автореферат диссертации по энергетике, 05.14.04, диссертация на тему:Исследование локальных характеристик промышленных объектов и их элементов при сложных граничных условиях

На правах рукописи

РГ6 04

2 2 др;; цн

ОВЧИННИКОВ ЕВГЕНИЙ ВЯЧЕСЛАВОВИЧ

ИССЛЕДОВАНИЕ ЛОКАЛЬНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ПРОМЫШЛЕННЫХ ОБЪЕКТОВ И ИХ ЭЛЕМЕНТОВ ПРИ СЛОЖНЫХ ГРАНИЧНЫХ УСЛОВИЯХ

Специальность 05.14.04 - Промышленная теплоэнергетика.

АВТОРЕФЕРАТ Диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2000г.

Работа выполнена на кафедре "Тепломассообменных процессов и установок" Московского энергетического института (технического

университета).

* ■ -

Научный руководитель: доктор технических наук,

профессор Сергиевский Э. Д.

Официальные оппоненты: доктор технических наук,

профессор Яновский Л.С.

кандидат технических наук, профессор Борисов Б.Г.

Ведущая организация: Московский Государственный

Университет Леса

Защита диссертации состоится " 8 " декабря 2000г. в 16м часов в аудитории Г-406 на заседании диссертационного совета К.053.16.03 в Московском энергетическом институте (техническом университете) по адресу: г. Москва, ул. Красноказарменная, дом 17.

Отзывы в двух экземплярах, заверенные печатью организации, просим присылать по адресу: 111250, г. Москва, Красноказарменная улица, дом 14, Учёный Совет МЭИ (ТУ).

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского энергетического института (технического университета).

Автореферат разослан: " / " ¡л^Л^ДЛ. 2000 года.

Учёный секретарь диссертационного Совета

к.т.н., доцент _

Н. В. Кулешов

Актуальность работы. В настоящее время вопросы рационального использования тепла в системах вентиляции, отопления, кондиционирования (СОВК) воздуха привлекают все большее внимание исследователей. Причина этому - значительные энергетические затраты, которые составляют по разным источникам от 38%, до 50% от энергии, получаемой из всего газового, жидкого и твердого топлива.

Поэтому встает вопрос о эффективном проектировании СОВК. Большинство объектов жилищно - коммунальной сферы строится, как правило, в соответствии с действующей нормативной документацией. Но для целого ряда объектов промышленности, и бытовой сферы возникают повышенные требования к распределению и равномерности параметров контролируемой среды. При проектировании таких систем необходимо знать локальные характеристики последней.

В настоящее время не существует комплексного метода, который позволял бы определить локальные характеристики, такие как температуры, скорости, давления для воздушной среды внутри и снаружи здания с учетом наибольшего количества реальных условий, сопряжения рассчитываемых областей внешнего обтекания здания, теплопередачи через ограждения и внутреннего воздухораспределения.

Целью работы является создание научно-обоснованного метода расчета распределения «зависимых переменных» (температуры, скорости, давления, при необходимости - концентрации и влажности) внутри и снаружи зданий, в элементах СОВК при стационарных и нестационарных режимах в условиях моделирования реальной застройки, реального расположения оборудования внутри объекта и воздействия внешних метеорологических факторов.

Научная новизна. Разработан метод расчета локальных характеристик позволяющий исследовать параметры воздушной среды промышленных объектов, совершенствовать проектирование СОВК, более точно определять тепловые характеристики здания, применять объемно-планировочные решения для повышения энергетической эффективности СОВК, правильно выбирать размещение воздухораздающих устройств.

Полученные локальные характеристики при обтекании здания потоком воздуха впервые использованы:

- при составлении теплового баланса здания по распределению коэффициентов теплоотдачи и тепловых потоков на его поверхности (задача решена в трехмерной постановке с учетом влияния расположения окружающей застройки и использованием в качестве исходной нагрузки ветрового профиля для городской застройки);

- для получения распределения температуры, скорости и давления в СОВК внутри здания с учетом размещения и тепловыделения производственного оборудования, сопряжения рассчитываемых областей внешнего обтекания здания, теплопередачи через ограждения и внутреннего воздухообмена. Данный метод позволил, кроме того:

- обойтись без расчетов внешних локальных коэффициентов теплоотдачи и рассчитывать непосредственно распределения температуры, используя метеорологические данные снаружи здания при решении задачи внешнего обтекания здания и внутреннего воздухораспределения в едином расчетном варианте;

- определить динамику изменения температуры воздушной среды помещения и получить количественные данные при аварийном прекращении работы различных частей системы кондиционирования для различной тепловой нагрузки.

Усовершенствована к-е модель турбулентности для описания отрывных течений со вдувом неизотермической струи в сносящий поток. В модель турбулентности внесена поправка на параметр и угол вдува. Проведено сравнение с имеющимися экспериментальными данными. Модель может применяться при расчете различных элементов СОВК.

Впервые получены количественные данные по распределению температуры скорости и давления для элемента пластинчатого теплообменника-утилизатора со вдувом части горячего теплоносителя в холодный с применением усовершенствованной к-Е модели турбулентности. Получены количественные

данные по нестационарному остыванию теплообменника при прекращении вдува.

Впервые метод расчета локальных характеристик использован на всех стадиях проектирования: при определении теплопритоков в здание, выборе системы кондиционирования воздуха из альтернативных вариантов, размещении воздухораздающих устройств, расчете элемента системы - теплообменника-утилизатора, моделировании нестационарных режимов.

Автор защищает:

- Метод расчета локальных характеристик использованный при проектировании систем поддержания тепловых режимов, основанный на решении системы дифференциальных уравнений Навье-Стокса.

- Результаты численных расчетов полей скорости, температуры, давления для задачи внешнего обтекания, внутри объекта и их использование при выборе альтернативных СОВК и их размещении.

- Усовершенствованную к-£ модель турбулентности для описания отрывных течений со вдувом неизотермической струи в сносящий поток.

- Результаты расчета течения и теплообмена в элементах теплообменника-утилизатора с локальным подводом теплоты и массы, использовашше при выборе режима вдува, не приводящего к обмерзанию.

Апробация работы и публикации: Результаты работы были доложены и обсуждены на II Российской национальной конференции по теплообмену, Москва, октябрь 1998. Основное содержание работы изложено в одной печатной работе.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, библиографии и приложения. Объем диссертации составляет 145 страниц, содержит 27 рисунков, библиографию из 110 наименований.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ Во введении обосновывается актуальность темы, формулируются цели, научная новизна и практическое значение работы.

Первая глава содержит краткий обзор литературы, посвященный существующим методам расчета теплового состояния здания, выбора и размещения системы поддержания теплового режима, на основе чего отмечаются следующие принципиальные недостатки. Данные методы не позволяют определять локальные характеристики контролируемой среды. Вследствие этого нельзя определить качество воздуха, оптимизировать систему термостабилизации, исследовать динамику состояния воздушной среды при различных режимах работы.

В первой главе кратко рассматриваются представленные в литературе примеры использования методов численного моделирования для анализа воздухообмена. Несмотря на обилие публикаций в иностранной литературе, посвященной этой тематике, комплексный подход применения метода численного моделирования нигде не встречается.

Во второй главе рассматриваются принципы метода для расчета локальных характеристик. Рассматривается типичное промышленное здание и наиболее характерные процессы протекающие внутри него и снаружи. В физической модели приводятся допущения, использованные для данного метода, и варианты моделирования реальных объектов как граничных условий для математической модели. В математической модели рассматривается система дифференциальных уравнений (ДУ) Навье-Стокса в частных производных, описывающая наиболее характерные физические процессы. Представлено обобщенное дифференциальное уравнение сохранения свойств среды

+ ¿,у(р ■ V ■ Ф - Г, ■ &а<ЦФ)) = 5

Л

где: г - время; р - плотность; Ф - любое сохраняемое свойство, такое как энтальпия, момент на единицу массы, массовая доля химической компоненты, турбулентная энергия и т.д.; V - вектор скорости; Гф - диффузионный коэффициент свойства Ф, Б - источник свойства Ф.

Дальнейшие шаги для решения системы ДУ следующие: расчетная область разбивается взаимно перпендикулярными плоскостями в направление трех координатных осей на некоторое 'гасло не пересекающихся контрольных объемов, внутри каждого объема находится узловая точка. Получается система малых объемов, для каждого из которых ищется решение ДУ. Каждое из уравнений интегрируется по контрольному объему, в результате понижается порядок уравнения. ДУ представляется в виде разностного нелинейного уравнения. Вся система уравнений с граничными условиями решается методом прогонки. Основные правила построения и решения дискретных аналогов - это условия консервативности схемы, условие монотонности и устойчивости прогонки. При решении системы нелинейных уравнений использовалась гибридная схема, удовлетворяющая всем этим правилам. Системы нелинейньЬс уравнений решались с помощью программы РНОЕШСБ.

Для проверки работоспособности программы необходимо было убедиться, что результаты расчетов согласуются с экспериментальными данными. Поэтому были проведены проверочные расчеты наиболее характерных процессов для условий внутри и снаружи здания и сравнение с экспериментальными данными. Моделировались следующие процессы: естественная конвекция, вынужденная конвекция, смешанная конвекция; при нагреве или охлаждении жидкости.

Моделировалось турбулентное течение в канале с теплообменом и проводилось сравнение с экспериментальными данными Конт-Белло. Погрешность по профилям скорости, коэффициенту трения, коэффициенту теплопередачи не превышала 5%.

Моделировалась естественная конвекция на вертикальной нагретой пластине проводилось сравнение с экспериментальными данными для профилей скорости и температуры. Погрешность - не более 5%.

Для моделирования смешанной конвекции была выбрана комната (рис. 1), тепловые условия в ней поддерживала система воздушного отопления. Габаритные размеры комнаты и оборудования: по X - 5.6 м, по У - 3.2 м, по Ъ - 3.0 м. На высоте 2.13 м находится тепловентилятор длинной 0.2 м высотой 0.04 м и шириной 0.04 м скорость подачи воздуха 2.5 м/с, температура 29 °С.

Рис. 1. Сравнение расчетного и экспериментального поля температуры Численными значениями представлены экспериментальные данные. Изотермами представлен расчетный вариант. Обозначения температуры: а - 17.5 °С; Ь - 18.0 °С; с - 19.0 °С; й - 20.0 °С; е - 21.0 °С; Г- 22.0 °С; % - 23.0 °С; Ь - 24.0 °С; I - 25.0 °Си-26.0 °С

Воздух забирается с боковых поверхностей обогревателя и подается через фронтальную часть. Тепловентилятор расположен напротив холодного окна температура внутренней поверхности которого 10 °С. Поверхности стен имели постоянную температуру 18.5 °С, потолок и пол были адиабатные.

Для данного случая рассчитывалась система из следующих уравнений в трехмерном пространстве: уравнения неразрывности; уравнения сохранения импульса; уравнения энергии; уравнения кинетической энергии

турбулентных пульсаций; уравнения диссипации кинетической энергии

турбулентности.

Для основного пространства комнаты наблюдается неплохое совпадение расчетных данных с экспериментом. Погрешность в основном не превышала 4%, максимум - 7%.

Тарировочные расчеты подтвердили пригодность программы для моделирования наиболее характерных процессов для рассмотренных объектов.

В третьей главе рассмотрен один из вариантов использования метода расчета локальных характеристик при проектировании систем обеспечения теплового режима для промышленного здания. Внутри здания необходимо поддерживать следующие параметры: ?„„ = 20±3 °С, максимальная разность температур по технологическим требованиям не должна превышать 2 °С по длине, высоте или ширине рабочей зоны. Для определения суммарной холодопроизводительности кондиционеров необходимо определение теплового баланса помещения. Одним из составляющих теплового баланса являются теплопотери (теплопритоки) тепла через ограждающие конструкции. В формулу входит а„ - коэффициент теплоотдачи для наружной поверхности ограждения. В соответствии со СНиП 2.04.05-91* «Отопление, вентиляция и кондиционирование» эта величина задается постоянной а„ = 23 Вт/(м2К).

Для данного объекта требовалась система термостабилизации с повышенными требованиями по точности распределения температуры. Ее расчет только по нормам СНиПа может не обеспечить требуемой точности. Поэтому, кроме определения тепловых потерь по СНиП, проводился расчет наружного ветрового обтекания цеха с прилегающей территорией с использованием атмосферного ветрового профиля для условий городской застройки.

(м/с) 15 10 5

0

О 2 4 6 8 10 12 14 16 18

гм

Рис. 2. Ветровой атмосферный профиль. г -высота, и-скорость ветра

' >4 ЧЧЛ'Ч V V

V Ч Ч

\W4\V\V \\\ \ \\\\ \\\\

\ч\\чч\\\\« 1 Л\\\Ч\\\\ч

V Ч К N \ % » • I цпу I 1 Л\<ЧЧЧ\ЧЧЧЧ>* -.44

> \\wvw чччччччч'^

а) 6)

Рис. 3. Вектора скорости на высоте.

а) на высоте 3.0 (м) от поверхности земли;

б) на высоте 8.0 (м) от поверхности земли; внизу рисунка размер нормативного вектора (м/с)

Моделировалась территория завода в центре которой расположен рассчитываемый объект. Размер расчетной области 320x260x30 м, на этой территории имелось семь зданий высотой от 6 до 18(м). По метеорологическим данным бралась максимальная ветровая нагрузка и ветровая нагрузка, имеющая продолжительность не менее 12 часов. Для теплого периода направление ветра северо-западное, максимальная сила ветра - 13 (м/с). Сила ветра имеющего продолжительность 12 часов - 9 (м/с).

Ветровой профиль рис. 2 использовался для задания условий на границах расчетной области.

На рис. 3. а и б представлены поля скорости по высоте здания для расчетного варианта с максимальной скоростью ветра. Хорошо видно, что течение в микрорайоне застройки носит сильно неоднородный характер. Также и распределение скорости ветра в зависимости от высоты здания имеет сложную зависимость. На рис. 4. представлены значения коэффициента теплоотдачи на наружной поверхности здания для максимальной скорости ветра. Из распределений коэффициента теплоотдачи видно, что тепловые потоки через поверхность здания неравномерны и что даже при максимальной ветровой нагрузке коэффициенты теплоотдачи меньше чем в СНиП.

При моделировании внутренней задачи были получены распределения коэффициентов теплоотдачи по внутренней поверхности ограждающих конструкций. Были сделаны осреднения коэффициентов теплоотдачи для участков поверхности стены площадью 0.8 - 1.5 м2.

Для летних условий коэффициент теплоотдачи учитывал вклад естественной конвекции и существующей подвижности воздуха в помещении:

- для рабочей зоны средний коэффициент теплоотдачи а= 4.4 Вт/(м2К)

- для рабочей зоны максимальный коэффициент теплоотдачи а=6.2 Вт/(м2К) преимущественно в нижней части рабочей зоны

- в верхней части цеха коэффициент теплоотдачи был очень мал, так как теплые слои воздуха, обладающие меньшей плотностью, поднимались к нагретому перекрытию и там застаивались. В результате воздух имел очень

малую подвижность и=0.01-0.05 м/с и тепло передавалось в основном теплопроводностью.

Для участков ограждающих конструкций, на которые непосредственно влияли струи от воздухораздающих устройств, коэффициент теплоотдачи достигал значения а= 10 Вт/(м2К) .

Для расчета распределения коэффициентов теплоотдачи по наружной поверхности здания были рассмотрены различные варианты метеорологических условий: максимальная скорость ветра - 14 м/с, в данной местности; максимальная скорость ветра имеющего продолжительность воздействия не менее 12 часов - 9 м/с.

Для первого варианта было получено распределение коэффициентов теплоотдачи по поверхности здания представленное на рис. 4. Осреднение их по площади поверхности ограждения дает следующие результаты а=15.1 Вт/(м2К), а=17.3 Вт/(м2К) - коэффициенты теплоотдачи для стен, а= 22 Вт/(м2К) -коэффициенты теплоотдачи для кровли.

Максимальная разность давления на противоположных стенах, здания составляла 51.6 Па. Часть стены по высоте и длине имела разную по направлению силу давления. Количество инфильтрующегося воздуха получилось 453 кг/ч, при условии, что воздухопроницаемость окон соответствует нормативной. Количество тепла на охлаждение инфильтрующегося воздуха 1.1кВт. Для отопительного сезона - 5.8 кВт.

В табл. 1. приведены значения для коэффициентов теплопередачи и их отличие от коэффициентов теплопередачи рассчитанных, по нормативной документации для второго варианта метеорологических условий. Показан тепловой поток, проникающий внутрь здания и влияние изменения наружного коэффициента теплоотдачи на количество поступающего тепла через ограждающие конструкции для скорости ветра 9 м/с.

При сравнении двух вариантов видно, что при высокой скорости ветра реальный коэффициент теплоотдачи наружной поверхности здания ниже коэффициента, взятого по нормативным документам. В итоге при уточненном

расчете тепловых потерь с использованием данного метода можно снизить

проектируемые потери тепла через ограждения на 11%. Таблица 1.

Стена продольная Стена поперечная Кровля

Коэффициент теплоотдачи снаружи здания (расчет) а ШЧм2К) 10.1 13.9 17.5

Отличие коэффициента теплоотдачи от нормативного а=23Вт/(м1К) СНиП % 57% 39% 24%

Нормативный коэффициент теплопередачи К Вт/(м2К) 2.564 2.564 0.404

Коэффициент теплопередачи К Вт/(м2К) 2.18 2.36 0.401

Отличие нового коэффициента теплопередачи от посчитанного по нормативным значениям % 15% 8% 0.7%

Количество поступающего тепла через ограждение по СНиП 0 кВт 6.1 4.4 1.6

Количество поступающего тепла через ограждение О кВт 5.18 4.03 1.589

Влияние изменения наружного коэффициента теплоотдачи на суммарное количество тепла поступающего через ограждение (12.1 кВт) 7.6% 3.1% 0.03%

Как видно из таблицы, значительное отличие наружного коэффициента теплоотдачи 57% приводит к слабому изменению коэффициента теплопередачи 11 % (для сильно остекленной стены - 80% поверхности), так как влияние первого на второе незначительно. Для ограждающих конструкций, не имеющих остекления, с сопротивлением теплопередачи 11=1.3 м2К/Вт вклад наружного коэффициента теплопередачи составлял менее 1%.

В итоге можно сделать заключение, что при использовании локальных количественных данных суммарный приток тепла через ограждение может отличаться до 11% при учете наружных условий, при правильном учете максимальной нагрузки и реального состояния здания по параметрам его ориентации, взаиморасположения, воздухопроницаемости, остеклению и др.,.

При расчете цеха определено, что особенности планировки или ветровой нагрузки данного объекта не приводят к превышению тепловых потерь по сравнению с методикой СНиП.

Сяспха взнпшоенжрзеенн с ов уяя шжяфным Схстсмь юкпнаноихрохиаа с шеспс

хэлияцхилерАкк настегают юкпкхюкершх

Рис. 5. Помещение промышленного назначения

В четвертой главе рассказывается о выборе системы кондиционирования среди альтернативных вариантов, размещении ее воздухораспределяющих элементов с использованием локальных характеристик.

Был рассмотрен вариант помещения, где требовалось, чтобы максимальная разность температур (по длине, высоте - 4.0 м или ширине рабочей зоны) не превышала 2.0 °С, скорость изменения температуры рабочей зоны не должна превышать 1.0 °С/час. Количество явного тепла в рабочее время теплого периода составило 139 кВт, холодного периода - 5 кВт. Основная нагрузка приходится на систему кондиционирования воздуха.

Для помещения были рассмотрены следующие варианты системы кондиционирования с одинаковой мощностью:

(а) - шесть настенных кондиционеров;

(б) - два шкафных кондиционера с системой распределительных воздуховодов;

Был создан вариант расчета со следующими параметрами: длина цеха -38.2 м, ширина - 24 м, высота - 14 м, количество ячеек неравномерной сетки 80 х 60 х 22. Рассчитывалась задача сопряженного теплообмена. Толщина

ограждающей конструкции 5 = 0.3 м и коэффициент теплопроводности X = 0.27 Вт/(мК) для керамзитобетона. Для остекления 6/Х = 0.39 (м2К)/Вт. Для перекрытия толщина железобетонной плиты - 8 = 0.04 м, X = 1.69 Вт/(мК), для керамзитной засыпки - 8 = 0.3 м, X = 0.16 Вт/(мК). Внутри цеха размещено производственное оборудование, суммарное тепловыделение которого составило 83 кВт. Теплопоступление от солнечной радиации - 47 кВт. Суммарное тепловыделение 139 кВт. На наружных поверхностях ограждений заданы граничные условия третьего рода - найденные коэффициенты теплоотдачи из главы 3 и наружная температура /нар= 28.5 °С.

На высоте 1.0 м, меньший градиент темперы в рабочей зоне наблюдается у системы кондиционирования (а), максимальная разность температуры в составляет 1.2 °С. Для системы кондиционирования (Ь) максимальная разность температуры составляет 1.6 °С. Это заметно по трем зонам поля температуры. При увеличении высоты и приближении к уровню воздухораспределителей градиент температуры рабочей зоны увеличивается. На рис. 6. представлены температурные поля на высоте 3.0 м. Разность температуры для система (а) составляет 1.47 °С, для системы (Ь) - 2.9 °С. Таким образом, система (Ь) не удовлетворяет техническим требованиям, допустимая разность температуры превышена в полтора раза. Для системы (а) разность температуры не превышает допустимого диапазона, максимальная разность температур составляет 1.9 °С на высоте 4.0 м.

В результате на основе полученных количественных данных был сделан выбор в пользу системы кондиционирования (а). Для этой системы были рассчитаны различные варианты аварийного прекращения работы во время производственного процесса. При прекращении работы двух блоков системы кондиционирования, в первый момент времени тепловой поток составляет 139 (кВт). Это приводит к нагреву воздуха непосредственно вблизи станков. На основе анализа локальных значений температуры определено, что среднемассовая температура воздуха для области на расстоянии до 0.1 м от поверхности станка не превышает 12 °С по сравнению со средней температурой рабочей зоны цеха. Если не рассматривать зоны непосредственно вблизи

РТ^Л

и»

Рис. 6.

Поле температуры на высоте 3.0(м)

а) - система кондиционирования с двумя шкафными кондиционерами;

б) - система кондиционирования с шестью настенным» кондиционерами. Буквами обозначены интервалы температуры, отделенные изотермами: а-от 17 (С) до 18 (С), Ь-от 18 (С) до 19 (С),

С-от 19 (С) до 20 (С), у-от 17 (С) до 15 (С).

10 12 14 16 18 20

т(мин)

Рнс. 8

Рис.7. Зависимость

среднемассовой температуры воздуха

рабочей зоны от времени:

-не работают оба

блока системы

кондиционирования при максимальной тепловой нагрузке;

............не работают оба

блока системы

кондиционирования и нет теплопоступлений от

солнечной радиации;

----- не работает один

блок системы при максимальной тепловой нагрузке

станков, то градиент температуры для рабочей зоны не превышают 3.5 °С. Из рис. 7. можно определить время нагрева воздуха рабочей зоны. При выходе из строя двух частей системы и при влиянии солнечной радиации температура воздуха внутри цеха достигает 23°С (граница допустимого диапазона) за 2 минуты, при отсутствии солнечной радиации - за 4 минуты. При выходе из строя одной части системы и при влиянии солнечной радиации - за 9 минут. При реальной аварийной ситуации такой запас по времени будет у технического персонала для принятия решения.

В пятой главе представлен расчет гидродинамики и тепломассообмена для элемента системы кондиционирования - пластинчатого теплообменника-утилизатора со вдувом части горячего теплоносителя в каналы холодного. В каналах таких теплообменников гидродинамика имеет сложный характер. Аналогичные процессы имеют место в воздухораздающих насадках, в коллекторах системы вентиляции, в элементах центральных кондиционеров.

При температуре холодного воздуха выше -5(С) такие теплообменники прекрасно работают, если температура приточного наружного воздуха опускается ниже этого значения, конденсирующаяся в горячем канале влага в наиболее холодных местах начинает замерзать, что приводит к выходу теплообменника из строя. Одним из способов борьбы с обмерзанием является вдув горячего воздуха в канал с холодным теплоносителем. Для расчета воздухораздающих насадок и в теплообменнике рекуперативно-смесительного типа, а также в устройствах, где есть отрывные течения со вдувом, необходимо изменять стандартную модель турбулентности. Поэтому для расчета теплообменника были проведены проверочные расчеты течения в каналах со вдувом и сравнение с экспериментальными данными. Для моделирования каналов со вдувом сравнивались две модели турбулентности: усовершенствованная к-С модель и модель турбулентности Чен-Ким. По результатам сравнения с экспериментом, можно заключить, что применение усовершенствованной к-С модели турбулентности предпочтительнее.

Рис. 9 Поле температуры в (С) для разделяющей теплообменной поверхности. Слева для теплообменника без вдува горячего воздуха, справа -для теплообменника со вдувом. Холодный теплоноситель течет слева -направо, горячий снизу - вверх.

С использованием выбранной модели турбулентности был проведен расчет теплообменника-утилизатора рекуперативно-смесительного типа на 1000 м3/ч приточного воздуха. Подобраны конструктивные параметры теплообменника, выбран параметр вдува Р=0.13%, обеспечивающий работоспособность теплообменника при температурах холодного воздуха до -16 °С.

Результаты расчета двух вариантов пластинчатых теплообменников-утилизаторов представлены на рис. 8. Хорошо видно, что теплообменник без вдува подвергнется обмерзанию, в то время как теплообменник со вдувом будет оставаться работоспособным. Минимальные значения температуры для этих двух случаев на расстоянии 0.005 м от передней кромки на входе по холодному теплоносителю: минус 10.55 °С для теплообменника без вдува и - около 0.0 °С для теплообменника со вдувом.

Также была смоделирована ситуация, когда засоряется канал, через который вдувается горячий воздух и происходит нестационарное остывание теплообменной поверхности. По результатам расчета был сделан вывод, что даже очень кратковременное прекращение вдува горячего воздуха в течение 63 с

приводит к условиям конденсации и замерзанию влаги, что делает

теплообменник неработоспособным.

Выбранный теплообменник в холодный период позволяет экономить до

17% тепла, необходимого для подготовки приточного воздуха.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

1. Разработан метод расчета локальных характеристик воздушной среды при внешнем обтекании здания с учетом застройки, направления и силы ветра, а также атмосферных условий для холодного и теплого периодов.

2. Локальные характеристики использованы при расчете СОВК с учетом требований нормативных документов и повышенными требованиями на основных этапах проектирования системы поддержания тепловых режимов здания, начиная от определения теплового состояния и заканчивая расчетом элементов систем.

3. Установлено, что при учете локальных характеристик суммарные тепловые поступления через ограждающие конструкции могут отличаться до 12% от рассчитанных по СНиП в зависимости от ориентации и взаимного расположения зданий.

4. Показано, что с использованием разработанного метода могут быть получены локальные характеристики, анализ которых позволяет выбрать систему кондиционирования, удовлетворяющую повышенным по сравнению с нормативными требованиям к параметрам воздуха в помещение.

5. При использовании данного метода получено изменение температурных полей воздуха рабочей зоны во времени при различных аварийных ситуациях, для частичного или полного выхода из строя системы кондиционирования.

6. Была усовершенствована к-£ модель турбулентности для описания отрывных течений с неизотермическим вдувом в сносящий поток.

7. На основании разработанного метода показана возможность выбора параметра вдува Р=(рвл*ивд)/(ро*и0), обеспечивающего защиту теплообменной поверхности от обмерзания и увеличивающего диапазон работоспособности теплообменника-утилизатора.

8. При использовании разработанного метода были получены количественные данные по нестационарному остыванию теплообменной поверхности в условиях прекращения вдува горячего теплоносителя.

9. Созданы рабочие файлы и инструкции пользователя для расчета задачи внешнего обтекания здания, для расчета воздухообмена внутри цеха, для теплообменника утилизатора.

СПИСОК ОПУБЛИКОВАННЫХ РАБОТ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ Овчинников Е.В. Расчет характеристик воздушного отопления комнаты //

Труды Второй Росс. нац. конф. по теплообмену. -М., 1998. -Т. 8. -С. 40-41

Печ. Л. Тираж 400 Заказ ^^^

Типография МЭИ, Красноказарменная, 13.

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1. СУЩЕСТВУЮЩИЕ МЕТОДЫ РАСЧЕТА СИСТЕМЫ

ТЕРМОСТАБИЛИЗАЦИИ.

1.1 Методы определения тепловых поступлений и потерь здания.

1.2 Методы выбора систем термостабилизации.

1.3 Использование численных расчетов для определения теплового состояния воздушной среды в помещении.

1.4 Выводы по главе.

ГЛАВА 2. МЕТОД ЧИСЛЕННОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ СОСТОЯНИЯ ВОЗДУШНОЙ СРЕДЫ ПОМЕЩЕНИЯ.

2.1 Физическая модель процессов в здании.

2.2 Математическая модель процессов в здании.

2.3 Алгебраический аналог обобщенного уравнения сохранения.

2.4 Численное решение системы алгебраических уравнений.

2.5 Проверка метода.

ГЛАВА 3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕПЛОПОСТУПЛЕНИЯ ЗДАНИЯ С УЧЕТОМ РАЙОНА ЗАСТРОЙКИ И МЕСТНЫХ МЕТЕОРОЛОГИЧЕСКИХ ДАННЫХ.

ГЛАВА 4. СРАВНЕНИЕ АЛЬТЕРНАТИВНЫХ СИСТЕМ

КОНДИЦИОНИРОВАНИЯ И РАЗМЕЩЕНИЕ ВЫБРАННОЙ СИСТЕМЫ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ МЕТОДА ЧИСЛЕННОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ.

ГЛАВА 5. ПРИМЕНЕНИЕ ЛОКАЛЬНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ПРИ РАСЧЕТЕ

ЭЛЕМЕНТА СИСТЕМЫ ТЕРМОСТАБИЛИЗАЦИИ.

Актуальность диссертации. В последнее время вопросы рационального использования тепла в системах вентиляции, отопления, кондиционирования воздуха (СОВК) привлекают большое внимание исследователей. Причина этому - значительные энергетические затраты на отопление, вентиляцию и кондиционирование воздуха, которые составляют по разным источникам от 38% [86], до 50% [65] от энергии, получаемой из всего газового, жидкого и твердого топлива. Поэтому встает вопрос об эффективном проектировании систем. Так как большинство объектов строится по типовым проектам, то в таких случаях при проектировании обычно ограничиваются нормативно-справочной документацией, например [4], [5], [13], [14] [44], [49]. Но для целого ряда объектов промышленности, для технологических нужд и в бытовой сфере по требованиям комфортности необходимо разрабатывать системы и поддерживать микроклиматические условия в установленном диапазоне с высоким уровнем точности, обеспечивая равномерность параметров контролируемой среды. Например, по данным [32] для обеспечения технологических нужд оптических производств требуются системы с точностью поддержания температуры от ±0.1 до ±0.003 °С, а габариты некоторых оптических устройств требуют помещения с объемом 30000 м3. В текстильной промышленности по данным [31] при отклонении параметров воздуха от технологических норм на 30% увеличивается количество обрывов нити. На предприятиях ВПК существуют этапы технологии с прецизионным производством, и для получения требуемой точности необходимо жестко поддерживать температуру воздуха с точностью ±0,1 °С [32]. В библиотеках и музейных хранилищах в зависимости от климатических условий, типа здания и экспозиции могут рекомендоваться условия внутри помещений с допустимым отклонением ±1 °С [56].

В настоящее время существуют методы и справочная документация [32], [54], [3] для проектирования систем с повышенными требованиями к параметрам воздуха, но они не позволяют определить параметры воздушной среды в произвольной точке контролируемого помещения. Поэтому они имеют ограничения при создании оптимальных систем по параметрам энергопотребления, комфортности, стоимости, по выбору наилучших объемно-планировочных решений. Конечно, в работоспособности классических схем прецизионного кондиционирования [32], [54] нет сомнения, но они не всегда применимы. При реконструкции существующего помещения чаще всего нет возможности правильно расположить воздухораспределяющие элементы. Для памятников архитектуры нельзя применить классические схемы воздухораздачи. Для ответственных производств, где сложная геометрия рабочей зоны и много подвижных конструкций, классические схемы воздухораздачи также не дают должного результата. В каждом из этих случаев необходимо рассчитывать воздухообмен, учитывая внутреннее размещение оборудования, взаимодействия воздушных струй с тепловыделяющими элементами, находить оптимальное расположение устройств воздухораздачи.

Метод определения теплового баланса здания не учитывает большого числа факторов, влияющих на тепловые потери здания, такие как: форма задания, взаимное влияние зданий, влияние ветра на инфильтрацию и вытяжную вентиляцию. Поэтому практика выбора элементов системы с большим запасом по мощности широко используется в современных фирмах. Например, при проектировании систем отопления для коттеджей фирмы проектировщики берут до 50% запаса по мощности системы, чтобы перестраховаться от претензий заказчика. Такая же ситуация и при проектировании ответственных объектов кондиционирования.

Кроме того, существующие методы не позволяют проследить динамику состояния объекта для нестационарных условий его работы с учетом неравномерности полей скорости, давления, температуры.

Как показывает анализ современных методов расчета тепловых потерь здания в промышленности, особенностям внешнего расположения здания и внутреннего размещения технологического оборудования, так сказать, их взаимному влиянию, не уделяется достаточного внимания, следствием чего являются высокие нагрузки на системы кондиционирования, выбор оборудования с большим запасом по мощности, сложная и дорогая автоматика. В итоге эффективность системы получается низкой.

При таких обстоятельствах метод математического моделирования, основанный на решении дифференциальных уравнений гидродинамики и теплообмена, является хорошей альтернативой и позволяет получать данные по распределению локальных характеристик среды в пространстве и их динамику во времени.

Созданные и эксплуатируемые в настоящее время разнообразные пакеты прикладных программ (например: Fluent - США, PHOENICS - Англия [104], FlowVision - Российской фирмы «ТЕСИС»), использующие современные способы моделирования, основанные на методах вычислительной гидродинамики и тепломассообмена, позволяют довольно эффективно решать широкий круг задач, связанных со стационарным или нестационарным течением многофазных сред с теплообменом. Но, несмотря на широкую универсальность этих программ, нет метода для расчета СОВК, который позволял бы определить локальные характеристики, такие как температуры, скорости, давления для внутренних и внешних задач с учетом взаимного расположения зданий, размещения внутреннего оборудования, теплопередачи через ограждающие конструкции (сопряженный теплообмен).

Целью работы является создание научно-обоснованного метода расчета, который может быть применен для: a) получения распределения «зависимых переменных» (температуры, скорости, давления) в стационарных и нестационарных режимах в условиях моделирования реальной застройки вокруг здания; b) расчета локальных характеристик воздушной среды с учетом реального расположения оборудования внутри помещения и воздействия внешних метеорологических факторов; c) расчета элементов СОВК.

Для достижения указанной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Создать метод расчета локальных характеристик наиболее характерных процессов внутри и снаружи здания, основанный на решении дифференциальных уравнений Навье-Стокса.

2. Проверить метод численного моделирования, сравнить расчетные и экспериментальные данные для процессов: естественной конвекции на нагретой вертикальной пластине; для вынужденной конвекции в канале с теплообменом при турбулентном режиме течения; для смешанной конвекции внутри комнаты с системой воздушного отопления.

3. Провести расчет полей скорости, температуры и давления для задачи внешнего обтекания здания с учетом ветрового входного профиля и взаиморасположения зданий. Данные, полученные при решении задачи по внешнему обтеканию здания, использовать для решения задачи по внутреннему воздухообмену в помещений при проектировании системы кондиционирования воздуха.

4. Определить динамику изменения параметров воздушной среды помещения при аварийном прекращении работы частей системы кондиционирования для различных вариантов тепловой нагрузки.

5. Провести совершенствование модели турбулентности для описания отрывных течений со вдувом неизотермической струи в сносящий поток пригодной для расчета различных элементов СОВК. На основе выбранной модели турбулентности рассчитать элемент пластинчатого теплообменника-утилизатора со вдувом части горячего теплоносителя в канал с холодным. Определить динамику температуры теплообменных поверхностей при аварийном прекращении вдува горячего воздуха.

Научная новизна. Разработан метод расчета локальных характеристик позволяющий исследовать параметры воздушной среды промышленных объектов, совершенствовать проектирование СОВК, более точно определять тепловые характеристики здания, применять объемно-планировочные решения для повышения энергетической эффективности СОВК, правильно выбирать размещение воздухораздающих устройств.

Полученные локальные характеристики при обтекании здания потоком воздуха впервые использованы:

- при составлении теплового баланса здания по распределению коэффициентов теплоотдачи и тепловых потоков на его поверхности (задача решена в трехмерной постановке с учетом влияния расположения окружающей застройки и использованием в качестве исходной нагрузки ветрового профиля для городской застройки);

- для получения распределения температуры, скорости и давления в СОВК внутри здания с учетом размещения и тепловыделения производственного оборудования, сопряжения рассчитываемых областей внешнего обтекания здания, теплопередачи через ограждения и внутреннего воздухообмена. Данный метод позволил, кроме того:

- обойтись без расчетов внешних локальных коэффициентов теплоотдачи и рассчитывать непосредственно распределения температуры, используя метеорологические данные снаружи здания при решении задачи внешнего обтекания здания и внутреннего воздухораспределения в едином расчетном варианте;

- определить динамику изменения температуры воздушной среды помещения и получить количественные данные при аварийном прекращении работы различных частей системы кондиционирования для различной тепловой нагрузки.

Усовершенствована к-Б модель турбулентности для описания отрывных течений со вдувом неизотермической струи в сносящий поток. В модель турбулентности внесена поправка на параметр и угол вдува. Проведено сравнение с имеющимися экспериментальными данными. Модель может применяться при расчете различных элементов СОВК.

Впервые получены количественные данные по распределению температуры скорости и давления для элемента пластинчатого теплообменникаутилизатора со вдувом части горячего теплоносителя в холодный с применением усовершенствованной к-£ модели турбулентности. Получены количественные данные по нестационарному остыванию теплообменника при прекращении вдува.

Впервые метод расчета локальных характеристик использован на всех стадиях проектирования: при определении теплопритоков в здание, выборе системы кондиционирования воздуха из альтернативных вариантов, размещении воздухораздающих устройств, расчете элемента системы -теплообменника-утилизатора, моделировании нестационарных режимов.

Автор защищает:

- Метод расчета локальных характеристик использованный при проектировании систем поддержания тепловых режимов, основанный на решении системы дифференциальных уравнений Навье-Стокса.

- Результаты численных расчетов полей скорости, температуры, давления для задачи внешнего обтекания, внутри объекта и их использование при выборе альтернативных СОВК и их размещении.

- Усовершенствованную к-Б модель турбулентности для описания отрывных течений со вдувом неизотермической струи в сносящий поток.

- Результаты расчета течения и теплообмена в элементах теплообменника-утилизатора с локальным подводом теплоты и массы, использованные при выборе режима вдува, не приводящего к обмерзанию.

Практическая значимость работы состоит в том, что: разработанный метод позволяет получать количественные данные по распределению локальных характеристик для внешнего обтекания здания, более точно определить коэффициент теплоотдачи, инфильтрацию, составить тепловой баланс, выбрать оптимальное взаиморасположение и форму зданий. Для задачи внутреннего воздухообмена - рассчитать локальные характеристики учитывая внутреннее размещение оборудования, взаимодействия воздушных струй с тепловыделяющими элементами, найти

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Разработан метод расчета локальных характеристик воздушной среды при внешнем обтекании здания с учетом застройки, направления и силы ветра, а также атмосферных условий для холодного и теплого периодов.

2. Локальные характеристики использованы при расчете СОВК с учетом требований нормативных документов и повышенными требованиями на основных этапах проектирования системы поддержания тепловых режимов здания, начиная от определения теплового состояния и заканчивая расчетом элементов систем.

3. Установлено, что при учете локальных характеристик суммарные тепловые поступления через ограждающие конструкции могут отличаться до 12% от рассчитанных по СНиП в зависимости от ориентации и взаимного расположения зданий.

4. Показано, что с использованием разработанного метода могут быть получены локальные характеристики, анализ которых позволяет выбрать систему кондиционирования, удовлетворяющую повышенным по сравнению с нормативными требованиям к параметрам воздуха в помещение.

5. При использовании данного метода получено изменение температурных полей воздуха рабочей зоны во времени при различных аварийных ситуациях, для частичного или полного выхода из строя системы кондиционирования.

6. Была усовершенствована к-£ модель турбулентности для описания отрывных течений с неизотермическим вдувом в сносящий поток.

7. На основании разработанного метода показана возможность выбора параметра вдува Р=(рВд*иВд)/(р0*и0), обеспечивающего защиту теплообменной поверхности от обмерзания и увеличивающего диапазон работоспособности теплообменника-утилизатора.

8. При использовании разработанного метода были получены количественные данные по нестационарному остыванию теплообменйой поверхности в условиях прекращения вдува горячего теплоносителя.

9. Созданы рабочие файлы и инструкции пользователя для расчета задачи внешнего обтекания здания, для расчета воздухообмена внутри цеха, для теплообменника утилизатора.

1. Бакластов A.M., Горбенко В.А., Данилов О.Л. Промышленные тепломассообменные процессы и установки. М.: Энергоатомиздат, 1986.

2. Батурин В.В. Основы промышленной вентиляции М. :. Профиздат, 1990г.

3. Богословский В.Н., Пирумов А.И., Посохин В.Н. Внутренние санитарно-технические устройства. Ч.З. Вентиляция и кондиционирование воздуха. Кн. 1. М.: Стройиздат, 1992.

4. Борисов Б.Г., Борисов К.Б. «Отопление промышленных предприятий», М.: МЭИ, 1997. 68 стр.

5. Бредшоу П. Введение в турбулентность и ее измерение. М.: Мир, 1974, 268с.

6. Вызова Н.Л. Характеристики турбулентности в нижнем 300-метровом слое в условиях малого города // Труды ИЭМ. 1992. - вып. 55(155). - С. 105-120.

7. Вызова Н.Л., Иванов В.Н., Гаргер Е.К. Турбулентность в пограничном слое атмосферы. Л.: Гидрометеоиздат, 1989. - 264 с

8. Вызова Н.Л., Соловьев Г.Н., Машкова Т.Б. Сравнение способов определения состояния пограничного слоя атмосферы по измерениям на высотной мачте ИЭМ // Метеорология и Гидрология. 1978. - №7. -С. 18-24.

9. Бютнер Э.К. Динамика приповерхностного слоя воздуха. Л.: Гидрометеоиздат, 1978. - 157 с.

10. Воронов Г.И. Методы расчета турбулентных течений в слое шероховатости: Дисс. канд. физ.-мат. наук Л.: ЛГМИ, 1990.

11. Гиневского A.C. Турбулентные сдвиговые течения. М.: Машиностроение. 1982. 432 с.

12. Голубков Б. Н., Пяточков Б. И., Романова Т. М. Кондиционирование воздуха, отопление и вентиляция. М.: Энергоатомиздат, 1982г.

13. Голубков Б.Н., Романова Т.М., Гусев В.А. Проектирование и эксплуатация установок кондиционирования воздуха и отопления: М.: Энергоатомиздат, 1988.

14. Григорьева В.А. и Зорина. В.М. Промышленная теплоэнергетика и теплотехника. М.: Энергоатомиздат, 1991г.

15. Гусев В.М., Ковалев Н.И., Попов В.П., Потрошков В.А., Теплотехника, отопление, вентиляция и кондиционирование воздуха: Л.: Стройиздат,1981.

16. Дыбан Е.П., Эпик Э.Я. Тепломассообмен и гидродинамика турбулизованных потоков./ Киев.- Наукова-думка.-1985.-296с.

17. Ерошенко В.М., Зайчик Л.И. Гидродинамика и тепломассообмен на проницаемых поверхностях. М.: Наука, 1984.

18. Жукаускас A.A. Конвективный перенос в теплообменниках. М.: Наука,1982.

19. Иванов A.B. «Разработка методических основ оценки химических промышленных аварий» Дис. . .канд.техн.наук. М. 1999 удк. 614.8.002.1

20. Идельчик И.Е. Аэрогидродинамика технологических аппаратов. (Подвод, отвод и распределение потока по сечению аппаратов). -М.: Машиностроение, 1983. с.251.

21. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел A.C. Теплопередача. М.: Энергия, 1975.

22. Калинин Э.К., Дрейцер Г.А., Ярко С.А. Интенсификация теплообмена в каналах. -М.: Машиностроение, 1990,- 206 с.

23. Каменев П.Н. Богословский В.Н. Отопление и вентиляция. М.: Стройиздат, 1975.

24. Карпис Е.Е. Энергосбережение в системах кондиционирования воздуха.1. M.: Стройиздат, 1986.

25. Конт-Белло Ж., Турбулентное течение в каналах с параллельными стенками. Пер. с франц. Под ред. Г.Н. Абрамовича, Издательство «Мир», Москва, 1968 г.

26. Косенков В.И. Воздействие направленного вдува на струйный теплообмен промышленных теплотехнических установок.: Дис. канд. техн. наук.-МЭИ.: МЭИ.-1988. -25с.

27. Кронфельд Я.Г. Принципы устройства систем отопления, вентиляции, кондиционирования воздуха, тепло- и холодоснабжения в зданиях культовой архитектуры //АВОК 2000. - №1, с.7.

28. Кутателадзе С.С. Теплопередача и гидродинамическое сопротивление: Справочное пособие. М.: Энергоатомиздат, -1990. -367с.

29. Кутателадзе С.С., Леонтьев А.И. Теплообмен и трение в турбулентном пограничном слое. М.: Энергия, 1972, - 490с.

30. Литвинов А.М. Автоконтроль микроклимата при производстве химического волокна. Киев, 1972.

31. Ловцов В.В. Системы прецизионного кондиционирования воздуха. Л.: Стройиздат, 1971, с.4.

32. Лыков A.B. Тепломассообмен. М.: Энергия, 1978. - 480 с

33. Матвеев Л.Т. Курс общей метеорологии. Физика атмосферы. Л.: Гидрометеоиздат, 1984.

34. Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. М.: Энергия, 1977,с. 179.

35. Мотулевич В.П., Жубрин C.B., Численные методы расчета теплообменного оборудования, учебное пособие по курсу «Спецвопросы тепло- и массообмена». М.: МЭИ, 1989.

36. Научно-прикладной справочник по климату СССР. Серия 3. Многолетние данные. /Вып. 8. Москва и Московская обл. Л.: Гидрометеоиздат, 1990. -256 с.

37. Патанкар С. Численные методы решения задач теплообмена и динамики жидкости. М.: Энергоатомиздат, 1984. - 152 с.

38. Патанкар С., Сполдинг Д. Тепло- и массообмен в пограничных слоях М.:Энергия, 1971г.

39. Петухов Б.С., Шиков В.К. Справочник по теплообменникам: Т. 1, М.: Энергоатомиздат, 1987.

40. Рейнольде А.Дж. Турбулентные течения в инженерных приложениях. М.: Энергия. -1979. -408с.

41. Репухов В.М. Тепловая защита стенки вдувом газа / Киев.- Наукова-думка.-1989.-42с

42. Сергиевский Э.Д. Разработка методов расчёта и управления теплообменом и гидродинамикой в промышленных теплотехнологических и энергетических установках при наличии внешних воздействий.: Дисс. докт. техн. наук. -М.:МЭИ,- 1984. -171с.

43. СНиП Ц-33-75. Отопление, вентиляция и кондиционирование. М.: Стройиздат, 1975. 101с.

44. СНиП 2.01.01-82. Строительная климатология и геофизика. М.: Стройиздат, 1983. 136с.

45. СНиП 2.04.05-91*. Отопление, вентиляция и кондиционирование. М.: Стройиздат, 1994. 64с.

46. СНиП II-3-79*. Строительная теплотехника. М.: Стройиздат, 1995. 42с.

47. Сполдинг Д.Б. Конвективный массоперенос. М.: Энергия, 1965-241 с.

48. Староверов И. Г. Справочник проектировщика. Внутренние санитарно-технические устройства. Часть вторая. Вентиляция и кондиционирование воздуха. М.: Стройиздат, 1977г.

49. Сукомел A.C., Величко В.И., Абросимов Ю.Г Теплообмен и трение при турбулентном течении газа в коротких каналах. М.: Энергия, 1979. -216с.

50. Тереньтьев C.B. Повышение эффективности промышленных теплообменников утилизаторов вентиляционных систем путем смешения части теплоносителя. Дис. . .канд.техн.наук. - М. 1989

51. Тихомиров К.В. Теплотехника, теплогазоснабжение и вентиляция. М.: Стройиздат, 1981.

52. Участкина В. П. «Кондиционирование воздуха в промышленных зданиях.»

53. Издательство: Москва. Профиздат, 1963г.

54. Хаякава И. Чистые помещения. М.: Мир, 1990. с.54

55. Цой П.В. Методы расчета задач тепломассопереноса. М.: Энергоатомиздат, 1984.

56. Шерон С. Парк Системы микроклимата для исторических зданий //АВОК -2000. -№1, с.7.

57. Шлихтинг Г., Теория пограничного слоя, М.: Наука, с.591,с. 673, 1974.

58. Щекин Р.В., Кореневский С.М., Бем Г.Е. Справочник по теплоснабжению и вентиляции.-Киев: Будавельник, 1968.

59. Air Condition and Heat Pump Machinery Handbook. Mitsubishi Industries, Ltd. Refrigeration and Conditioning Machinery Division, Tokyo, Japan 1996/

60. Andreopoulos AG, Karayannis AN, Markatos NC Experimental and computational investigation of ventilation effectiveness in an industrial building. Published in the Institution of Chemical Engineers. 1994.

61. Bauman F., Gadgil A., Kammerud R. "Convective heat transfer in buildings: recent research results", ASHRAE Trans., vol. 89, Pt 1A.

62. Chen Q, Jiang, Z Simulation of a complex air diffuser with CFD technique. Proceedings of the 5th International Conference ob Air Distribution in rooms, ROOMVENT '96, Vol. 1, pp227-234, Yokohama, Japan, July 17-19, 1996

63. Chen Q, Moser A, Suter P A numerical study of indoor air quality and thermal comfort under six kinds of air diffusion. ASGRAE Vol. 98, Part 1 1992

64. Chen Qingyan "Indoor airflow, air quality and energy consumption of buildings", Krips Repro Meppel 1988.

65. Climate and Building Energy Menagement. R.Teasler: Energy and Buildings, v. 15-16, 1997-1998, pp. 599-608.

66. Conihan J. Simulation of an adiabatic urban boundary layer in a wind tunnel // Atmospheric environment. 1973,- v.7.- №7.- pp. 673-679.

67. Counihan J. Adiabatic atmospheric boundary layers: A review and analysis of data from the period 1880-1972 // Atmospheric environment. 1975. - v. 9. - pp. 871-905.

68. DR Glynn, JC Ludwig, DB Spalding The AUTOPLOT User Guide CHAM

69. TR/141, London: CHAM Ltd., 1991. 23c.

70. Hjertager B.H. and Magnussen B.F. "Numerical prediction of three dimensional turbulent flow in a ventilated room", Heat transfer and turbulent buoyant convection, Washington, Hemisphere Publ. Cop. 1977.

71. Holmes M. J. The Application of Fluid Mechanics Simulation Program PHOENICS to a Few Typical HVAC Problems, Ove Arup & Partens, London 1982.

72. Ito N., Kimura K. And Oka J. "A field experiment study on the convective heat transfer coefficient on exterior of a building", ASHRAE transactions, vol.78, part 1., 1972.

73. Jiang Yi "State-space method for the calculation of air conditioning loads and the simulation of thermal behavior of the room", ASHRAE transactions, vol. 82, part 2, pp.121-141. 1982.

74. Kooi J., van der Chen Qingyan "Improvement of cooling load programs by combination with an air flow program", Proceedings of the XVIIth international congress of Refrigeration. Vol. E. Vienna. 1987.

75. Kooi J., van der Chen Qingyan "Numerical simulation of air movement and temperature fiel in a room with cold and hot window surface", EUROMECH-207 Colloquium on Natural Convection. Delft., 1986.

76. Lam C.K.G. and Bremhorst K., A modified form of the k-e model for predicting wall turbulence, ASME J. Fluids Engng., Vol. 103, 1981, p456,

77. Launder B.E., Spalding D.B. The numerical computation of turbulent flow // Comp. Math. In Appl. Mech. & Eng.-1974.-v. 3. p.269.

78. Launder B.E., Spalding D.B. The numerical computation of turbulent flow Comp. Math. In Appl. Mech. & Eng. 1975. - v. 2. - c.122.

79. Maki T. Aerodynamic characteristics of wind within and above a plant canopy // Bull. Nat. Inst. Agric.Sci.-1976.- Ser.A.- №23,- pp. 1-67.

80. Mitalas G. P. "Calculation of transient heat flow through walls and roofs", ASHRAE transactions, vol. 74, part 2. 1968.

81. Monson D.J., Seegmiller H.L., McConnaughey P.K. and Chen Y.S.,'Comparison of experiment with calculations using curvature-corrected zero and two-equation turbulence models for a two-dimensional U-duct', AIAA 90-1484, 1990.

82. Nielson P.V. Flow in Air Conditioned Rooms, Ph.D. Thesis, Technical University of Denmark, Copenhagen, 1974.

83. Patankar S.V., Numerical heat transfer and fluid flow, Hemisphere publishing, Washington, D.C., p. 110, 1980.

84. Perry A.E., Scholfield W.H., Joubert P.N. Rough wall turbulent boundary layers // J. Fluid Mech. 1969. - v. 37. - pt. 2. - pp. 383-413.

85. Plate E.J., Qurashi A.A. Modeling of vertical distribution inside and above tall crops // J. Appl. Met. 1965. - v. 4. - pp. 400-406.

86. Raumwarme: grobter Posten unter den Energieausgaben. Energ. Und Umvelt aktuell. -1991, 15, N2, c. 5-12.

87. Reinartz A. And Renz U. " Calculation of temperature and flow field in a room ventilated by a radial air distributior", Int. J. of Refrigeration, vol. 7, no.5 pp. 308-312, 1984.

88. Rosten H.I., Spalding D.B. The PHOENICS Reference Manual. CHAM TR200b. London: CHAM Ltd., 1989.

89. Sakamoto Y. And Matsuo Y. "Numerical predictions of three-dimensional flow in a ventilated room using turbulence models", App. Math. Modeling, vol.4, no. 1, 1980.

90. Snyder W.H., Lawson R. E. Jr. Fluid modeling simulation of stack-tip downwash for neutrally buoyant plumes // Atmospheric environment. 1991. - v. 25a. -№12. - pp. 2837-2850.

91. Stull R.B. An introduction to boundary layer meteorology. Kluwer Academic Publishers. Dordrecht. Netherlands, 1988. - 667 p.

92. Tannous AG Air flow simulation in a minienvironment. Published in Solid State Technology, July 1996

93. The PHOENICS Journal of Computational Fluid Dynamics and its Applications:

94. Volume 10 N1, London: CHAM Ltd., 1997, 58c.

95. The PHOENICS Journal of Computational Fluid Dynamics and its Applications: Volume 9 N4, London: CHAM Ltd., 1996, 293c.

96. The PHOENICS Journal of Computational Fluid Dynamics and its Applications: Volume 9 N2, London: CHAM Ltd., 1996, 210-228,293-307c.

97. The PHOENICS Journal of Computational Fluid Dynamics and its Applications: Volume 9 N1, London: CHAM Ltd., 1996, 101c.

98. The PHOENICS Journal of Computational Fluid Dynamics and its Applications: Volume 7 N3, London: CHAM Ltd., 1995, 37c.

99. The PHOENICS Journal of Computational Fluid Dynamics and its Applications: Volume 7 N1, London: CHAM Ltd, 1994, 8-33,93-106c.

100. The PHOENICS Journal of Computational Fluid Dynamics and its Applications: Volume 6 N4, London: CHAM Ltd, 1993, 452-476c.

101. The PHOENICS Journal of Computational Fluid Dynamics and its Applications: Volume 6 N2, London: CHAM Ltd, 1993, 171-190c.

102. The PHOENICS Journal of Computational Fluid Dynamics and its Applications: Volume 5 N4, London: CHAM Ltd, 1992, 421-448c.

103. The PHOENICS Journal of Computational Fluid Dynamics and its Applications: Volume 2 N2, London: CHAM Ltd., 1989, pp 219-238 Air Flow Patterns in Ventilated Rooms. A. Lamers, R. van de Velde (Eindhoven University of Technology, The Netherlands)

104. The PHOENICS Reference Manual. CHAM TR/ 200a (PIL) London: CHAM Ltd, 1996.

105. The PHOENICS Reference Manual. CHAM TR/100. London: CHAM Ltd., 1996

106. The PHOTON User Guide. CHAM Development Team TR/140, London: