Politechnika Warszawska
Wydział Inżynierii Środowiska
Instytut Ogrzewnictwa i Wentylacji
Pompowa instalacja
centralnego ogrzewania dla
budynku wielorodzinnego
Marcin Śliwowski COWIG 4
07.02.2012 Warszawa
Spis treści
4.1 Piony instalacji C.O. 5
4.2 Przewody rozprowadzające w piwnicy 5
4.3 Dobór grzejników 5
4.4 Źródło ciepła 5
4.5 Naczynie wzbiorcze 5
Spis załączników
Stablicowane wyniki obliczeń
Dobór średnic przewodów i nastaw zaworów przygrzejnikowych
Wyniki obliczeń do doboru grzejników
Karty katalogowe i dane techniczne armatury
Karta katalogowa wymiennika JAD XK 3.18
Karta katalogowa zaworu odcinającego kulowego
Karta katalogowa zaworu zwrotnego
Karta katalogowa filtra siatkowego
Karta katalogowa pompy Stratos 50/1-8 CAN PN 6/10
Karta katalogowa zaworów podpionowych
Karta katalogowa zaworów odcinających przygrzejnikowych
Karta katalogowa zaworów termostatycznych przygrzejnikowych
Karta katalogowa naczynia wzbiorczego
Spis rysunków
Rys. nr 1 – Schemat węzła ciepłowniczego
Rys. nr 2 – Rzut kondygnacji powtarzalnej skala: 1:100
Rys. nr 3 – Rzut piwnicy z układem przewodów skala: 1:100
Rys. nr 4 – Rozwinięcie instalacji c.o. skala: 1:50
Celem projektu było zaprojektowanie pompowej instalacji centralnego ogrzewania dla budynku wielorodzinnego.
Projekt obejmuje:
dobór wymiennika ciepła,
dobór pompy oraz armatury po stronie instalacyjnej w węźle ciepłowniczym,
obliczenia dla najdalszego i najbliższego pionu oraz pionu zasilającego grzejniki na klatce schodowej, obejmujące dobór:
średnic przewodów,
wielkości grzejników,
nastaw zaworów;
dobór urządzeń zabezpieczających instalację,
rysunki wyszczególnione w spisie rysunków.
Projekt został opracowany na podstawie zlecenia.
Projekt opracowano na podstawie niżej wymienionych obowiązujących norm i ustaw:
PN-82/B-02403 – „Ogrzewnictwo. Temperatury obliczeniowe zewnętrzne”
PN-84/H-74200:1998 „Rury stalowe ze szwem gwintowane”
Rozporządzenie Ministra Infrastruktury z dnia 12 kwietnia 2002 r. w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budynki i ich usytuowanie. (Dz. U. z dnia 15 czerwca 2002 r. z późniejszymi zmianami).
Projekt pompowej instalacji centralnego ogrzewania wykonano dla budynku wielorodzinnego położonego w Białymstoku, w IV strefie klimatycznej, przy ulicy Witosa 4. Dla danej strefy klimatycznej jako projektową temperaturę zewnętrzną przyjmuje się -22°C.
Budynek, dla którego zaprojektowano instalację posiada jedną klatkę schodową i osiem kondygnacji. Jest całkowicie podpiwniczony.
Zgodnie z normą PN-EN 12831 przyjęto następujące temperatury wewnątrz budynku:
w pokojach oraz na korytarzu: ,
w łazienkach: ,
w nieogrzewanej piwnicy: .
Obliczeniowe zapotrzebowanie na moc cieplną budynku wynosi: 130160 W.
Instalacja centralnego ogrzewania zasilana będzie z nowoprojektowanego węzła ciepłowniczego kompaktowego. Projektowana instalacja jest instalacją pompową, dwururową z rozdziałem dolnym, systemu zamkniętego.
Nośnik ciepła - woda o parametrach obliczeniowych przyjętych 60/40°C - rozprowadzany jest z węzła ciepłowniczego gałęziami poziomymi. Przewody rozprowadzono pod stropem piwnicy.
4.1 Piony instalacji C.O.
Instalację zaprojektowano w układzie dwururowym z rozdziałem dolnym. Piony instalacji wykonano z rur stalowych czarnych ze szwem, łączonych przez spawanie. W najwyższych punktach poszczególnych pionów umieszczono samoczynne zawory odpowietrzające. Sposób doboru średnic pionów przedstawiono w części obliczeniowej.
4.2 Przewody rozprowadzające w piwnicy
Przewody poprowadzono pod stropem piwnicy ze spadkiem 0, 3% w kierunku węzła.
4.3 Dobór grzejników
Dla wszystkich ogrzewanych pomieszczeń dobrano grzejniki PURMO typu Compact. Sposób doboru przedstawiono w części obliczeniowej.
4.4 Źródło ciepła
Jako źródło ciepła zastosowano wymiennik JAD XK 3.18, którego kartę katalogową umieszczono jako załącznik 2.1. Sposób doboru wymiennika przedstawiono w części obliczeniowej.
4.5 Naczynie wzbiorcze
Dobrano naczynie wzbiorcze firmy REFLEX typ NG25 o pojemności 25 dm3.
Główne wymiary naczynia:
średnica: 280mm
wysokość: 465mm
masa: 4,6 kg.
Naczynie podłączono do instalacji rurą wzbiorczą DN20.
Parametry wody instalacyjnej: tz/tp = 60/40
Parametry wody sieciowej: Tz/Tp = 150/70
Obliczeniowa moc cieplna budynku: 130160 [W]
Obliczeniowa temperatura wewnątrz budynku wynosi ti = 20
Obliczeniowa temperatura zewnętrzna wynosi te = -22
Najbardziej niekorzystnym punktem pracy dla wymiennika c.o. jest punkt załamania wykresu regulacyjnego. Spadek temperatury Tz powoduje wzrost lepkości wody w wyniku czego spada wartość współczynnika przenikania ciepła U wymiennika. Z tego właśnie względu wymienniki ciepła dla instalacji c.o. należy dobierać na warunki pracy w punkcie załamania wykresu Tz = 70 .
Wymaganą moc cieplną wymiennika w punkcie załamania wykresu regulacyjnego obliczono z następującego wzoru:
gdzie:
- – współczynnik obciążenia cieplnego budynku dla punktu załamania wykresu regulacyjnego
Wartość współczynnika można obliczyć przekształcając wzór na temperaturę wody sieciowej w funkcji obciążenia cieplnego:
gdzie:
- m – współczynnik charakterystyki cieplnej grzejników,
- - średnia arytmetyczna różnica temperatury wody instalacyjnej i powietrza w pomieszczeniu, obliczana ze wzoru:
W rozpatrywanym przypadku:
$${t}_{\text{ar}} = \frac{60 + 40}{2} - 20 = 30K$$
$$T_{\text{ZX}} = 20 + 30 \bullet \varphi^{\frac{1}{1 + 0,29}} + \left\lbrack \left( 70 - 40 \right) + \left( 150 - 70 \right) - \frac{60 - 40}{2} \right\rbrack \bullet \varphi$$
Przyjęto i iteracyjnie obliczono wartość współczynnika
=0,364.
Stąd:
Qx = 0, 364 • 130160 = 47378 W.
Obliczeniowy strumień wody instalacyjnej policzono ze wzoru:
$m_{i} = \frac{Q_{o}}{c_{w}\left( t_{z} - t_{p} \right)}\ \left\lbrack \frac{\text{kg}}{s} \right\rbrack,$ gdzie:
− Qo – obliczeniowa moc cieplna wymiennika [W],
- cw - ciepło właściwe wody [J/kgs],
− tz – temperatura wody zasilającej instalację c.o. [],
- tp – temperatura wody powracającej z instalacji c.o. [].
A więc:
$$m_{i} = \frac{130160}{4186 \bullet \left( 60 - 40 \right)} = 1,555\frac{\text{kg}}{s}.$$
Obliczeniowy strumień wody sieciowej policzono ze wzoru:
$m_{s} = \frac{Q_{o}}{c_{w} \bullet (T_{z} - T_{p})}\ \left\lbrack \frac{\text{kg}}{s} \right\rbrack,$ gdzie:
− Tz – temperatura wody zasilającej wymiennik c.o. [],
- Tp – temperatura wody powracającej z wymiennika c.o. [].
A więc:
$$m_{s} = \frac{130160}{4186 \bullet (150 - 70)} = 0,389\frac{\text{kg}}{s}\text{.\ }$$
Przy doborze wymiennika okazało się, że strumień wody sieciowej należy zmniejszyć, ponieważ nie był spełniony warunek, że $\frac{A_{\text{rz}} - A}{A_{\text{rz}}} \bullet 100\% \leq 5\%$. Ostatecznie przyjęto $m_{s} = 0,299\frac{\text{kg}}{s}$ i dla tej wartości przeprowadzono pozostałe obliczenia pokazane w kolejnych punktach.
Temperaturę wody sieciowej wypływającej z wymiennika policzono ze wzoru:
$$T_{\text{px}} = T_{\text{ZX}} - \frac{Q_{x}}{m_{s} \bullet c_{w}} = 70 - \frac{47378}{0,299 \bullet 4186} = 32,15.$$
Temperaturę wody zasilającej instalację c.o. policzono z zależności:
$$t_{\text{ZX}} = t_{i} + {t}_{\text{ar}} \bullet \varphi^{\frac{1}{1 + m}} + \varphi \bullet \frac{t_{z} - t_{p}}{2} = 20 + 30 \bullet {0,364}^{\frac{1}{1 + 0,29}} + 0,364 \bullet \frac{60 - 40}{2} = 37,35$$
Temperaturę wody powrotnej w instalacji c.o. obliczono ze wzoru:
$$t_{\text{px}} = t_{i} + {t}_{\text{ar}} \bullet \varphi^{\frac{1}{1 + m}} - \varphi \bullet \frac{t_{z} - t_{p}}{2} = 20 + 30 \bullet {0,364}^{\frac{1}{1 + 0,29}} - 0,364 \bullet \frac{60 - 40}{2} = 30,07$$
Współczynnik przenikania ciepła U policzono z zależności:
$U = C \bullet {m_{s}}^{m} \bullet {m_{i}}^{n} \bullet {T_{\text{ZX}}}^{d} \bullet {T_{\text{px}}}^{e} \bullet F^{f}\ \left\lbrack \frac{\text{kW}}{m^{2}K} \right\rbrack,$ gdzie:
- C, m, n, d, e, f – stałe dla danego wymiennika,
- F – sprawność wymiennika wyrażona zależnością:
$$F = \frac{T_{\text{ZX}} - T_{\text{px}}}{T_{\text{zx}}{- t}_{\text{px}}}.$$
Dla rozważanego przypadku:
$$F = \frac{70 - 32,15}{70 - 30,07} = 0,948.$$
Tabela 5.1.6 Stałe wymiennika JAD XK 3.18
A [m2] | 2,12 | Współczynniki do wzoru na opory przepływu |
---|---|---|
C | 3,422141 | |
m | 0,375628 | ra |
n | 0,270342 | rb |
d | -0,171287 | pa |
e | 0,242605 | pb |
f | 0,476285 |
Kartę katalogową wymiennika dołączono jako załącznik nr 2.1.
Stąd:
$$U = C \bullet {m_{s}}^{m} \bullet {m_{i}}^{n} \bullet {T_{\text{ZX}}}^{d} \bullet {T_{\text{px}}}^{e} \bullet F^{f} = 2,677\frac{\text{kW}}{m^{2}K}.$$
Następnie policzono:
$$U_{\text{eksp}} = \frac{1}{\frac{1}{U} + R_{\lambda}} = \frac{1}{\frac{1}{2,677} + 0,1} = 2,112\frac{\text{kW}}{m^{2}K},$$
Gdzie:
- Rλ – obliczeniowy opór przewodzenia przez ściankę rury wraz z zanieczyszczeniami.
Wymaganą powierzchnię wymiany ciepła w wymienniku obliczono ze wzoru:
$$A = \frac{Q_{x}}{U_{\text{eksp}} \bullet {t}_{\log}}\left\lbrack m^{2} \right\rbrack,$$
Gdzie:
$${t}_{\log} = \frac{{t}_{2X} - {t}_{1X}}{\ln(\frac{{t}_{2X}}{{t}_{1X}})}\ \lbrack K\rbrack$$
- t2X , t1X, - różnice temperatury w wymienniku obliczane ze wzoru:
t2X = TZX − tZX [K],
t1X = Tpx − tpx [K].
Stąd:
t2X = 70 − 37, 35 = 32, 65K
t1X = 32, 14 − 30, 07 = 2, 07K
$${t}_{\log} = \frac{32,65 - 2,07}{\ln(\frac{32,14}{2,07})} = 11,11K$$
A więc:
$$A = \frac{47,378}{2,112 \bullet 11,11} = 2,02\ m^{2}$$
Następnie sprawdzono warunek:
$$\left| \frac{A_{\text{rz}} - A}{A_{\text{rz}}} \bullet 100\% \right| \leq 5\%$$
$$\left| \frac{2,12 - 2,02}{2,12} \bullet 100\% \right| = 4,705\%$$
Warunek został spełniony, co oznacza, że wymiennik c.o. został dobrany poprawnie.
Opory przepływu wody w rurkach (po stronie sieciowej):
pr = era • ln(ms) + rb = e1, 615862 • ln(0,299) + 4, 574711 = 13, 789 kPa
Opory przepływu wody w płaszczu (po stronie instalacyjnej):
pp = epa • ln(mi) + pb = e1, 9901902 • ln(1,555) + 1, 5977422 = 11, 893 kPa
ρt = 50 = 988, 04 kg/m3
$$\dot{m} = \frac{m}{\rho} = \frac{1,555}{988,04} = 0,00157\text{kg}/s\text{\ \ }$$
$$w = \frac{\dot{m}}{V} = \frac{0,00157}{3,14 \bullet {(\frac{0,0635}{2})}^{2}} = 0,497\frac{m}{s}$$
Lp. | Opór | Szt. | kv | ζ | Δp [Pa] |
---|---|---|---|---|---|
1 | Wymiennik | 1 | - | - | 11893,430 |
2 | Zawór odcinający kulowy | 6 | 560 | - | 4,142 |
3 | Zawór zwrotny | 1 | 72,5 | - | 41,186 |
4 | Filtr siatkowy | 1 | 160 | - | 8,456 |
5 | Odmulacz | 1 | - | - | 5000 |
6 | Rozdzielacz zasilający | 1 | - | 1 | 117,507 |
7 | Rozdzielacz na powrocie | 1 | - | 0 | 0 |
8 | Kolana | 10 | - | 0,3 | 35,252 |
$$\sum_{}^{}{\mathbf{}\mathbf{p}}$$ |
17099,973 |
Opór orientacyjny odczytano dla DN63,5 i wynosi on 60Pa/m.
R • l = 60 • 10 = 600 Pa
$$\sum_{}^{}{:17099,973 + 600 = 17699,973\ \text{Pa}}$$
Strumień wody dopływającej do wszystkich grzejników policzono ze wzoru
$$G = \frac{Q_{o}}{c_{w} \bullet t} = \frac{130160}{4186 \bullet (60 - 40)} = 1,555\frac{\text{kg}}{s}$$
Wymaganą wydajność pompy obiegowej policzono ze wzoru:
$$V_{p} = \frac{Q_{\text{inst}}}{c_{w} \bullet t \bullet \rho} = \frac{130160}{4186 \bullet 20 \bullet 983,2} = 0,00158{\ m}^{3}/s$$
Minimalną wysokość podnoszenia pompy obliczono ze wzoru:
$$H_{\text{pmin}} = \frac{{p}_{\text{zc}} + 300 \bullet \sum_{}^{}L}{g \bullet \rho}\ \left\lbrack m\ sl\text{upa}\ \text{wody} \right\rbrack,$$
Gdzie:
-pzc – opór źródła ciepła,
- $\sum_{}^{}L$ - suma długości działek w najbardziej niekorzystnym obiegu.
- ρt = 60 = 983, 2 kg/m3 .
Stąd:
$$H_{\text{pmin}} = \frac{17699,973 + 300 \bullet 125,9}{9,81 \bullet 983,2} = 5,75\ m\ sl\text{upa}\ \text{wody}.$$
Na podstawie otrzymanej minimalnej wysokości podnoszenia dobrano pompę obiegową firmy WILO Stratos 50/1-8 CAN PN 6/10. Kartę katalogową pompy zamieszczono w załączniku 2.5
Ciśnienie wytwarzane przez pompę obliczono ze wzoru:
po = 0, 9 • Hp • ρ • g [Pa]
ρt = 60 = 983, 2 kg/m3
ppo = 0, 9 • 5, 75 • 983, 2 • 9, 81 = 49919 Pa
Ciśnienie czynne wytwarzane w obiegu policzono ze wzoru:
pcz = ppo + 0, 75 • (ρp−ρz) • g • h[Pa],
Gdzie:
- ρp - gęstość wody w temperaturze tp: ρp = 992, 2 kg/m3,
- ρz - gęstość wody w temperaturze tz: ρz = 983, 2 kg/m3,
- h – różnica wysokości pomiędzy środkiem grzejnika i środkiem źródła ciepła; h=25,2 m.
Stąd:
pcz = 49919 + 0, 75 • (992,2−983,2) • 9, 81 • 25, 2 = 51589 Pa.
pdys = 51589 − 17699 = 33890 Pa
Minimalny opór działki z grzejnikiem określa wzór:
pgmin = (ρp−ρz) • g • hg [Pa],
Gdzie:
- hg - różnica wysokości pomiędzy środkami skrajnych grzejników w instalacji, hg=23,1 m.
A więc:
pgmin = (992,2−983,2) • 9, 81 • 23, 1 = 2039 Pa.
pvmin = 0, 3 • pstab [Pa]
Gdzie:
pstab = pdysp .
Stąd:
pvmin = 0, 3 • 33890 = 10167 Pa.
Do wstępnego doboru średnic określamy orientacyjną jednostkową stratę ciśnienia dla najbardziej niekorzystnego obiegu:
$$R_{\text{OR}} = \frac{0,67 \bullet ({p}_{\text{cz}} - {p}_{\text{ZC}} - \max({p}_{\text{gmin}};{p}_{\text{vmin}}))}{\sum_{}^{}L}\ \left\lbrack \frac{\text{Pa}}{m} \right\rbrack,$$
Gdzie:
- pcz - ciśnienie czynne w obiegu,
- pZC – opór źródła ciepła,
- pgmin- minimalny opór działki z grzejnikiem,
- pvmin - minimalny opór hydrauliczny zaworu termostatycznego,
- $\sum_{}^{}L$ – suma długości działek w najbardziej niekorzystnym obiegu.
$$R_{\text{OR}} = \frac{0,67 \bullet (51589\ - 17699 - 10167)}{125,9} = 126\ \frac{\text{Pa}}{m}$$
Stabelaryzowane wyniki obliczeń doboru średnic i nastaw przygrzejnikowych dla pionu 14, 6 i 1 zamieszczono w załączniku 1.1
Zyski ciepła od pionów policzono ze wzoru:
Qzysk = Qzysk z + Qzysk p = lz • qz + lp • qp[W],
gdzie:
- Qzysk z – zyski ciepła od pionu zasilającego [W],
- Qzysk p– zyski ciepła od pionu powrotnego [W],
- lz – długość pionu zasilającego w pomieszczeniu [m],
- lp – długość pionu powrotnego w pomieszczeniu [m],
- qz – jednostkowy strumień ciepła oddawany przez 1m pionu zasilającego[W/m],
- qp – jednostkowy strumień ciepła oddawany przez 1m pionu powrotnego [W/m].
Rzeczywiste zapotrzebowanie na moc cieplną policzono ze wzoru:
Qrzg = Q − Qzysk[W],
gdzie:
- Q – zapotrzebowanie na moc cieplną pomieszczenia [W],
- Qzysk – zyski ciepła od pionu [W].
Schłodzenie wody wyliczono ze wzoru:
$$\delta_{t} = \frac{l_{z} \bullet q_{z}}{\dot{G \bullet}c_{w}}\ \left\lbrack K \right\rbrack,$$
gdzie:
- G – strumień masowy [kg/s]
- cw – ciepło właściwe wody dla średniej temperatury nośnika (4186J/kgK).
Rzeczywistą temperaturę wody dopływającej do grzejnika policzono ze wzoru:
τdzz = tz − δt[]
Dla wyliczonych wartości dobrano długości grzejników płytowych RETTIG-PURMO. Wyniki obliczeń przedstawiono w załączniku 1.2
$$d_{o} = 54\sqrt{\frac{M}{\alpha_{c} \bullet \sqrt{p_{1} \bullet \rho}}\ }\ \left\lbrack \text{mm} \right\rbrack,$$
gdzie:
- M – masowa przepustowość zaworu bezpieczeństwa,
- αc - dopuszczony współczynnik przepływu zaworu dla cieczy: αc = 0, 9 • αcrz , gdzie αcrz = 0, 7,
- p1 – ciśnienie dopuszczalne w instalacji ogrzewania wodnego,
- ρ - gęstość wody sieciowej przy jej obliczeniowej temperaturze.
$$M = 0,44 \bullet V\text{\ \ }\left\lbrack \frac{\text{kg}}{s} \right\rbrack,$$
Gdzie:
- V –pojemność instalacji ogrzewania wodnego.
Orientacyjną pojemność instalacji ogrzewania wodnego odczytano z wykresu i wynosi ona 1,1 m3.
Wartość ciśnienia dopuszczalnego obliczono ze wzoru:
$$p = \frac{\rho_{1} \bullet g \bullet h}{10^{5}} + 0,2 = \frac{999,7 \bullet 9,81 \bullet 25,2}{10^{5}} + 0,2 = 2,67\ \text{bar}$$
Stąd:
M = 0, 44 • 1, 1 = 0, 484 kg/s
$$d_{o} = 54\sqrt{\frac{0,484}{0,9 \bullet 0,7 \bullet \sqrt{2,67 \bullet 951}}\ } = 6,67\text{mm}$$
Dobrano najmniejszą możliwą średnicę, czyli DN15.
Pojemność użytkową naczynia wzbiorczego obliczono ze wzoru:
Vu = V • ρ1 • y [dm3],
Gdzie:
- V – pojemność instalacji centralnego ogrzewania [m3],
- ρ1 - gęstość wody instalacyjnej w temperaturze początkowej t = 10 ,[kg/m3]
- y - przyrost objętości właściwej wody instalacyjnej przy jej ogrzaniu od temperatury początkowej do temperatury wody instalacyjnej na zasileniu [dm3/kg].
A więc:
Vu = 1, 1 • 999, 7 • 0, 0168 = 18, 479 dm3.
Pojemność użytkową naczynia wzbiorczego powiększoną o rezerwę na ubytki eksploatacyjne wody obliczono ze wzoru:
VuR = Vu + V • E • 10 [dm3],
Gdzie:
- E – ubytki eksploatacyjne wody instalacyjnej między uzupełnieniami, przyjmuje się 1,0%.
Stąd:
VuR = 18, 47 + 1, 1 • 0, 01 • 10 = 18, 58 dm3.
Pojemność całkowitą naczynia wzbiorczego policzono ze wzoru:
$$V_{n} = V_{u} \bullet \frac{p_{\max} + 1}{p_{\max} - p}\ \left\lbrack \text{dm}^{3} \right\rbrack,$$
Gdzie:
- pmax - maksymalne obliczeniowe ciśnienie w naczyniu wzbiorczym,
- p - ciśnienie wstępne w przestrzeni gazowej naczynia wzbiorczego przeponowego, wyznaczone ze wzoru:
$$p = \frac{\rho_{1} \bullet g \bullet h_{n}}{10^{5}} + 0,2 = \frac{999,7 \bullet 9,81 \bullet 25,2}{10^{5}} + 0,2 = 2,67\ \text{bar},$$
Gdzie:
− ρ1 - gęstość wody instalacyjnej w temperaturze początkowej,
- g - przyspieszenie ziemskie,
- hn - różnica wysokości między najwyższym punktem instalacji, a punktem podłączenia naczynia wzbiorczego.
A więc:
$$V_{n} = 18,47 \bullet \frac{5 + 1}{5 - 2,67} = 47,56\ \text{dm}^{3}.$$
Pojemność całkowitą naczynia wzbiorczego z uwzględnieniem rezerwy na nieszczelności policzono ze wzoru:
$$V_{\text{nR}} = V_{\text{uR}} \bullet \frac{p_{\max} + 1}{p_{\max} - p_{R}}\ \left\lbrack \text{dm}^{3} \right\rbrack,$$
Gdzie:
- pR - ciśnienie wstępne w przestrzeni naczynia wzbiorczego przeponowego przy uwzględnieniu rezerwy na nieszczelności, wyznaczane ze wzoru:
$$p_{R} = \left\lbrack \frac{p_{\max} + 1}{1 + \frac{V_{u}}{V_{\text{uR}} \bullet \left( \frac{p_{\max} + 1}{p_{\max} - p_{o}} - 1 \right)}} \right\rbrack - 1 = \left\lbrack \frac{5 + 1}{1 + \frac{18,47}{18,58 \bullet \left( \frac{5 + 1}{5 - 2,67} - 1 \right)}} \right\rbrack - 1 = 2,68\ \text{bar}$$
Stąd:
$$V_{\text{nR}} = 18,58 \bullet \frac{5 + 1}{5 - 2,68} = 48,05\text{dm}^{3}.$$
Następnie z dwóch różnych wzorów policzono średnicę rury wzbiorczej:
$$d = 0,7 \bullet \sqrt{V_{u}} = 0,7 \bullet \sqrt{18,47} = 3,01\ \text{mm}$$
$$d = 0,7 \bullet \sqrt{V_{\text{uR}}} = 0,7 \bullet \sqrt{18,58} = 3,02\ \text{mm}$$
Na podstawie tych obliczeń dobrano najbliższą możliwą średnicę DN20.
Dobrano naczynie wzbiorcze firmy REFLEX typ NG25 o pojemności 25dm3. Kartę katalogową naczynia dołączono w załączniku 2.9