сотрудник
Россия
Россия
сотрудник
Белгородская область, Россия
Белгородская область, Россия
УДК 69 Строительство. Строительные материалы. Строительно-монтажные работы
ТБК 5434 Вентиляция. Кондиционирование воздуха
Системы вытяжной вентиляции на промышленных предприятиях и объектах с применением вредных веществ в значительной мере определяют воздухообмен на рабочих местах для обеспечения нормируемых санитарно-гигиенических условий и эксплуатационных затрат. Особую значимость эффективного воздухообмена в таких помещениях представляет местная вытяжная вентиляция взрывоопасных вредных веществ, поскольку к их локализации, отсосу и транспортированию предъявляются повышенные требования. В работе представлены результаты аналитических и экспериментальных исследований режима работы комплексного местного вытяжного устройства с газовым эжектором для отсоса из укрытий взрывоопасных вредных химических веществ, обеспечивающего их эффективную локализацию, очистку и рециркуляцию воздуха. Приведены граничные условия и допущения расчета характеристик процессов эжекции газовых потоков, очистки технологических выбросов и рециркуляции очищенного газового потока, определенные на основе анализа ранее выполненных исследований и экспериментальных работ. Определены условия рациональных соотношений параметров устройства отсоса источников вредных выделений веществ, параметров эжектора и устройства очистки выбросов, при которых достигается экономическая и экологическая эффективность применения установки и исключается взрывоопасная ситуация на химических опасных предприятиях и объектах.
местная вытяжная вентиляция, взрывоопасные вещества, эжектор, рециркуляция, энергоэффективность систем вентиляции, расчет эжекции
Введение. Системы вытяжной вентиляции на промышленных предприятиях и объектах с применением вредных веществ в значительной мере определяют воздухообмен на рабочих местах для обеспечения нормируемых санитарно-гигиенических условий и эксплуатационных затрат [1–5]. Особую значимость эффективного воздухообмена в таких помещениях представляет местная вытяжная вентиляция взрывоопасных вредных веществ, поскольку к их локализации, отсосу и транспортированию предъявляются повышенные требования [6–9]. В выбрасываемом вентиляционном выбросе в атмосферу их содержание не должно превышать 30 % нижнего концентрационного предела взрываемости (НКПВ) [6], а на рабочих местах в производственном помещении – не более 10 % [1].
Главными факторами, определяющими расход местного вытяжного и приточного воздуха, являются конструктивная схема отсоса взрывоопасных вредных веществ (ВВВ) из технологического источника и средства их удаления, при которых сочетания неблагоприятных воздействий производственных и случайных факторов не приведут к возникновению взрывоопасной ситуации, подтверждение которых желательно с использованием CFD моделирования [10–11].
Для предотвращения взрыва транспортируемой газовой смеси применяются вентиляторы во взрывобезопасном исполнении для многократного разбавления ВВВ у места их образования с подсосом воздуха из помещения. Однако газовые эжекторы являются наиболее надежными, поскольку не имеют вращающихся элементов в газовом тракте и способны обеспечить производительность отсоса, во много раз превышающую производительность используемого вентилятора для выработки активного газа. Ограниченное их применение обусловлено преимущественно сравнительно меньшим, в 1,5–2 раза, коэффициентом полезного действия по сравнению с вентилятором. Повысить к.п.д. газового эжектора возможно за счет применения вместо вентилятора компрессора с давлением до 1 МПа, однако в реальных условиях это не всегда осуществимо. Находят применение вихревые вакуумные насосы, работа которых основана на принципе работы трубки Ранка [12], однако для их работы также требуется давление воздуха более 0,2 МПа.
Кроме этого, средства локализации и удаления ВВВ должны обеспечить безопасность при отсосе паров веществ, способных конденсироваться в холодный период года в воздуховодах или в выбросной шахте, а также при вентилировании канализационных и газовых систем. Наиболее эффективными являются закрытые и полузакрытые местные отсосы, обладающие рядом преимуществ по сравнению с другими видами, среди которых наиболее значимыми являются:
-значительная локализация выделяемых паров вредных веществ (ВВ);
-обеспечивается строго направленное перемещение объема ВВ;
-достигаются наименьшие удельные энергетические затраты на удаление ВВ;
-снижается расход приточного воздуха, поскольку подобные укрытия позволяют с высокой эффективностью улавливать выбросы ВВ из источника.
Несмотря на протекание подавляющего числа технологических процессов вне области воспламенения ВВВ, возможна вероятность возникновения условий для образования взрывоопасных концентраций и поэтому при обращении с ними требуются высоконадежные системы удаления и обезвреживания технологических выбросов [6].
Для обеспечения безопасного удаления ВВВ используются газовые эжекторы, обладающие способностью в несколько раз увеличивать расход отсасываемой газовоздушной смеси с укрытий выделения ВВВ относительно производительности вентилятора, позволяющие достичь значительных разрежений. Ранее выполненные исследования [1–3] и практическая их реализация применения газовых эжекторов были направлены на достижение на выходе из эжектора концентрации ВВВ в воздухе ниже нижнего концентрационного предела их взрываемости с воздухом.
Целью данной работы является определение состава и режима работы эжекторно-очистной установки с рециркуляцией очищенных вентиляционных выбросов, обеспечивающей снижение энергетических затрат на эксплуатацию местной вытяжной и приточной вентиляции при повышенной безопасности отвода ВВВ.
Методы исследования. Для достижения снижения удельного энергопотребления при работе местной вытяжной и общеобменной вентиляции в производственном помещении были выполнены теоретические исследования и схемные решения по обеспечению снижения выделения из источника ВВВ, эффективного и безопасного отсоса ВВВ, обезвреживанию химически опасных выбросов и рециркуляцию очищенных выбросов для снижения отсоса воздуха из помещения.
Принципиальная схема такой комплексной установки и характер изменения параметров газовоздушной смеси на различных участках газового тракта установки представлена на рис. 1.
Рис. 1. Эжекторно-очистная установка локализации взрывоопасных выделений вредных веществ, их обезвреживания и рециркуляции очищенных выбросов
1 – источник выделения взрывоопасных веществ, 2 – укрытие, 3,8 – дросселирующие устройства, 4 – очистное устройство, 5 – сопловой насадок активного газа, 6 - смесительная камера, 7 – диффузор, 9 – вентилятор
Приняты следующие обозначения параметров: P – давление, L – расход, V – скорость, Т – температура, r – плотность вентиляционного воздуха, f – площадь сечения; нижние индексы: в – параметры воздуха, поступающего в укрытие, 0 – параметры конвективного потока в укрытии источника ВВВ, 1 – параметры на выходе из насадка эжектора, 2 – перед смесительной камерой эжектора, 3 – на выходе из камеры эжектора, 4 – на выходе из диффузора, 5 – на выходе из укрытия (перед очистным устройством), 7 – смесь, поступающая в окружающую среду, 8 – очищенная смесь, поступающая в вентилятор, следует отметить, что V3 – скорость после завершения смешения, V ¢3 скорость смешиваемых потоков в начале смесительной камеры, при этом V ¢3 > V3.
На рис.1 введены следующие обозначения эпюры давления газовых потоков:
DРдр – гидравлическое сопротивление дросселирующего устройства; DРоу – гидравлическое сопротивление очистного устройства; с – d – полное давление, развиваемое вентилятором;
(l – m) – динамическое давление активного и отсасываемого газов на участке их смешивания, равное r3×(V3¢ )2/ 2; (а – б) – динамическое давление поступающего отсасываемого газа в смесительную камеру и создающее дополнительное разрежение на входе в смесительную камеру, равное r2×(V2 )2/2; (и – ж) – повышение статического давления по длине смесительной камеры, равное
DРсм - r3×V3 (V3¢- V3) - x×r3× V23/2;
(л – ж) – величина динамического давления на выходе из смесительной камеры, равная Рсм = r3× V23 /2; (h – r) – повышение статического давления в диффузоре, равное DРдиф = (1- xдиф) ×r3× V23 /2;
(а – с) – величина разрежения у среза сопловой насадки.
Основная часть. Способность эжектора создавать значительное разрежение при отсосе газа позволяет на его входе применить очистное устройство с эффективностью, достаточной для рециркуляции очищенной газовой смеси.
Для эффективного побуждения отсоса ВВВ с применением энергетически эффективной эжекторно-очистной установки потребовалась разработка математических зависимостей, позволяющих увязать характеристики процессов эжектирования газовых потоков, очистки технологических выбросов и рециркуляции очищенного газового потока. Для этого необходимо было определить ограничения и допущения при определении их параметров. Такими граничными условиями, определенных на основе анализа ранее выполненных исследований и экспериментальных работ, являются следующие положения.
- В системе локализующей вентиляции скорость поступающего воздуха в укрытие через проем должна быть равна или больше минимальной скорости, препятствующей выносу вредностей из укрытия.
- В укрытии должны реализоваться такие скорости воздуха над поверхностью вещества и разрежения при отсосе ВВВ, которые не интенсифицировали бы процесс испарения ВВВ с их источника. Изменение удельной скорости парообразования веществ mn, кг/м2×с, может быть определено по зависимости [8]:
, (1)
где М – молекулярная масса испаряющегося вещества; Ps – давление насыщенного пара, кПа;
kи – коэффициент испаряемости вещества, зависящий от скорости воздушного потока над поверхностью ВВВ или его раствором. Значения коэффициента kи при различных температурах испаряющегося вещества приведены в таблице 1 [8].
Таблица 1
Значения коэффициента при различных температурах испаряющегося вещества
|
Скорость воздуха, Vв, м/с |
Коэффициент испаряемости kи при температурах, оС: |
||||
|
10 |
15 |
20 |
30 |
35 |
|
|
0 |
1 |
1 |
1 |
1 |
1 |
|
0,1 |
3,0 |
2,6 |
2,4 |
1,8 |
1,6 |
|
0,5 |
6,6 |
5,7 |
5,4 |
3,6 |
3,2 |
|
1,0 |
10 |
8,7 |
7,7 |
5,6 |
4,6 |
- Влияние величины разрежения на испаряемость вредного вещества определяется коэффициентом испарения kp, зависящим от давления паров на поверхности испарения Pst и разрежения в укрытии Рр. Осредненное значение коэффициента испарения kp, кг/м2×ч по экспериментальным данным [12] приведено в таблице 2.
Полученные данные свидетельствуют о преимущественном влиянии скорости воздуха над поверхностью испарения по сравнению с влиянием создаваемого разрежения в укрытии при отсосе газа эжектором, поскольку испаряемость существенно зависит от разности между давлением паров на поверхности испаряющегося вещества и на удалении от неё.
Таблица 2
Осредненное значение коэффициента испарения экспериментальным данным
|
Температура испарения вещества, оС |
Температура вещества, оС |
Температура окружающей среды, оС |
Скорость движения воздуха, м/с |
Давление окружающей среды, мм. рт. ст. |
Коэффициент удельного испарения, кг/м2×ч |
|
70 |
20 |
20 |
1,7 |
750 |
2,2 |
|
18 |
18 |
0,7 |
750 |
1,6 |
|
|
17 |
16 |
0,7 |
750 |
1,5 |
|
|
25 |
20 |
0,0 |
650 |
2,0 |
|
|
30 |
20 |
0,0 |
550 |
2,8 |
|
|
40 |
20 |
0,0 |
460 |
3,5 |
|
|
40 |
20 |
0,0 |
370 |
7,2 |
|
|
15 |
10 |
20 |
1,9 |
750 |
6,0 |
|
18 |
18 |
1,7 |
750 |
8,0 |
|
|
16 |
20 |
0,0 |
650 |
25 |
|
|
16 |
20 |
0,0 |
460 |
220 |
|
|
16 |
20 |
0,0 |
370 |
425 |
4. Скорость конвективного (теплового) потока газа из источника выделения ВВВ в укрытии и поток газовой смеси не должны быть существенно трансформированы поступающим в укрытие воздухом из помещения. Их можно определить по выражениям [15]:
Vо = 0,136(Q/z)1/3, м/с (2)
Lо = 19(Q/z5)1/3, м3/с, (3)
где Q , ккал/ч, – выделяемый источником тепловой поток, z, м, – расстояние от поверхности источника ВВВ.
5. Скорость поступающего воздуха для большинства видов укрытий составляет 0,7 – 1,5 м/с. Поступающий расход воздуха в проем укрытия источника выделения ВВВ должен удовлетворять определенным требованиям, к примеру, при окрасочных работах [8] должен соответствовать условиям:
, (4)
, (5)
где mо – массовый расход выделяющихся ВВВ, г/ч, СНКПВ – нижний концентрационный предел взрываемости вещества, г/м3, коэффициент k = 2 при температуре ВВВ t £ 90 оС и k = 5 при t = 200 оС. Для других веществ коэффициент k будет иным.
6. При одновременном выделении в укрытии нескольких взрывоопасных веществ объем воздухопритока определяется по веществу с наименьшей температурой взрываемости [4].
7. При установлении режима воздухообмена в укрытии следует учитывать влияние температуры на скорость восходящих потоков ВВВ. В таблице 3 приведены значения скорости восходящих потоков Vz в зависимости от расстояния до поверхности выделения тепловых потоков [4].
Таблица 3
Зависимость скорости восходящих потоков от расстояния до поверхности выделения
тепловых потоков
|
Высота, z, м |
Скорость восходящих потоков Vо, м/с, при температуре источника, оС: |
||||||
|
20 |
30 |
40 |
50 |
60 |
70 |
80 |
|
|
0,05 |
0,3 |
0,34 |
0,4 |
0,43 |
0,45 |
0,5 |
0,67 |
|
0,15 |
0,34 |
0,38 |
0,45 |
0,5 |
0,55 |
0,6 |
0,74 |
|
0,25 |
0,38 |
0,43 |
0,5 |
0,56 |
0,6 |
0,68 |
0,8 |
|
0,35 |
0,4 |
0,46 |
0,54 |
06 |
0,66 |
0,73 |
0,86 |
|
0,45 |
0,4 |
0,46 |
0,55 |
0,63 |
0,7 |
0,77 |
0,9 |
|
0,55 |
0,36 |
0,45 |
0,57 |
0,66 |
0,73 |
0,8 |
0,93 |
|
0,65 |
0,34 |
0,44 |
0,58 |
0,68 |
0,75 |
0,82 |
0,96 |
|
0,75 |
0,32 |
0,44 |
0,58 |
0,69 |
0,77 |
0,85 |
0,98 |
Из приведенных данных следует, что температура источника определяет скорость подъема вредных выделений, градиент которой увеличивается с удалением от поверхности источника. Горизонтальная составляющая скорости воздуха, подтекающей к факелу ВВВ, равна [4]:
, (6)
где r – радиус источника, м, Q – тепловой поток источника, ккал/с.
8. Для обеспечения рекомендуемой скорости поступления воздуха в укрытие Vв (см. п. 5) скорость отсоса смеси эжектором из укрытия V4 определяется зависимостью [4]:
при а/А £ 2
и
при а/А> 2, (7)
где, а – расстояние от воздушного проема укрытия до отверстия отсоса смеси, А= F/П – гидравлический радиус отверстия отсоса из укрытия.
9. Поступающий в укрытие воздушный поток не должен нарушать факел выделения ВВВ, поэтому расстояние оси входной щели проема должно быть на расстоянии от поверхности источника ho не менее высоты разгона струи в поджатом состоянии, равного двум эквивалентным диаметрам поверхности источника ВВВ [4]. Высота факела в поджатом с парами выделяющихся веществ над поверхностью испарения составляет 50…200 мм при температуре 20–50 °С, на больших высотах факел начинает размываться.
Предпочтительней является применение щелевой подачи воздуха в укрытие с расходом
, (8)
при обеспечении скорости струи, не разрушающей разгонную часть факела ВВВ,
(9)
при критерии Архимеда:
,
где l – длина щели, м; Vв – скорость в проеме укрытия, м/с; V4 – скорость газа в отсасывающем отверстии укрытия, м/с; b – ширина щели, м; y – расстояние от отверстия поступления воздуха в укрытие до оси факела выделения ВВВ; Tо – температура источника выделения ВВВ, К; Тв – температура входящего воздуха, К.
Представленные математические зависимости, описывающие основные газодинамические процессы формирования выбросов в укрытии, их эжектирование и рециркуляцию, основаны на базовых уравнениях количества движения [13–15], баланса энергетических потоков [15–16] и баланса давлений в замкнутой системе с учетом исследуемой схемы эжекторно-очистной установки [17–18].
Уравнение количества движения газового потока для данной установки имеет вид:
L1×r 1 V1 + L2×r 2×V2 - (L1+ L2) r 3 V3 = Р3 f3 –Р1 f1- Р2 f2 . (10)
В смесительной камере максимальная скорость газа, реализуемая в области интенсивного смешивания активного и отсасываемого газов, V31 по мере стабилизации потока скорость снижается до значения V3 и при этом будет происходить повышение давления на величину DРсм = (1-xк)×V3×( V31 – V3)r3, где xк – коэффициент потерь в камере смешения. В диффузоре также будет происходить повышение давления на величину
DРдиф = (1-xдиф)×r3 V32/2, где xдиф – коэффициент потерь в диффузоре. С учетом потребного разрежения для преодоления сопротивлений дросселя 1 –DРдр1, очистного устройства – DРоу и создания разрежения в укрытии – (Рв – Р4) общее повышение давления с учетом превышения давления перед выбросом расхода смеси L7 из эжекторно-очистной установки над атмосферным
давлением – DРдр2 = (Р7 –Рв) должно быть равно
DРэ =DРсм + DРдиф +DРдр2 . (11)
Плотность смеси в укрытии равная , где Lо – конвективный поток ВВВ. Плотность газа в смесительной камере будет равна
.
Полное давление, развиваемое побудителем, должно быть не менее полного сопротивления газового тракта перед смесительной камерой установки и обеспечения превышения давления перед дросселем над атмосферным давлением с учетом повышения давления в смесительной камере и диффузоре, то есть:
Р1п= (1+ xн) r1×V1 2/2 - DРдр1 - DРоу + r 2×V2 2/2 +DРдр2, (12)
где xн – коэффициент потерь давления в сопловом насадке.
Следовательно, развиваемое давление вентилятором должно преодолеть сопротивление дросселя на выходе из укрытия - DРдр1 , сопротивление очистного устройства - DРоу, потерю давления, обусловленную взаимодействием смешиваемых двух упругих тел за счет их удара – DРсм, создания разрежения в укрытии для предотвращения утечек ВВВ в помещение и обеспечить превышение давления Р7 над давлением окружающей среды.
Для составления уравнения баланса энергии введем ряд определений.
Энергия в выходном сечении насадки с учетом преодоления сопротивлений дроссельного и очистного устройств, создания движения отсасываемой газовой смеси и разрежения в укрытии – (Pв –Р4) равна:
Е1 = L1(r 1× V21/2 - r 2×V22/2). (13)
Энергия, затрачиваемая на преодоление сопротивлений перед эжектором:
Е2 = L2[DРдр1 + DРоу +(Pв –Р4)]. (14)
Энергия, затрачиваемая в смесительной камере и теряемая в диффузоре при коэффициентах потерь в них xсм, xдиф, обозначив L1+ L2 = L3:
Ек.д. = (xсм + xдиф) L3 ×r 3× V23/ 2. (15)
Потеря энергии при смешивании потоков за счет удара активного газа и отсасываемого:
Есм = L1×r 1(V21-V23)/2+L2×r 2(V22-V23)/2. (16)
Энергия, теряемая во всасывающем воздуховоде вентилятора:
Евс = (L3 – L7) ×Р7 + L1 ×r 3 × V28/ 2. (17)
Уравнение баланса энергии для исследуемой схемы газовых потоков имеет вид:
L1[r 1× V21/2 - r 2×V22/2] = L2[DРдр1 + DРоу +(Pв –Р4)] + (xсм + xдиф) × L3 ×r 3× V23/ 2+ L1 ×r 1(V21 - V23)/2 +
+L2×r 2(V22 - -V23)/2 + (L3 – L7) ×(Р7 - Рв)+ L1 ×r 3 × V28/ 2. (18)
Скорость газа в смесительной камере определяется по зависимости [6]
, (19)
где nэф - наиболее выгодное значение отношения скоростей nэф = V2/V3, которые представлены в таблице 4 в зависимости от отношения b = L2/L1. В ней также представлены зависимости от величины b наиболее предпочтительные отношения площадей сопловой насадки f1, площади проходного сечения отсасываемого газа f2 и площади смесительной камеры f3, а также отношение скоростей газа на входе в смесительную камеру и на выходе из неё V2/V3. Приведенные в таблице 4 данные соответствуют наиболее эффективному к. п. д. смесительной камеры и диффузора, равных hсм = 0,85, hдиф = 0,85 [8].
Знание площади поперечного сечения смесительной камеры позволяет определить по диаметру камеры d3 длину диффузора l диф = (6 – 8) d3, приняв угол раскрытия образующих диффузора a = 8 – 10 о.
Таблица 4
Предпочтительные режимные параметры установки
|
b |
0,5 |
0,8 |
1,0 |
2,0 |
4,0 |
6,0 |
10 |
|
пэф |
0,46 |
0,526 |
0,551 |
0,61 |
0,664 |
0,717 |
0,75 |
|
f3/f2 |
1,38 |
1,18 |
1,1 |
0,955 |
0,87 |
0,835 |
0,825 |
|
f3/f1 |
2,19 |
2,83 |
3,28 |
5,76 |
12,1 |
19,8 |
39,81 |
|
V2/V3 |
0,52 |
0,585 |
0,613 |
0,688 |
0,736 |
0,767 |
0,793 |
Скорость газа на выходе из соплового насадка равна:
V1 = V3 [1+b (1- V2/V3)]. (20)
Статический коэффициент полезного действия эжектора в составе рассматриваемой установки равен:
hст= . (21)
Из зависимости (21) следует, что определяющим фактором, влияющим на достигаемый коэффициент полезного действия, является гидравлическое сопротивление очистной установки, поэтому при выборе способа очистки выбросов от химически вредных веществ следует это учитывать. Разница давлений Р7 - Рв должна быть минимальной, но одновременно обеспечивать выброс расхода смеси из установки в атмосферный воздух L7, равный поступившему воздуху в укрытие Lв..
Результат. При использовании разработанного алгоритма на основе приведенных выше зависимостей полученные характеристики эжекторно-очистной установки, представленные на рис. 2-4, позволяют для различных режимов работы определить наиболее рациональное решение.
Экономическая эффективность эжекторно-очистной установки с рециркуляцией очищенной смеси не может определяться только коэффициентом полезного действия газового эжектора. Следует учитывать снижение потребляемой энергии за счет снижения требуемой величины приточного воздуха на величину уменьшенного выброса в помещение ВВВ из укрытия и уменьшенного потребления отсасываемого воздуха из помещения в укрытие за счет внедрения рециркуляции воздуха [19-21].
Рис. 2. Зависимость полного давления вентилятора от отношения расходов отсасываемого и активного газа
Рис. 3. Зависимость КПД эжектора от отношения расходов отсасываемого и активного газа
Рис. 4. Зависимость мощности вентилятора от отношения расходов отсасываемого и активного газа при различной высоте движения воздуха h0 над поверхностью испарения ВВВ
Кроме этого, следует сопоставить мощность, потребляемую вентилятором без эжектора при разбавлении выделяемых выбросов до концентрации не выше 30 % НКПВ с мощностью вентилятора, подающего активный воздух в эжектор и работающий в режиме рециркуляции очищенного активного газа.
Если, к примеру, для отсоса выделяемых ВВВ с расходом конвективного потока Lo = 0,2 м3/с при длинах всасывающего и напорного воздуховодов по 5 м, скорости газа V2 = 25 м/с, тогда потребная производительность вентилятора при разбавлении выбросов не менее чем на 30 % НКПВ составит не менее L2 = 0,66 м3/с. Развиваемое вентилятором давление без эжектора должно быть равно Р1 = (Рв – Р4) + +(1 + x)r2 ×V22/ 2 = 520 Па при (Рв – Р4) = 50 Па. Мощность вентилятора составит 0,5 кВт. Для подачи активного газа в эжектор с параметрами b = 1, V2/ V3 = 0,613 (см. табл. 4), V1 = 1,387 V3 (из зав. 20), V3 = 40,8 м/с, тогда V1 = 56,6 м/с и давление, развиваемое вентилятором, составит величину Р1 = 1369 Па при расходе газа L1 = 0,2 м3/с. С учетом гидравлического сопротивления воздуховодов длиной до 2 м потребная мощность вентилятора составит 0,42 кВт. Более достоверное определение экономического преимущества рассматриваемой установки определяется для конкретного воздухообмена помещения.
Выводы. В результате выполненных аналитических исследований и использования результатов ранее выполненных экспериментальных работ показано преимущество применения эжекторной установки вместо вентилятора во взрывобезопасном исполнении при применении в её составе очистной установки. Применение на взрывоопасных предприятиях эжекторно-очистной установки позволяет обеспечить экономию энергетических ресурсов в системах местной и приточной вентиляции, а также безопасность и нормируемые экологические показатели.
1. Шепс Р.А., Шашин А.В., Жерлыкина М.Н., Шичкин В.В. Определение энергетической эффективности механической вентиляции помещений с выделением вредных веществ // Жилищное хозяйство и коммунальная инфраструктура. 2019. № 2 (9). С. 62-68.
2. Kireev V.M., Goltsov A.B., Seminenko A.S., Ovsyannikov Y.G. Creation of a new energy-efficient design of the dustexhaust system // IOP Conference Series: Materials Science and Engineering. 2019. № 552(1). 012021.
3. Sheremet E.O., Seminenko A.S., Goltsov A.B., Podporinov B.F. Efficiency of dust separating devices in ventilation emission cleaning systems // IOP Conference Series: Materials Science and Engineering. 2018. № 327(4). 042081.
4. Батурин М.В. Основы промышленной вентиляции. М.: Профиздат, 1990. 446с.
5. Логачёв И.Н., Логачёв К.И., Аверкова О.А. Энергосбережение в аспирации. Теоретические предпосылки и рекомендации // Москва, Ижевск, 2013.
6. Бесчастнов М.В. Промышленные взрывы. Оценка, предупреждение. М.: "Химия", 1991. 431 с.
7. Rickenbacker H.J., Collinge W.O., Hasik V. et al. Development of a framework for indoor air quality assessments in energy conservation districts // Sustainable Cities and Society. 2020. 52. 101831
8. Бромлей М.Ф., Щеглов В.П. Проектирование отопления и вентиляции. М.: Издательство по строительству, 1965. 257 с.
9. Каменев П. Н. Отопление и вентиляция. Часть 2 - Вентиляция. М.: Издательство по строительству, 1964. 470 с.
10. Logachev K.I., Averkova O.A., Tolmacheva E.I., Logachev A.K., Dmitrienko V.G. Modeling of Air and Dust Flows in the Range of Action of a Round Suction Funnel Above an Impermeable Plane. Part 1. A Mathematical Model and Algorithm for its Computer Implementation, Refract. Ind. Ceram. 2016. № 56. Pp. 679-683.
11. Pietrowicz S., Kolasiński P., Pomorski M. Experimental and numerical flow analysis and design optimization of a fume hood using the CFD method. Chemical Engineering Research and Design 2018. 132. Pp. 627-643.
12. Скрыпник А.И. Исследование условий образования и распространения выбросов при испытании ЖРД. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Воронеж, КБХА, 1969. 150 с.
13. Yang Y., Wang Y., Song B., Fan J., Cao Y. Stability and accuracy of numerical investigation of droplet motion under local ventilation airflow, Build. Environ. 2018. № 140. Pp. 32-42.
14. Jeong S.-H., Kwon H.-M., Ahn S.-J., Yang J.-H. A Study on the Improvement of Ventilation Rate Using Air-flow Inducing Local Exhaust Ventilation System, J. Asian Archit. Build. Eng. 2016. №15. Pp. 119-126.
15. Эльтерман В.М. Вентиляция химических производств. М.: "Химия", 1980. 197 с.
16. Шашин А.В. Влияние геометрических характеристик укрытия шкафного типа местной вытяжной вентиляции на эффективность работы по удалению ВХВ // Вестник Томского государственного архитектурно-строительного университета. 2010. № 1 (26). С. 165-171.
17. Kireev V.M., Buryanov I.A., Minko V.A., Seminenko A.S., Goltsov A.B. Determination of the height of aspiration shelter funnel // International Journal of Pharmacy and Technology. 2016. № 8(4). pp. 22538-22544
18. Лобанов Д.В., Шепс Р.А., Портнова Н.В. Экспериментальные исследования энергоэффективности работы систем климатизации в офисном помещении // Вестник Воронежского государственного технического университета. 2018. Т. 14. № 3. С. 71-79.
19. Zhou B., Wei P., Tan M., Xu Y., Ding L., Mao X., Zhao Y., Kosonen R. Capture efficiency and thermal comfort in Chinese residential kitchen with push-pull ventilation system in winter-a field study, Build. Environ. 2019. № 149. Pp. 182-195.
20. Huang Y., Wang Y., Liu L., Nielsen P.V., Jensen R.L., Yan F. Reduced-scale experimental investigation on ventilation performance of a local exhaust hood in an industrial plant, Build. Environ. 2015. № 85. Pp. 94-103.
21. Jaremenko S.A., Garmonov K.V., Sheps R.A. Research of air pollution by dust aerosols during construction // IOP Conference Series: Materials Science and Engineering International Conference on Construction, Architecture and Technosphere Safety (ICCATS 2017). 2017. 012189.
