

9. Trykktap i systemet bestemmes:

ΔР p = ∑(R l β w + z),

hvor R er det spesifikke friksjonstrykktapet, Pa/m;

l er lengden på seksjonen, m;

β w er ruhetskoeffisienten;

z - trykktap i lokale motstander i området, Pa.

10. Filialer kobles sammen. Kobling er laget, og starter med de lengste grenene. Det ligner på beregningen av hovedretningen. Motstandene i alle parallelle seksjoner må være like: avviket er ikke mer enn 10%:

hvor Δр 1 og Δр 2 er tap i grener med høyere og lavere trykktap, Pa. Hvis avviket overstiger den angitte verdien, er det installert en strupeventil.

Figur 1 - Beregningsskjema for forsyningssystemet P1.

Beregningssekvensen til forsyningssystemet P1

Plott 1-2, 12-13, 14-15,2-2',3-3',4-4',5-5',6-6',13-13',15-15',16- seksten':

Plott 2 -3, 7-13, 15-16:

Plott 3-4, 8-16:

Plott 4-5:

Plott 5-6:

Plott 6-7:

Plott 7-8:

Plott 8-9:

lokal motstand

Plott 1-2:

a) ved utgangen: ξ = 1,4

b) bøy 90°: ξ = 0,17

c) tee for rett passasje:

Plott 2-2':

a) gren tee

Plott 2-3:

a) bøy 90°: ξ = 0,17

b) tee for rett passasje:

ξ = 0,25

Plott 3-3':

a) gren tee

Plott 3-4:

a) bøy 90°: ξ = 0,17

b) tee for rett passasje:

Plott 4-4':

a) gren tee

Plott 4-5:

a) tee for rett passasje:

Plot 5-5':

a) gren tee

Plott 5-6:

a) bøy 90°: ξ = 0,17

b) tee for rett passasje:

Plot 6-6':

a) gren tee

Plott 6-7:

a) tee for rett passasje:

ξ = 0,15

Plott 7-8:

a) tee for rett passasje:

ξ = 0,25

Plott 8-9:

a) 2 bøyninger 90°: ξ = 0,17

b) tee for rett passasje:

Tomt 10-11:

a) bøy 90°: ξ = 0,17

b) ved utgangen: ξ = 1,4

Tomt 12-13:

a) ved utgangen: ξ = 1,4

b) bøy 90°: ξ = 0,17

c) tee for rett passasje:

Tomt 13-13'

a) gren tee

Plott 7-13:

a) bøy 90°: ξ = 0,17

b) tee for rett passasje:

ξ = 0,25

c) gren tee:

ξ = 0,8

Tomt 14-15:

a) ved utgangen: ξ = 1,4

b) bøy 90°: ξ = 0,17

c) tee for rett passasje:

Plot 15-15':

a) gren tee

Tomt 15-16:

a) 2 bøyninger 90°: ξ = 0,17

b) tee for rett passasje:

ξ = 0,25

Plot 16-16':

a) gren tee

Tomt 8-16:

a) tee for rett passasje:

ξ = 0,25

b) gren tee:

Aerodynamisk beregning av forsyningssystemet P1

La oss utføre avviket til forsyningssystemet P1, som ikke skal være mer enn 10%.

Siden avviket overstiger tillatte 10%, er det nødvendig å installere en membran.

Jeg installerer membranen i området 7-13, V = 8,1 m / s, P C = 20,58 Pa

Derfor, for en luftkanal med en diameter på 450, installerer jeg en membran med en diameter på 309.

Ph.D. S. B. Gorunovich, PTO-ingeniør, Ust-Ilimskaya CHPP, avdeling av OAO Irkutskenergo, Ust-Ilimsk, Irkutsk-regionen.

Uttalelse av et spørsmål

Det er kjent at mange bedrifter som i den siste tiden hadde reserver av varme og elektrisk energi, ble det ikke gitt tilstrekkelig oppmerksomhet til tapene under transport. For eksempel ble ulike pumper inkludert i prosjektet, som regel med stor kraftreserve ble trykktap i rørledninger kompensert av en økning i forsyningen. Hoveddamprørledningene ble designet med hoppere og lange ledninger, slik at det om nødvendig kunne transporteres overflødig damp til nærliggende turbinenheter. Under rekonstruksjon og reparasjon av overføringsnettverk ble allsidigheten til ordningene foretrukket, noe som førte til ytterligere koblinger (fittings) og jumpere, installasjon av ekstra T-er og, som et resultat, til ytterligere lokale tap av totalt trykk . Samtidig er det kjent at i lange rørledninger med betydelig middels hastighet kan lokale tap av totalt trykk (lokale motstander) føre til betydelige kostnadstap for forbrukerne.

For tiden gjør kravene til effektivitet, energisparing, total optimalisering av produksjonen oss til å ta et nytt blikk på mange spørsmål og aspekter ved design, rekonstruksjon og drift av rørledninger og damprørledninger, og tar derfor hensyn til lokale motstander i tees, gafler og beslag i hydrauliske beregninger av rørledninger blir en presserende oppgave.

Hensikten med dette arbeidet er å beskrive de mest brukte T-stykkene og beslagene i kraftingeniørbedrifter, utveksle erfaringer innen måter å redusere lokale motstandskoeffisienter på, og metoder for komparativ evaluering av effektiviteten av slike tiltak.

For å vurdere lokal motstand i moderne hydrauliske beregninger, opererer de med en dimensjonsløs koeffisient for hydraulisk motstand, som er svært praktiske temaer at i dynamisk like strømmer, der den geometriske likheten til seksjoner og likheten mellom Reynolds-tall observeres, har den samme verdi, uavhengig av væsketype (gass), så vel som på strømningshastigheten og tverrdimensjonene til beregnede seksjoner .

Den hydrauliske motstandskoeffisienten er forholdet mellom den totale energien (effekten) tapt i en gitt seksjon og den kinetiske energien (effekten) i den aksepterte seksjonen eller forholdet mellom det totale trykket tapt i samme seksjon og det dynamiske trykket i den aksepterte seksjonen :

hvor  p total - tapt (i dette området) totalt trykk; p er tettheten til væsken (gassen); w, - hastighet i i-te seksjon.

Verdien av luftmotstandskoeffisienten avhenger av hvilken designhastighet og derfor til hvilken seksjon den reduseres.

Eksos- og tilførsels-T-stykker

Det er kjent at en betydelig del lokale tap i forgrenede rørledninger er lokale motstander i tees. Som et objekt altså lokal motstand, er tee preget av grenvinkelen a og forholdet mellom tverrsnittsarealene til grenene (lateral og rett) F b / F q , Fh / Fq og F B / Fn. I tee kan strømningshastighetene Qb/Qq, Qn/Qc og følgelig hastighetsforholdene wB/wQ, wn/wQ endres. T-stykker kan installeres både i sugeseksjoner (eksos-T-stykker) og i utløpsseksjoner (tilførsels-T-stykker) ved strømningsseparasjon (fig. 1).

Motstandskoeffisientene til eksos-tees avhenger av parametrene som er oppført ovenfor, og innløps-T-ene av vanlig form - praktisk talt bare på grenvinkelen og forholdet mellom hastigheter henholdsvis w n /w Q og w n /w Q.

Luftmotstandskoeffisientene til konvensjonelt utformede eksos-T-stykker (uten avrunding og ingen flare eller sammentrekning av sidegren eller rett løp) kan beregnes ved å bruke følgende formler.

Motstand i sidegrenen (i seksjon B):

hvor Q B \u003d F B w B, Q q \u003d F q w q - volumetriske strømningshastigheter i henholdsvis seksjon B og C.

For type F n =F c tees og for alle a, er verdiene til A gitt i tabell. en.

Når forholdet Qb/Qq endres fra 0 til 1, varierer luftmotstandskoeffisienten fra -0,9 til 1,1 (Fq =F b, a=90 O). Negative verdier forklares av sugevirkningen i linjen ved liten Q B .

Det følger av strukturen til formel (1) at luftmotstandskoeffisienten vil øke raskt med en reduksjon i tverrsnittsarealet til dysen (med en økning i F c / F b). For eksempel, når Qb/Qc=1, Fq/Fb=2, a=90 O, er koeffisienten 2,75.

Det er åpenbart at en reduksjon i motstand kan oppnås ved å redusere vinkelen på sidegrenen (choke). For eksempel, når Fc =Fb, α=45 O, når forholdet Qb/Qc endres fra 0 til 1, endres koeffisienten i området fra -0,9 til 0,322, dvs. dens positive verdier reduseres med nesten 3 ganger.

Motstanden i den fremre passasjen skal bestemmes av formelen:

For Fn=F c-type tees er K P-verdier gitt i tabell. 2.

Det er lett å verifisere at rekkevidden for endring i luftmotstandskoeffisienten i foroverpasseringen

de ved endring av forholdet mellom Qb/Qc fra 0 til 1 er i området fra 0 til 0,6 (F c =F b , α=90 O).

Å redusere vinkelen på sidegrenen (choke) fører også til en betydelig reduksjon i motstand. For eksempel, når Fc =Fb, α =45 O, når forholdet Qb/Qc endres fra 0 til 1, endres koeffisienten i området fra 0 til -0,414, dvs. med en økning i Q B, vises et "sug" i den direkte passasjen, noe som reduserer motstanden ytterligere. Det skal bemerkes at avhengighet (2) har et uttalt maksimum, dvs. maksimumsverdien av luftmotstandskoeffisienten faller på verdien av Qb/Qc =0,41 og er lik 0,244 (ved Fc =Fb, α =45 O).

Motstandskoeffisientene til forsynings-T-stykker med normal form i turbulent strømning kan beregnes ved å bruke formlene.

Sidegrenmotstand:

hvor K B - strømningskompresjonsforhold.

For type Fn=F c tees er verdiene av A 1 gitt i tabell. 3, KB = 0.

Hvis vi tar F c \u003d F b , a \u003d 90 O, så når forholdet Qb / Q c endres fra 0 til 1, får vi koeffisientverdier i området fra 1 til 1,2.

Det skal bemerkes at kilden gir andre data for koeffisienten A 1 . I følge dataene skal A 1 =1 tas ved w B /w c<0,8 и А 1 =0,9 при w B /w c >0,8. Hvis vi bruker dataene fra , så når forholdet Q B / Q C endres fra 0 til 1, får vi koeffisientverdier i området fra 1 til 1,8 (F c =F b). Generelt vil vi motta litt mer høye verdier for luftmotstandskoeffisienter i alle områder.

Den avgjørende innflytelsen på veksten av luftmotstandskoeffisienten, som i formel (1), utøves av tverrsnittsarealet B (tilpasning) - med en økning i F g /F b øker luftmotstandskoeffisienten raskt.

Motstand i rett passasje for tilførsels-T-er av typen Fn=Fc innenfor

Verdiene til t P er angitt i tabell. 4.

Når forholdet Q B /Qc(3) endres fra 0 til 1 (Fc=F B, α=90 O), får vi koeffisientverdier i området fra 0 til 0,3.

Motstanden til konvensjonelt utformede T-stykker kan også reduseres markant ved å avrunde krysset mellom sidegrenen og den prefabrikkerte slangen. I dette tilfellet, for eksos-T-er, bør strømmens rotasjonsvinkel være avrundet (R 1 i fig. 16). For innløps-T-er bør avrundingen også gjøres på skillekanten (R 2 i fig. 16); det gjør strømmen mer stabil og reduserer muligheten for at den løsner fra den kanten.

I praksis er avrundingen av kantene på konjugasjonen av generatrisen til sidegrenen og hovedrørledningen tilstrekkelig når R / D (3 = 0,2-0,3.

Formlene ovenfor for å beregne motstandskoeffisientene til T-stykker og de tilsvarende tabelldataene refererer til nøye produserte (dreide) T-stykker. Produksjonsfeil i T-er laget under produksjonen ("feil" i en sidegren og "overlapping" av dens seksjon av en feil veggkuttet i en rett seksjon - hovedrørledningen) blir en kilde til en kraftig økning i hydraulisk motstand. I praksis skjer dette med en binding av dårlig kvalitet til hovedrørledningen til beslaget, noe som forekommer ganske ofte, fordi. "fabrikk"-t-skjorter er relativt dyre.

Den gradvise ekspansjonen (diffusoren) av sidegrenen reduserer effektivt motstanden til både eksos- og tilførsels-T-stykker. Kombinasjonen av avrunding, avfasing og utvidelse av sidegrenen reduserer motstanden til tee ytterligere. Motstandskoeffisientene til forbedrede tees kan bestemmes fra formlene og diagrammene gitt i kilden. T-stykker med sidegrener i form av glatte bøyninger har også minst motstand, og der det er praktisk mulig bør T-stykker med små grenvinkler (opptil 60°) brukes.

I turbulent strømning (Re>4.10 3) avhenger luftmotstandskoeffisienten til utslagsstedene lite av Reynolds-tallene. Under overgangen fra turbulent til laminær er det en brå økning i motstandskoeffisienten til sidegrenen både i eksos- og tilførsels-T-ene (ca. 2-3 ganger).

I beregninger er det viktig å ta hensyn til i hvilken seksjon det reduseres til gjennomsnittshastigheten. Det er en lenke i kilden om dette før hver formel. Kildene gir en generell formel, som angir reduksjonshastigheten med tilsvarende indeks.

Symmetrisk t-skjorte ved sammenslåing og splitting

Motstandskoeffisienten til hver gren av en symmetrisk tee ved sammenløpet (fig. 2a), kan beregnes med formelen:

Når forholdet Qb/Qc endres fra 0 til 0,5, endres koeffisienten i området fra 2 til 1,25, og deretter med en økning i Qb/Qc fra 0,5 til 1, får koeffisienten verdier fra 1,25 til 2 (for tilfellet Fc=Fb). Åpenbart har avhengighet (5) form av en invertert parabel med et minimum i punktet Qb/Qc =0,5.

Motstandskoeffisienten til et symmetrisk T-stykke (fig. 2a) plassert i injeksjons- (separasjons-) seksjonen kan også beregnes ved å bruke formelen:

hvor K 1 \u003d 0,3 - for sveisede tees.

Når forholdet w B /w c endres fra 0 til 1, endres koeffisienten i området fra 1 til 1,3 (F c =F b).

Ved å analysere strukturen til formlene (5, 6) (samt (1) og (3)), kan det ses at en reduksjon i tverrsnittet (diameteren) av sidegrenene (seksjonene B) påvirker motstanden til t-skjorten.

Strømningsmotstanden kan reduseres med en faktor på 2-3 ved bruk av tees-gafler (fig. 26, 2c).

Luftmotstandskoeffisienten til en tee-gaffel under strømningsseparasjon (fig. 2b) kan beregnes ved hjelp av formlene:

Når forholdet Q 2 /Q 1 endres fra 0 til 1, endres koeffisienten i området fra 0,32 til 0,6.

Motstandskoeffisienten til tee-gaffelen ved sammenslåingen (fig. 2b) kan beregnes med formlene:

Når forholdet Q 2 /Q 1 endres fra 0 til 1, endres koeffisienten i området fra 0,33 til -0,4.

En symmetrisk T-skjorte kan lages med glatte bøyninger (fig. 2c), da kan motstanden reduseres ytterligere.

Produksjon. Standarder

Industriens energistandarder foreskriver rørledninger til termiske kraftverk lavtrykk(ved arbeidstrykk P slave.<22 кгс/см 2 и температуре среды t<425 О С) использовать тройники сварные по ОСТ34-42-762

OST34-42-765-85. For høyere miljøparametere (P arbeid b.<40 кгс/см 2) изготавливают тройники из углеродистых и кремнемарганцовистых сталей: штампованные по ОСТ108.720.01, ОСТ108.720.02-82; сварные по ОСТ108.104.01 - ОСТ108.104.03-82; с обжатием (с вытянутой горловиной) по ОСТ108.104.04, ОСТ108.104.05-82. Из хромомолибденованадиевых сталей изготавливают тройники: штампованные по ОСТ108.720.05, ОСТ108.720.06-82; сварные по ОСТ108.104.10 - ОСТ108.104.12-82; с обжатием (с вытянутой горловиной) по ОСТ108.104.13 - ОСТ108.104.15-82 для паропроводов высокого давления (с параметрами Р раб. до 255 кгс/см 2 и температурой t до 560 О С). Существуют соответствующие нормативы и для штуцеров.

Utformingen av tees produsert i henhold til de eksisterende (over) standardene er langt fra alltid optimal når det gjelder hydrauliske tap. Bare formen på stemplede tees med en langstrakt hals bidrar til en reduksjon i koeffisienten for lokal motstand, der en avrundingsradius er gitt i sidegrenen i henhold til typen vist i fig. lb og fig. 3c, samt med endekompresjon, når diameteren til hovedrørledningen er litt mindre enn diameteren til T-stykket (som vist i fig. 3b). Forked tees er tilsynelatende laget på bestilling i henhold til "fabrikk"-standarder. I RD 10-249-98 er det et avsnitt viet til beregning av styrken til tees-gafler og beslag.

Når du designer og rekonstruerer nettverk, er det viktig å ta hensyn til bevegelsesretningen til mediet og mulige rekkevidde av strømningshastigheter i tees. Hvis retningen til det transporterte mediet er klart definert, er det tilrådelig å bruke skråstilte beslag (sidegrener) og gaffelformete T-stykker. Imidlertid gjenstår problemet med betydelige hydrauliske tap i tilfellet med en universell T-skjorte, som kombinerer egenskapene til tilførsel og eksos, der både sammenslåing og separering av strømmen er mulig i driftsmoduser forbundet med en betydelig endring i strømningshastigheter. De ovennevnte egenskapene er typiske for eksempel for svitsjingsnoder for matevannsrørledninger eller hoveddamprørledninger ved termiske kraftverk med "jumpere".

Det bør tas i betraktning at for damp- og varmtvannsrørledninger må design og geometriske dimensjoner av sveisede rør-T-stykker, samt beslag (rør, grenrør) sveiset på rette seksjoner av rørledninger, oppfylle kravene i industristandarder, normer og spesifikasjoner. Med andre ord, for kritiske rørledninger er det nødvendig å bestille tees laget i henhold til spesifikasjonene fra sertifiserte produsenter. I praksis, med tanke på de relativt høye kostnadene for "fabrikk"-t-stykker, blir festebeslag ofte utført av lokale entreprenører som bruker industri- eller fabrikkstandarder.

Generelt bør den endelige beslutningen om tilknytningsmetoden tas etter en komparativ mulighetsstudie. Hvis det blir tatt en beslutning om å utføre sammenkoblingen "på egen hånd", må ingeniører og teknisk personell utarbeide en chokemal, beregne styrken (om nødvendig), kontrollere kvaliteten på sammenkoblingen (unngå "feil " av choken og "overlapper" dens seksjon med en feil veggskåret i en rett seksjon) . Det er tilrådelig å lage den innvendige skjøten mellom metallet i beslaget og hovedrørledningen med en avrunding (fig. 3c).

Det finnes en rekke designløsninger for å redusere hydraulisk motstand i standard T-stykker og linjesvitsjeenheter. En av de enkleste er å øke størrelsen på selve T-stykkene for å redusere de relative hastighetene til mediet i dem (fig. 3a, 3b). Samtidig må tees kompletteres med overganger, hvis ekspansjonsvinkler (innsnevring) også er tilrådelig å velge mellom en rekke hydraulisk optimale. Som universal-T-stykke med reduserte hydrauliske tap, kan du også bruke en gaffel-T-stykke med en jumper (fig. 3d). Bruken av tees-gafler for å bytte noder på motorveier vil også komplisere utformingen av noden litt, men vil ha en positiv effekt på hydrauliske tap (fig. 3e, 3f).

Det er viktig å merke seg at med en relativt nær plassering av lokale (L=(10-20)d) motstander av ulike typer, oppstår fenomenet interferens av lokale motstander. I følge noen forskere, med maksimal konvergens av lokale motstander, er det mulig å oppnå en reduksjon i summen deres, mens ved en viss avstand (L = (5-7) d), har den totale motstanden et maksimum (3-7) % høyere enn den enkle summen). Reduksjonseffekten kan være av interesse for store produsenter klare til å produsere og levere koblingsenheter med reduserte lokale motstander, men anvendt laboratorieforskning er nødvendig for å oppnå et godt resultat.

Mulighetsstudie

Når du tar en konstruktiv beslutning, er det viktig å ta hensyn til den økonomiske siden av problemet. Som nevnt ovenfor, vil "fabrikk"-t-skjorter med konvensjonell design, og enda mer laget på bestilling (hydraulisk optimal), koste betydelig mer enn en stumpbeslag. Samtidig er det viktig å grovt vurdere fordelene ved å redusere hydrauliske tap i en ny tee og dens tilbakebetalingstid.

Det er kjent at trykktap i stasjonsrørledninger med normale mediestrømningshastigheter (for Re>2.10 5) kan estimeres med følgende formel:

hvor p - trykktap, kgf / cm 2; w er hastigheten til mediet, m/s; L - utplassert lengde på rørledningen, m; g - akselerasjon av fritt fall, m/s 2 ; d - design diameter av rørledningen, m; k - friksjonskoeffisient; ∑ἐ m er summen av lokale motstandskoeffisienter; v - spesifikt volum av mediet, m 3 / kg

Avhengighet (7) kalles vanligvis rørledningens hydrauliske karakteristikk.

Hvis vi tar hensyn til avhengigheten: w=10Gv/9nd 2, hvor G er forbruket, t/h.

Da kan (7) representeres som:

Hvis det er mulig å redusere den lokale motstanden (tee, beslag, koblingsenhet), kan formelen (9) åpenbart representeres som:

Her er ∑ἐ m forskjellen mellom de lokale motstandskoeffisientene til de gamle og nye nodene.

La oss anta at det hydrauliske systemet "pumpe - rørledning" fungerer i nominell modus (eller i en modus nær nominell). Deretter:

hvor P n - nominelt trykk (i henhold til strømningskarakteristikken til pumpen / kjelen), kgf / cm 2; G h - nominell strømningshastighet (i henhold til strømningskarakteristikken til pumpen / kjelen), t / h.

Hvis vi antar at etter å ha erstattet de gamle motstandene, vil "pumpe-rørledning"-systemet forbli operativt (ЫРn), så fra (10), ved å bruke (12), kan vi bestemme den nye strømningshastigheten (etter å ha redusert motstanden ):

Driften av "pumpe-rørledning" -systemet, endringen i dets egenskaper kan visualiseres i fig. 4.

Åpenbart er G1 >GM. Hvis vi snakker om hoveddamprørledningen som transporterer damp fra kjelen til turbinen, så ved forskjellen i strømningshastigheter ЛG=G 1 -G n er det mulig å bestemme gevinsten i mengden varme (fra turbinekstraksjonen ) og/eller i mengden generert elektrisk energi i henhold til driftskarakteristikkene til denne turbinen.

Ved å sammenligne kostnadene for en ny node og mengden varme (elektrisitet), kan du grovt anslå lønnsomheten til installasjonen.

Regneeksempel

For eksempel er det nødvendig å evaluere kostnadseffektiviteten ved å erstatte en lik tee av hoveddamprørledningen ved sammenløpet av strømmer (fig. 2a) med en gaffelformet tee med en jumper av typen angitt i fig. 3 år. Dampforbruker - varmeturbin PO TMZ type T-100/120-130. Damp kommer inn gjennom en linje av damprørledningen (gjennom en tee, seksjoner B, C).

Vi har følgende innledende data:

■ designdiameter for damprørledningen d=0,287 m;

■ nominell dampstrømningshastighet G h =Q(3=Q^420 t/h;

■ nominelt trykk for kjelen Р н =140 kgf/cm 2 ;

■ spesifikt volum av damp (ved P ra b=140 kgf/cm 2, t=560 o C) n=0,026 m 3 /kg.

Vi beregner motstandskoeffisienten til et standard-T-stykke ved sammenløpet av strømninger (fig. 2a) ved å bruke formelen (5) - ^ SB1 = 2.

For å beregne motstandskoeffisienten til en tee-gaffel med en jumper, anta:

■ deling av strømninger i grenene skjer i forholdet Q b /Q c «0,5;

■ den totale motstandskoeffisienten er lik summen av motstandene til innløps-T-stykket (med en 45 O-gren, se fig. 1a) og gren-T-stykket ved sammenløpet (fig. 2b), dvs. forstyrrelser blir neglisjert.

Vi bruker formler (11, 13) og får forventet økning i forbruket med  G=G 1 -G n = 0,789 t/t.

I følge regimediagrammet til T-100/120-130-turbinen kan en strømningshastighet på 420 t/t tilsvare en elektrisk belastning på 100 MW og en termisk belastning på 400 GJ/t. Forholdet mellom strømning og elektrisk belastning er nær direkte proporsjonal.

Forsterkningen i elektrisk belastning kan være: P e \u003d 100AG / Q n \u003d 0,188 MW.

Varmebelastningsforsterkningen kan være: T e \u003d 400AG / 4.19Q n \u003d 0,179 Gcal / t.

Prisene for produkter laget av krom-molybden-vanadium-stål (for tees-gaffel 377x50) kan variere mye fra 200 til 600 tusen rubler, derfor kan tilbakebetalingsperioden bare bedømmes etter en grundig markedsundersøkelse på tidspunktet for beslutningen.

1. Denne artikkelen beskriver ulike typer T-stykker og beslag, gir en kort beskrivelse av T-stykkene som brukes i rørledninger til kraftverk. Formler for å bestemme koeffisientene for hydraulisk motstand er gitt, måter og midler for deres reduksjon er vist.

2. Prospektive design av tees-gafler, en koblingsenhet for hovedrørledninger med reduserte koeffisienter for lokal motstand er foreslått.

3. Formler er gitt, et eksempel og hensiktsmessigheten av en teknisk og økonomisk analyse vises ved valg eller utskifting av tees, ved rekonstruering av bytteenheter.

Litteratur

1. Idelchik I.E. Håndbok for hydraulisk motstand. M.: Mashinostroenie, 1992.

2. Nikitina I.K. Håndbok for rørledninger til termiske kraftverk. Moskva: Energoatomizdat, 1983.

3. Håndbok i beregninger av hydraulikk- og ventilasjonsanlegg / Utg. SOM. Yuriev. S.-Pb.: ANO NPO "Verden og familien", 2001.

4. Rabinovich E.Z. Hydraulikk. Moskva: Nedra, 1978.

5. Benenson E.I., Ioffe L.S. Kogenerasjonsdampturbiner / Ed. D.P. Eldre. M: Energoizdat, 1986.